ВЫСОКОПРОЧНЫЙ БЕТОН

ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА ВЕЛИЧИНУ УСАДКИ БЕТОНА

Об усадке тяжелого бетона имеется не меньше экспе­риментальных данных, чем о его ползучести. Попытки- использовать эти данные для получения общих количест­венных закономерностей явления содержатся в ряде работ.

При оценке возможной величины усадки бетона [94, 96, 135, 167, 199] в практических расчетах учитывают обыч­но влияние важнейших факторов непосредственно на ве­личину деформаций. Наиболее полно соответствующие методы оценки разработаны в исследованиях И. И. Улиц­кого [94], а также в Рекомендациях Европейского коми­тета по бетону [96]. Эти методы построены на основе весьма широких обобщений экспериментальных результатов.

С. В. Александровский [1] предложил оценивать ве­личину деформаций усадки исходя из рассмотрения влаго- физических свойств бетона. Имеются попытки оценивать

Эту величину [52 и др. ] на основании математического опи­сания различных вариантов моделей бетона как много­компонентного материала.

Перечисленные методы количественной оценки дефор­маций усадки в большинстве случаев относятся к тяжелым бетонам низкой и средней прочности (высокопрочные бе­тоны в этой связи специально не рассматривались).

Результаты большинства исследований, проведенных ранее, позволяют считать, что усадка бетона определяется в количественном отношении воздействием в основном тех же факторов, что и его ползучесть. Исходя из общих требо­ваний к качеству и технологии изготовления описываемых тяжелых бетонов (см. главу VI), можно ограничиться рассмотрением тех же главных факторов, которые фигу­рировали в оценках величины деформаций ползучести, т. е. исходить из выражения

«уТ= £уm

Где еут — предельное значение деформаций усадки бетона из смеси определенного состава в некоторых заданных ис­ходных условиях; — безразмерные коэффициенты, ана­логичные по смыслу коэффициентам

В выражении (VII. 1) отсутствует лишь коэффициент |т, учитывающий по аналогии с формулой (VI. 1) влияние возраста бетона к моменту нач

Скольку опытами установлено

Ная продолжительность начального периода твердения бе­тона во влажных условиях не отражается заметно на пре­дельной величине деформаций.

Наряду с этим результаты анализа экспериментальных материалов, сделанного Е. Н. Щербаковым [110], ука­зывают на то, что характер влияния одних и тех же фак­торов на ползучесть бетона и его усадку в общем случае неодинаков.

Прежде всего не удается обнаружить закономерной связи между величиной усадки и активностью цемента использованной ранее для оценки влияния качества цемен­та на ползучесть бетона (см. рис. 47). На рис. 57 показаны результаты обширных опытов [47] по изучении усадки цементного раствора одинакового состава, но изготовлен­ного с применением портландцементов, минералогические характеристики которых и активность менялись в весьма широких пределах. В отличие от рис. 47 взаимосвязь рас-

Сматриваемых величин на рис. 57 отсутствует, и наблюдае­мый разброс в величине деформаций не связан с измене­нием прочностных характеристик цемента в широком диа­пазоне. Такие же примерно результаты получаются при об­работке данных Дэвиса (30], Гоннермана [142].

С другой стороны, попытки непосредственно учитывать влияние компонентов минералогического состава клинкера на усадку часто приводят к противоречивым результатам

[130, 142] из-за большого числа этих компонентов. При рассмотрении некоторого обобщенного параметра минера­логического состава, например соотношения в цементном камне кристаллической и гелевой составляющих, предло­женного А. Е. Шейкиным [105], получаемые результаты также не во всех случаях находят четкое эксперименталь­ное подтверждение [102]. Для обычных алитовых портланд - цементов в большой выборке экспериментальных данных влияние минералогического состава на величину усадки находится в пределах общего разброса опытных точек. Лишь у белитовых цементов и цементов с высоким содер­жанием трехкальциевого алюмината усадка заметно по­вышена. По-видимому, по этой причине влияние минерало­гической характеристики портландцемента на деформации усадки бетона иногда переоценивается некоторыми авто-
рами [32]. Но при этом упускается из вида, что белитовые и высокоалюминатные цементы все реже применяются в промышленно-гражданском и транспортном строительстве, а большинство отечественных (и зарубежных) товарных цементов имеет преимущественно алитовую минералогичес­кую характеристику.

