Document 989082

В.И. ПОДОЛЬСКИЙ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ОПОРЫ
КОНТАКТНОЙ СЕТИ
КОНСТРУКЦИЯ, ЭКСПЛУАТАЦИЯ,
ДИАГНОСТИКА
УДК 621.332.3:621.315.66
Подольский В. И. Железобетонные опоры контактной сети.
Конструкции, эксплуатация, диагностика/Труды ВНИИЖТ. М.: Интекст, 2007. - 152 с.
Рассмотрена эволюция опорного хозяйства электрифицированных
железных дорог России. Особое внимание обращено на
центрифугированные железобетонные опоры контактной сети,
составляющие основу парка опор электрифицированных линий. Рассмотрены природа и основные свойства железобетона как материале
опор, особенности технологии их изготовления методом
центрифугирования. Большое внимание уделено воздействию
эксплуатационных факторов на образование в бетоне повреждений в
виде продольных трещин, на развитие деструктивных процессов В
бетоне И снижение его прочности. Рассмотрено влияние продольных
трещин и снижения прочности бетона на несущую способность
конструкций. Проанализированы различные методы диагностики
состояния арматуры в подземной части опор и способы оценки
прочности бетона в их различных частях. Предложены методы
диагностики подземной и надземной частей опор и даны рекомендации
по их применению в процессе эксплуатации.
Книга рекомендована работникам электрифицированных железных
дорог,
проектировщикам,
преподавателям
и
студентам
транспортных вузов.
Ил. 77, табл. 7.
Редакционный совет: А.Е. Семечкин(председатель),
Ю. М. Черкаиин, К. П. Шенфельд, О. Н. Назаров, В. А. Котельников, II. II.
Привалов,
Г. И. Нарских (ответственный секретарь)
Заведующая редакционно-издательским отделом ВНИИЖТ
Г. И. Нарских Редактор Г. И. Нарских, Н. П. Чевалков
©ВНИИЖТ,
© «Интекст»,
Предисловие
Представленная вниманию читателей книга являет собой
научное обобщение эволюции развития опорного хозяйства
контактной сети Российских железных дорог с первых лет их
электрификации. Опоры контактной сети являются весьма
ответственным элементом системы тягового электроснабжения,
обеспечивающим энергообеспечение перевозочного процесса. В
силу отсутствия их резервируемости они напрямую влияют на
непрерывность технологического процесса перевозок, а в случае
разрушения создают угрозу нарушения безопасности движения и
жизни людей. Автор показывает, как поэтапно, методом проб и
ошибок шел отбор наиболее рациональных конструкций
опорного хозяйства электрификации железных дорог, который
привел к тем решениям, которые сеть имеет на сегодняшний
день. Именно неприемлемость обычных строительных подходов
к опорам контактной сети, вызванная неучетом специфических
условий их нагружения, а также воздействия динамических и
климатических факторов вывели их на уровень железобетонных
конструкций особого класса, требующих специального научного
обеспечения при создании, изготовлении и эксплуатации.
Автор этой книги, доктор технических наук Виктор
Иванович Подольский, является научным руководителем этого
направления, развиваемого во ВНИПЖТе с 1970-х годов.
Книга представляет собой предпринятую впервые
попытку свести и обобщить весь комплекс проблем, связанных
с опорным хозяйством электрифицированных железных дорог
России, занимающих первое место в мире по протяженности и в
силу этого обладающих почти 90-летним колоссальным
эксплуатационным опытом.
Книга будет полезна для широкого круга специалистов,
занимающихся не только опорным хозяйством контактной сети,
но в целом электрификацией железных дорог и всей
инфраструктурой железнодорожного транспорта.
Доктор технических наук, профессор
А. Котельников
3
Введение
Электрифицированные железные дороги представляют собой
сложную многоуровневую систему, состоящую из большого числа
устройств, среди которых важнейшее место занимает контактная
сеть. Одним из основных элементов контактной сети являются
опоры, обеспечивающие заданное положение контактной
подвески в плане и профиле над железнодорожными путями,
благодаря чему реализуется передача электроэнергии подвижному
составу и надежность токосъема. С самого начала электрификации
железных дорог проблема надежности опор приобрела весьма
важное значение в связи с той ответственной ролью, какую они
играют в системе тягового электроснабжения, а также в силу
требований безопасности движения поездов. Значение надежности
особенно возросло, когда был сделан принципиально новый шаг в
направлении использования железобетона для изготовления опор.
С применением железобетонных опор, расширением сфер их
установки, увеличением числа и доли в общем парке опор
проблема их состояния и надежности стала еще более острой.
Анализ показывает, что эта острота проблемы в значительной
степени оказалась связанной с допущенными при проектировании,
изготовлении и применении опор существенными просчетами и
ошибками. Принятая вначале электрификации и длительное время
использовавшаяся система проектирования, изготовления и
применения опор контактной сети как обычных строительных
конструкций обеспечивала высокую надежность опор только в
небольшой начальный период их эксплуатации после установки.
Надежность опор в более поздний период эксплуатации оказалась
ниже требуемой по условиям безопасности движения поездов. На
железных дорогах все чаще начали появляться преждевременные
отказы опор, приводившие к длительным перерывам в движении, а
в некоторых случаях создавалась угроза безопасности движения
поездов. Из-за отсутствия специальной электрической изоляции
опор от токов утечки на участках постоянного тока
доминирующими стали отказы опор из-за электрокоррозии
арматуры и анкерных болтов подземной части конструкций. Для
поддержания на необходимом уровне безопасности движения
поездов на железных дорогах начали в массовом порядке заменять
опоры. При этом средний срок службы замененных опор не
превышал 10—15 лет.
В последние годы выполнены значительные мероприятия по
устранению отмеченных недостатков в области проектирования,
изготовления, применения и эксплуатации опор контактной сети.
4
В частности, при проектировании опоры рассматриваются не как
обычные конструкции с экономической ответственностью, а как
конструкции, отказ которых не только влечет экономические
потери, но и создает угрозу безопасности движения поездов и
жизни людей. Такой принцип проектирования значительно поднял
надежность опор. Кроме того, в железобетонных опорах и
фундаментах начали устанавливать специальные изолирующие
детали, исключающие появление на арматуре опасных токов
утечки. Разрабатываются и получают широкое распространение
новые технологии технического обслуживания опор, включая
использование и средств диагностики, позволяющих оценивать
прочность материалов и несущую способность конструкций.
Несмотря на отмеченные мероприятия, острота проблемы
опорного хозяйства и ее актуальность в последнее время возросли.
Это вызвано тем, что значительную долю парка опор по-прежнему
составляют недостаточно надежные опоры старого типа. Кроме
того, возрастают требования к надежности опор в связи с
интенсификацией грузового и пассажирского движения,
намеченным введением тяжеловесных поездов, скоростного и
высокоскоростного движения. Для решения этой проблемы
требуются дальнейшие усилия в направлении выбора и
оптимизации конструктивных решений опор, поиска и внедрения
эффективных методов технического обслуживания, ремонта,
защиты от электрокоррозии опор на участках постоянного тока.
Внутри этого направления должны также разрабатываться и
внедряться новые эффективные средства диагностики прочности
опор.
В данной книге обобщен опыт и результаты научноисследовательских работ в области повышения надежности опор
контактной
сети.
Наибольшее
внимание
уделено
центрифугированным железобетонным опорам, составляющим
основу парка опор контактной сети электрифицированных
железных дорог. Рассмотрена технология изготовления этих опор,
причины и механизмы появления и накопления в них
повреждений, влияние этих повреждений на несущую
способность опор. Особое внимание уделено средствам
диагностики опор как в надземной, так и в подземной части.
При написании книги автор опирался в основном на результаты
научно-11сследовательских работ по этой проблеме, выполненных во
ВНИИЖТе за последние годы. В проведении этих работ, кроме
автора, большое участие приняли кандидаты технических наук
В.Ф. Афанасьев, А.А. Багдасаров, Г. И. Гатилова, инженеры Е.А.
Баранов, М. А. Гуков. Книга предназначена для работников
электрифицированных железных дорог и может быть полезна
проектировщикам, преподавателям вузов, техникумов, а также студентам, обучающимся по курсу «Электрификация железных
дорог».
Автор выражает благодарность доктору технических наук,
профессору А. В. Котельникову за ценные советы при
рецензировании книги, а также специалистам ВНИИЖТа Н. А.