Е. Н. Щербаков [110] показал, что при практических оценках можно пренебрегать влиянием свойств цемента на величину деформаций усадки бетона, если минералогиче­ский состав и тонкость помола цемента находится в обыч­ных пределах. При обработке результатов измерения уса­дочных деформаций тяжелых бетонов на современных порт - ландцементах обнаружено, что для неизменного состава смеси (принято, как и ранее, В/Ц = 0,5, содержание це­ментного теста рт = 0,2) и некоторых исходных условий предельные значения усадочных деформаций вне зависи­мости от индивидуальных качеств цемента колеблются около величины еут = 250 • Ю-6, отклоняясь в преде­лах ± 10%. Под исходными условиями подразумеваются в данном случае те же, что и принятые ранее для ползу­чести (приведенный, радиус сечения г = 2,5 см, относите­льная влажность воздуха 0 = 70%, твердение в начальный период — в естественных условиях).

Величина 8ут = 250 • Ю-6 близко согласуется с зару­бежными данными Рекомендаций ЕКБ [96], принимающих для тех же условий еут = 265 • Ю-6, а также с данными других авторов [94].

Заметное различие в воздействии основных факторов на усадку бетона и его ползучесть сказывается также в от­носительном влиянии В/Ц смеси. Установлено [110], что влияние В/Ц на величину деформаций усадки удовлетво­рительно описывается следующим эмпирическим выражени­ем для коэффициента

10 (В/Ц)2

=------- (VII.2)

1+6 (Я/Ц)2 V '

Из сравнения этой формулы с (VI.2) видна, что в отличие от ползучести влияние на усадку бетона В/Ц смеси по мере его роста постепенно затухает. Такой характер зависимости для коэффициента Ц не противоречит современным взгля­дам на природу влажностных деформаций, в соответствии
с которыми эти деформации не связаны с удалением из бето­на свободной воды [II.

Зависимость величины усадки бетона от содержания цементного теста рт носит по сравнению с ползучестью более ярко выраженный нелинейный характер и может быть представлена в виде степенной функции вида Ц = я(рт)р> где аир — коэффициенты, подбираемые по опытным дан­ным. Как видно из [110], для рассматриваемой категории тяжелых бетонов на плотном прочном заполнителе пока­затель степени р колеблется в пределах 1,4—1,8. Без ущерба для точности расчетных оценок с целью их упро­щения можно принять р = 1,5. Тогда

£2= 11,2 (рт)3/2>

В работе Е. Н. Щербакова [110] обоснованы также эмпи­рические зависимости для коэффициентов Ц и аппрок­симируемые выражениями

51 = 0,035 (31 — г);

Сравнение выражений (VII.4) и (VII.5) с соответствую­щими формулами для коэффициентов и І" (см. стр. 115) показывает, что влияние масштабного фактора на усадку бетона сказывается в большей степени, чем на его ползучесть. Это положение оговорено также в Рекомендациях ЕКБ. Что касается влияния относительной влажности среды, то такие различия наблюдаются преимущественно лишь в зо­нах низкой и высокой влажностей. В обычном диапазоне атмосферной влажности 0 = 50-^-80% при расчете по формулам (VII.5) и (VI.6) получаются близкие числовые результаты, и можно для упрощения принимать £4 = =

= І4 1108].

Существующие эмпирические методы прогнозирования деформаций усадки тяжелого бетона ( методика И. И. Улиц­кого, ЕКБ, Иванса и Конга и др.) основываются на том, что влияние каждого из перечисленных главных факторов оце­нивается независимо от остальных. Все эти методы могут быть сведены в конечном итоге к оценке величин деформаций в форме (VII. 1) и различаются только рекомендуемыми значениями соответствующих коэффициентов, входящих в это выражение. В отдельных случаях принимается во вни­
мание воздействие тепловлажностной обработки (методика Улицкого), разного рода добавок (методика Иванса и Конга). В методике Александровского по существу учитывается влияние тех же факторов, однако не на величину дефор­маций непосредственно, а косвенно, через влагофизические параметры бетона.