Рожковой, И. О. Веретенниковой, Э.Е. Закиеву, М. В. Вязовому за
большой труд в подготовке и оформлении рукописи.
5
Глава 1
Эволюция
опорного хозяйства
контактной сети
1. Эволюция конструктивных
решений по опорам контактной
сети
С момента зарождения в России электрифицированных
железных дорог и по настоящее время опоры контактной сети
прошли несколько этапов эволюционного развития.
Первый этап начался в 1929 г., когда была сооружена первая
электрифицированная линия, и продолжался до середины 1960-х
годов. На этом этапе для изготовления опор контактной сети в
основном применялись стальной прокат, в меньшей степени —
деревянные столбы и совсем в незначительном количестве —
железобетон.
Конструкция
опор
определялась
видом
примененного для их изготовления материала, величиной и
характером воспринимаемых ими нагрузок. Металлические
опоры, предназначенные для восприятия значительных нагрузок
(опоры гибких поперечин, анкерные, опоры под двухпутные
консоли), выполнялись, как правило, в виде пространственной
сварной или клепаной решетчатой конструкции из уголкового
стального профиля (рис. 1.1, а). Такую же конструкцию в
основном имели и опоры, на которые передавались
относительно невысокие нагрузки, к числу которых относились
промежуточные консольные и фиксирующие опоры. Опоры
этой категории выполнялись также двухшвеллерными, из
широкополочного двутавра и трубчатыми (рис.1,1,б ,в ).
Закрепление опор в грунте осуществлялось с помощью
бетонных или железобетонных монолитных или сборных
фундаментов, а от атмосферной коррозии защита осуществлялась
путем нанесения на металл лакокрасочных покрытий,
преимущественно из суриковых красок.
Деревянные опоры применялись в значительных количествах
на всех электрифицировавшихся линиях до Великой
Отечественной войны, а во время войны они использовались в
основном
при
электрификации
железных
дорог,
расположенных на Урале и в Сибири.
6
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
железных дорог, расположенных на Урале и в Сибири. Их
изготавливали из сосны или лиственницы, причем для
удлинения срока службы опор столбы, шедшие на
изготовление
опор,
пропитывали
антисептическими
материалами. Для изготовления опор использовались столбы
длиной 12,5 — 13м и диаметром в вершине 22 —24см. Из этих
столбов
производились
промежуточные
консольные
одиночные и сдвоенные опоры (рис. 1.2). Сдвоенные опоры
применялись в тех случаях, когда прочность одного столба для
восприятия действующих нагрузок оказывалась недостаточной.
Деревянные сдвоенные опоры использовались также в качестве
опор гибких поперечин. При перекрытии гибкой поперечиной
более четырех путей длина 13-метровых столбов оказывалась
недостаточной, и в этих случаях применяли опоры,
наращивавшиеся с помощью пасынков.
Железобетонные опоры на первом этапе электрификации
использовались исключительно в качестве промежуточных
консольных. По конструкции они разделялись на два типа.
Опоры первого типа изготавливались из центрифугированного
железобетона сборными. Они состояли из цилиндрических
трубчатых элементов (секций), соединенных телескопическими
стыками (рис. 1.3). Секции армировались как ненапряженной,
так и предварительно напряженной стержневой арматурой.
Закреплялись такие опоры в грунте с помощью монолитного
бетонного фундамента. Опоры второго типа являлись
предварительно напряжен-
7
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
ными и имели решетчатую конструкцию (рис. 1.4). Их
выполняли по стендовой технологии в два этапа. Сначала на
стенде
изготавливались
предварительно
напряженные
железобетонные пояса, от арматуры которых усилия передаются
на бетон после его твердения и приобретения им необходимой
прочности. На втором этапе в форме монтировался каркас
соединительной решетки и выполнялось ее бетонирование. После твердения бетона и снятия опалубки с решетки двутавровая
железобетонная опора была готова.
Накопленный к середине 1960-х годов опыт эксплуатации
контактной сети показал, что наибольшей долговечностью и
надежностью обладали, безусловно, металлические опоры. За
почти 30-летний срок эксплуатации в них не появились
сколько-нибудь серьезные повреждения, а коррозионный износ
металла надземной части был минимальным. Вследствие этого
практически
отсутствовали
изменения
прочностных
характеристик металла, обусловленные его старением. Полностью
оправдала себя также принятая конструкция металлических опор,
которая без существенных изменений применялась и в
последующие
годы.
Происходившие отказы и преждевременные замены опор были
связаа)
б)
8
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
Происходившие отказы и преждевременные замены опор были
связаны преимущественно с более интенсивной выработкой
своего ресурса фундаментами, вызванной неблагоприятным
воздействием ряда факторов (электрокоррозии, морозных
воздействий), низким качеством изготовления и неучетом
фактической работы фундаментов. Вместе с тем срок службы
значительной части металлических опор к 1960-м годам
превысил 30 лет. Эксплуатация их на ряде участков
продолжается и в настоящее время.
Деревянные опоры отличались относительной простотой и
дешевизной. В случае их применения отпадала необходимость в
устройстве на перегонах бетонных фундаментов, что значительно
упрощало работу по установке опор. Благодаря возможности
использования дополнительной изоляции дерева значительно
повысилась грозоустойчивость контактной сети и отпала
проблема электрокоррозии опор. Основной недостаток
деревянных опор заключался в небольшом сроке их службы,
который для пропитанных опор составлял 12—15 лет, а
непропитанные требовали замены или применения пасынков уже
через 3 — 4 года после их установки. В настоящее время все
деревянные опоры на главных путях заменены, хотя на
зарубежных железных дорогах, в частности в Норвегии, такие
опоры применяются до сих пор.
Что касается железобетонных опор, применявшихся на
рассматриваемом этапе электрификации, то для признания их
надежности и долговечности нет достаточных оснований.
Центрифугированных сборных составных опор было изготовлено
и применено на Закавказской железной дороге всего 14 штук.
После непродолжительной эксплуатации они были заменены изза повреждений и разрушений, вызванных ударами Падающих
камней в горах. Решетчатых железобетонных опор выпущено
значительно больше, однако из-за большой повреждаемости
этих опор при 'транспортировке, монтаже и в эксплуатации они
были также заменены. Позже по причине высокой трудоемкости
изготовления эти опоры были сняты с производства.
Второй этап в развитии опорного хозяйства контактной сети
начался I середины 1960-х годов и связан с принятием в это
время генерального плана электрификации железных дорог
России. Для его осуществления при планировавшихся темпах
сооружения
электрифицированных
линий
требовалось
значительное количество металла. В частности, для
электрификации
1000км
железнодорожных
путей
с
применением металлических опор необходимо было установить
около 40 тыс. консольных и 4000 станционных опор для гибких
поперечин, на изготовление которых требовалось более 1500 т
металла. Однако в тот период в стране ощущался значительный
дефицит металла, поэтому с покрытием этой
потребности возникли огромные трудности. В связи с этим
было принято решение о максимальном использовании для
изготовления опор железобетона . В этот период были разработаны
железобетонные опоры
9
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
нового поколения и начато их массовое
применение. Организация промышленного
выпуска таких опор решала проблему
покрытия дефицита металла (на изготовление
железобетонных опор шло в 1,3 — 4 раза
меньше металла, чем на производство
металлических опор таких же параметров) и
обеспечивала индустриализацию сооружения
контактной сети.
Первые железобетонные опоры нового
поколения были разработаны в 1955 г.
институтом Гипро-промтрансстрой. Были
спроектированы и испытаны опоры двух
типов: ненапряженные двутавровые с
раскосно-дырчатой стенкой (рис. 1.5) из
вибробетона и ненапряженные конические
кольцевого
сечения
(рис.
1.6)
из
центрифугированного бетона. Опоры первого
типа получили обозначение ЖБД, второго —
ЖБК.
Оба типа
опор
по
своим
характеристикам оказались приемлемыми
для применения в контактной сети,
технологичными и были быстро освоены промышленностью. Началось их массовое
производство, и в течение почти пяти лет все
потребности
электрификации
удовлетворялись этими типами опор. Значительное количество опор названных типов
находится в эксплуатации и по настоящее
время.
Разработанные и применявшиеся при
электрификации железных дорог после 1955 г.