Таким образом, перечисленные способы не отличаются в принципе от обычно применяемых для оценки деформаций ползучести (см. главу VI). Им присущи, следовательно, те же недостатки, о которых шла речь в предыдущей главе. Несмотря на заметно выраженное влияние отдельных фак­торов, учитываемое коэффициентами по-прежнему не­обходимо, в частности, оценивать и учитывать в стадии проектирования большое число взаимосвязанных техно­логических параметров бетонной смеси.

Эти методы, кроме того, исключают возможность пря­мого сопоставления деформативных свойств бетонов с раз­личными прочностными показателями. В большинстве ис­следований не уделялось должного внимания анализу воз­действия на усадку различных сочетаний факторов (преж­де всего технологического характера), определяющих ин­дивидуальные качества бетона. Это часто приводит к яв­ным противоречиям в оценках деформативной способности бетонов и, в первую очередь, высокопрочных (см. стр. 154).

Как и ранее (см. главу VI), обратимся к анализу так называемых нормативных значений деформаций єу. н, относящихся к бетону из смеси произвольного состава при сохранении прочих равных условий. Подразумевая под этим принятые выше исходные размеры сечения элемента и влажность воздуха и полагая, = £4 = 1, рассмотрим выражение

(VH.6)

Подставляя соответствующие эмпирические выражения (VII.2) и (VII.3), а также среднее значение еут = 250 х ХІ0-6 в формулу (VII.6) с учетом приближенного соотно­шения

Рт-0,42В(1+г)10-3, (VII.7)

Получаем

Ву. н. 106 = 0,2463/2 F (VII.8)

Где В — расход воды в л на 1000 л бетонной смеси; г — цементоводное отношение смеси.

Выражение для єу. н в виде (VII.8), отражающее суммар­ное влияние технологических факторов в функции выбран­ных независимых параметров (Виг), позволяет проследить принципиальные связи, изображенные на рис. 58.

Как видно, при условии сохранения постоянства рас­хода воды в смеси В зависимость (VII.8) характеризуется

Незначительным изменением деформаций єу. н при любых возможных значениях цемёнтоводного отношения z (и, следовательно, расхода цемента Ц = Bz). Поскольку это вытекает из объективного характера наблюдаемых эк­спериментальных зависимостей (VII.2) и (VII.3), следует расценивать установленную закономерность, как до не­которой степени всеобщую. Возможная в определенных пределах изменчивость числовых коэффициентов (например, показателя степени Р) в выражениях] (VII.2) и (VII.3) в принципе не изменяет сделанный вывод.

Указанная закономерность в подавляющем большинстве случаев прямо подтверждается экспериментальными дан­ными. На рис. 59 показано относительное изменение ве­личины деформаций усадки тяжелых бетонов разных со­ставов, но изготовленных из смесей с примерно одинаковым расходом воды в пределах каждой группы испытаний. Как видно из рис. 59, если В ^ const, деформации усадки бе­тонов изменяются, несмотря на колебания остальных тех­нологических параметров в широких пределах, как пра­
вило, не более чем на ±10% (заштрихованная область). Аналогичный вывод был сделан в Американской ассоциации портландцементов [123], а также Карлсоном [124], Левь - яном [167] и некоторыми другими исследователями.

Учитывая это экспериментально установленное поло­жение, методы прогноза величин деформаций усадки можно в значительной степени упростить. Функция переменной z, входящей в выражение (VII.8), при изменении аргумента

В практически возможных пределах меняется весьма не­значительно, и ее числовое значение может быть принято в среднем равным 0,525. Тогда выражение (VI 1.8) сводится к весьма простой закономерности:

Еу. н=куВ3/2= КуВ J/J3, (VII.9)

Где ку — безразмерный коэффициент, равный 0,125 X 10~6. Эта зависимость, полученная Е. Н. Щербаковым [108], положена в основу методики определения марок 200—600, рекомендованной в настоящее время «Указаниями по проек­тированию железобетонных мостов» СН 365—67 [92]. Как видно из рис. 58, при расчете по формуле (VII.9) получают­ся те же результаты, что и по выражению (VI 1.8).

Представляет интерес выяснить, в какой степени об­наруженные закономерности отражены в других предло­жениях по нормированию деформаций усадки. Для этого следует сравнивать формулы для еу. н, соответствующие одинаковым условиям, принятым за исходные.