опоры типа ЖБД и ЖБК, хотя и имели
приемлемую надежность, в то же время
требовали значительного расхода металла на
арматурный
каркас.
Исходя
из
господствовавшей
тогда
концепции
проектирования опор, в соответствии с
которой эффективность конструкций оценивалась по расходу
материалов (бетона и стали), для сокращения расхода стали
проектировщики взяли курс на применение высокопрочных
материалов, и прежде всего арматурной проволоки повышенной
прочности. Использование этой арматуры позволило многократно
снизить расход металла на изготовление опор, повысить их
трещиностойкость и жесткость. Но для достижения этого эффекта
необходимым условием явилось обязательное применение в опорах
предварительного напряжения арматуры. В результате выполнения
этого условия с конца 1950-х годов начали производиться и поступать
в эксплуатацию предварительно напряженные центрифугированные
опоры кольцевого сечения, армированные высокопрочной арматурой.
Сначала производились опоры типа СЖБК, армированные проволокой
диаметром 2,5 — 3 мм, а затем на смену им пришли опоры типа СК, СКУ,
СКЦ, С, армированные проволокой диаметром 4 или 5 мм. Одновремен-
10
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
но с центрифугированными
опорами
выпускались
и
предварительно напряженные
двутавровые типа СБД, СД,
однако из-за неустранимых
технологических трудностей
и эти опоры в конце 1960-х
годов
были
сняты
с
производства.
С 1969 г. удовлетворение
потреб-ностей
электрификации и покрытие
ремонтно-эксплуатационных
нужд железных дорог в
опорах
осуществлялось
поставками исключительно
предварительно напряженных
центрифугированных
опор.
Их современный вид представлен на рис. 1.7. Выпуск
этих
опор
стремительно
нарастал и к началу 1990-х
годов составил более 100 тыс.
опор в год. Общее количество
установленных и эксплуатируемых опор к этому
моменту достигло более 1,5
млн. штук. Такие опоры
устанавливались
во
всех
климатических и географических
районах
как
в
обычных грунтах, так и в
зонах
со
сложными
инженерно-геологическими
условиями.
Эти
опоры
составляют
подавляющую
часть эксплуатируемого парка
опор и именно с их
состоянием связаны основные
проблемы по обеспечению их
надежности, безопасности и
бесперебойности
движения
поездов.
Следует отметить, что
применение на данном этапе
экономичных по расходу
арматуры
предварительно
напряженных
железобетонных
опор
с
проволочной
арматурой
позволило решить важную
проблему — удовлетворить
потребности
электрифицируемых
железных дорог в опорах и
обеспе11
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
чить тем самым своевременное выполнение генерального плана электрификации железных дорог. Вместе с тем при последующей эксплуатации этих опор выявились их неустранимые конструктивные недостатки
и низкая надежность. Они оказались крайне нестойкими к воздействию
токов утечки и электрокоррозионным повреждениям арматуры на участках постоянного тока из-за наличия в верхнем поясе опор металлических контактов между арматурой и крепежными деталями. Это обеспечивало удобные пути попадания токов утечки на арматуру и последующее стекание их с арматуры. Образование защитного слоя бетона между
крепежными деталями и арматурой, а также установка резиновых втулок в этих случаях не решало проблемы ограничения токов утечки через
опоры. Как отмечалось в работе [1], во-первых, резиновые втулки оказались весьма недолговечными и быстро выходили из строя. Во-вторых,
бетон не обладает стабильными характеристиками сопротивления и при
увлажнении его сопротивление оказывается близким к нулю, что обеспечивает протекание тока утечки по арматуре. Для защиты от электрокоррозии данных опор потребовалась установка малонадежных искровых промежутков в цепь заземления опор.
Наряду с низкой электрокоррозионной стойкостью в предварительно напряженных опорах из-за неблагоприятного температурновлажностного режима внутренней полости начали появляться продольные трещины и другие дефекты. Кроме того, выявился еще один
опасный недостаток отмеченных опор, связанный с повышенной чувствительностью их несущей способности к изменению прочности бетона, обусловленной принятыми параметрами натяжения арматуры и старением бетона в процессе эксплуатации. Для поддержания надежности
опор и обеспечения требуемого уровня безопасности движения поездов
потребовалась разработка и внедрение систем диагностики. Частично
надежность опор была повышена за счет применения смешанного армирования в подземной части (опоры СО), установки при монтаже контактной сети съемных полиэтиленовых втулок, образования вентиляционных отверстий, снизивших риск продольного трещинообразования,
снижения уровня натяжения арматуры. Однако это не привело к существенному повышению надежности принятого типа опор.