В Цюрихской лаборатории испытания материалов [199] было предложено оценивать суммарное влияние тех­нологических параметров на усадку тяжелого неармиро - ванного бетона по формуле

ЬВ/Ц

Еу. н-Ю6 = 1^(667 + 4), (VII. 10)

Где В и Ц — расходы воды и цемента в кг на 1000 л бетон­ной смеси; т — весовое соотношение между заполнителем и цементом в смеси.

И. И. Улицкий [94] исходит из того, что ВІЦ смеси и содержание цементного теста рТ влияют на усадку бе­тона так же, как и на его ползучесть [201 ]. Учитывая это обстоятельство, а также принимая, по данным Улицкого, еут = 275 • Ю-6, можно записать

1+В/Ц

Ву. н• 10» = 5500 1+Вщ + т (В/Ц)*. (VII. 11)

Этот метод использован в «Рекомендациях по определению потерь предварительного напряжения от ползучести и усад­ки бетона», разработанных в 1968 г. НИИСК Госстроя СССР.

В соответствии с Рекомендациями Европейского коми­тета по бетону [96] произведение коэффициентов lyi Ц оценивают по номограмме в зависимости от ВІЦ и расхода цемента Ц на 1 м3 бетонной смеси, причем єут = 265 • Ю-6. Указанная номограмма почти точно аппроксимируется аналитическим выражением, которое в соответствии с (VII.6) позволяет записать:

Еу. н • 1 Об = 0,25 [Щ + 275) + 6,9 (Ц-75) (В/Д)2]. (VII. 12)

По предложению С. В. Александровского [1], который оценивал величину усадочных деформаций с иных позиций, предельное ( к моменту достижения бетоном гигрометри - ческого равновесия с окружающей средой) значение еу.„ вычисляют по выражению

* Г /Ц — 225 В/Ц — 0,44

Еу. н' Ю6— ®КИкр = 300 0,7 + 0,15 (^-25—+ 0>1 JJ,

(VII.13)

Где t/кр — избыточная (сверх равновесной при 0 = 70%) критическая влажность бетона определенного состава, ко-

Торая для элементов 6 приведенным радиусом сечения г ^ < 6,7 см может быть принята равной 0,01 г/г; К — коэф­фициент, учитывающий влияние состава бетона на вели­чину t/кр"» Р — коэффициент линейной усадки, практи­чески независящий от состава бетонной смеси и принима­емый равным 3 • 10~2 ^ j Методика С. В. Алексан­дровского использована в СНиП, в которых разрешается принимать коэффициент К приближенно в зависимости от проектной марки бетона.

В формуле (VII. 13) рекомендуемое значение коэффи­циента р = 3 • 10~2 мм/мм/г/г справедливо при отсутствии градиента влажности (и деформаций) по поперечному сече­нию элемента, высыхающего только в направлении продоль­ной оси. При условиях всестороннего высыхания, примени­тельно к которым разработаны все остальные рассмотрен­ные предложения, по данным С. В. Александровского [2],

Правильнее принимать р —1,5 X 10~2 ^ /-7.

MM j о

В (VII. 10)—(VII. 13) влияние технологических пара­метров бетонной смеси находит выражение в самой раз­личной форме. И тем не менее зависимости] (VII. 10) — (VII. 13) удается сопоставить между собой, если графиче­ски представить каждую из них в координатной системе, использованной на рис. 58. Для этого следует вычислить значения Єу. н по формулам (VII. 10)—(VII. 13), соответ­ствующие любому фиксированному расходу воды в смеси, по разным значениям цементоводного отношения Z (и, следовательно, расхода цемента Ц = Bz). В качестве примера рассмотрим результаты подсчетов для случая В = 160 л/м3 = const (рис. 60). При любом другом зна­чении В = const картина не меняется.

Как следует из рис. 60, формулы, предложенные Цюрих­ской лабораторией (VII. 10) и Европейским комитетом по бетону (VII. 12), в неявном и усложненном виде по сущест­ву отражают то же принципиальное положение, что и про­стая зависимость (VII.9) на рис. 58: при неизменном рас­ходе воды в смеси В величина деформаций бетона еу. н мало зависит от остальных технологических параметров (Ц и Z) и практически сохраняется на одном уровне. При этом результаты вычислений по методике ЕКБ и предла­гаемой простой формуле (VII.9) для одинаковых условий (включая расход воды в смеси) численно близко совпадают (см. рис. 58 и 60).

В тех же условиях с ростом Ц и г деформации, рассчи­танные по методике Улицкого, значительно снижаются (почти в 3 раза), а по методике Александровского, напро­тив, заметно возрастают (более чем в 2 раза). В первом слу­чае получаемая зависимость обусловлена, очевидно, не­правильным допущением, заложенным в формуле (VII. 11),

Поскольку, как отмечалось, влияние главных технологи­ческих факторов на усадку бетона и его ползучесть неоди­наково. Закономерность же, обнаруживаемая при вычис­лениях по методике Александровского, требует более под­робного анализа (см. следующий раздел).

Таким образом, рис. 60 свидетельствует о принципиаль­ных расхождениях, создаваемых различной оценкой влия­ния главных технологических факторов на усадку бетона. Судя по этому рисунку, методика Улицкого недооценивает, а методика Александровского переоценивает влияние рас­хода цемента Ц в сравнении с В/Ц. Вследствие этого и в том и в другом случае на рис. 60 обнаруживаются связи, ко­торые не подтверждаются большим количеством опытных результатов (см. рис. 59) и вступают в противоречие с за­кономерностью на рис. 58.

Эта закономерность заключается в том, что суммарное влияние на усадку бетона технологических факторов удает­ся практически однозначно выразить через один параметр —

Расход воды В независимо от дозировки остальных со­ставляющих бетонной смеси.

Подтверждением служит рис. 61, на котором представ­лены результаты лабораторных испытаний обычных тя­желых и мелкозернистых (песчаных) бетонов на усадку. Поскольку длительность большинства испытаний состав-

1у» ' Ю6

Ляла около одного года, предельные значения деформаций были вычислены путем умножения измеренных величин на постоянный коэффициент, принятый равным 1,15. В от­дельных случаях использовалась экстраполяция кривых нарастания деформаций по той же методике, которая при­менялась при обработке данных о ползучести бетона (см. главу VI).

Предельные опытные значения деформаций приводились далее к принятым исходным размеру сечения (г = 2,5 см) И влажности воздуха (0 = 70%). Соответствующие попра­вочные коэффициенты Із и Ц принимались (в зависимости от условий опыта) по формулам (VII.4) и (VII.5).

Вычисленные таким путем величины деформаций єут = = 8у. н нанесены на рис. 61 в зависимости от фактического расхода воды в бетонных смесях. Несмотря на то что осталь­ные технологические параметры (расход цемента, В/Ц, Соотношение между крупной и мелкой фракциями запол­нителя и т. д.) менялись в очень широких пределах, опыт­ные точки закономерно расположились около кривой, по­строенной по формуле (VII.9).

Для всей совокупности точек на рис. 61 с помощью ЭЦВМ найдено корреляционное уравнение кривой регрессии, под­твердившее степенной характер зависимости между єу. н и В. Кривая, соответствующая уравнению регрессии (с показателем степени у = 1,38), мало отличается от кри­вой, построенной по формуле (VII.9), значительно более удобной для практического пользования.

Полученный коэффициент корреляции г = 0,818 мень­ше установленного ранее (см. главу VI) .при анализе нор­мативных величин деформаций ползучести. Однако повы­шенный разброс опытных точек не обнаруживает в данном случае никакой закономерной связи с колебанием таких технологических параметров, как расход цемента (в пре­делах от 220 до 1370 кг/м3) или водоцементное отношение смесей (в пределах от 0,27 до 1,07). Он обусловлен, вероят­но, несколько большим по сравнению с ползучестью влия­нием на усадку бетона характеристик применяемых мате­риалов и методических особенностей эксперимента. Вместе с тем для практических оценок надежность установленной эмпирической связи остается удовлетворительной.

Наличие однозначной связи между єу. н и В, непосред­ственно выраженной в формуле (VII.9), позволяет уста­новить простейший критерий для оценки величины дефор­маций усадки. Смысл расхождений между другими предло­жениями (см. рис. 60) сводится к тому, что существование этой связи либо признается ими только в косвенной форме (методика ЕКБ, формула Цюрихской лаборатории), либо вообще отрицается (методика Улицкого и Александров­ского).