Третий этап в эволюции железобетонных опор контактной сети начался в 1993 г., когда был принят новый подход к конструированию и
обеспечению надежности опор. Он заключался в следующем:
• опоры контактной сети не являются обычными строительными конструкциями с экономической ответственностью, а представляют собой
конструкции, отказ которых влечет за собой крупные экономические потери и создает угрозу безопасности движения поездов и жизни людей;
• обеспечение защиты от электрокоррозии должно осуществляться за
счет всемерного повышения сопротивления верхнего пояса опор путем
12
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
установки между деталями крепления контактной сети и
арматурой опоры специальной изоляции. Все опоры при сдаче в
эксплуатацию должны иметь сопротивление цепи заземления не
менее 10 кОм. Более низкие значения создают угрозу
электрокоррозионной опасности;
• для снижения влияния на несущую способность опоры
уменьшения прочности бетона следует применять смешанное
армирование с использованием в качестве рабочей арматуры
высокопрочной проволоки. В
опорах
со
стержневой
арматурой
уровень
ее
натяжения
не
должен
превышать 400 - 500 МПа.
В связи с принятым подходом
производство и применение опор
с
армированием
только
высокопрочной проволокой в
1993 г. было прекращено, а взамен
налажен
выпуск
опор
со
смешанным армированием (типа
СС) и опор со стержневым
армированием при ограниченном
уровне натяжения арматуры
(типа СП, СТ). В отмеченных
опорах осуществлена двойная
изоляция между арматурой и
закладными деталями (рис. 1.8).
На базе основных типов опор
разработаны также модификации
опор
для
применения
в
раздельном варианте (опоры
ССА, СПА) (рис. 1.9). Начальная
безотказность опор в настоящее
время доведена до величины
0,999.
13
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
670
050
Рис. 1.10.
Трехлучевой
фундамент
Важным элементом опор являются фундаменты. По
конструкции они прошли значительную эволюцию в направлении
повышения трещиностойкости, электрического сопротивления,
прочности. В настоящее время фундаменты изготавливают
исключительно из ненапряженного железобетона. Наиболее
распространенными являются трехлучевые
14
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
290
Рис. 1.11. Фундамент ФКА
а —общий вид с установленной опорой;
б—узел соединения опоры с
фундаментом; УОФ — условный обрез
фундамента; УГР — уровень
головки рельса; Г — габарит контактной
сети
(рис. 1.10) фундаменты типа ТСН, ТСС и блочные (рис. 1.11) типа
ФКА. Последние имеют высокое сопротивление между
анкерными болтами и арматурой и эффективны на участках
постоянного тока, хотя при сооружении требуют тщательного
исполнения изоляции и водоотводных мероприятий. Однако,
несмотря на широкое развитие индустриального
15
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
производства железобетонных опор, проводятся также
разработка и совершенствование металлических опор, особенно
из гнутых профилей.
Таким образом, подытоживая эволюционный путь развития
конструкций опор контактной сети, следует отметить, что
опоры в своем развитии прошли три важных этапа:
• 1-й этап начался в 1927 г. и продлился практически до 1955 г.
В этот период при электрификации применялись металлические,
деревянные и железобетонные опоры;
• 2-й этап начался в 1955 г. и продлился до 1993 г. В этот период
применялись только (за редким исключением) железобетонные
опоры. За это время произошел принципиальный переход к
применению предварительно напряженных опор, армированных
высокопрочной проволокой. Удельный вес их в общем парке
опор близок к 90%. Однако эти опоры не имели требуемой
защиты от электрокоррозии арматуры и были чувствительны к
изменению прочности бетона;
• 3-й этап начался в 1993 г. Этот период характеризуется
применением
высоконадежных
опор
со
смешанным
армированием или опор с ограниченным уровнем натяжения
арматуры. В опорах контактной сети предусмотрена установка
специальных изолирующих деталей, обеспечивающих после
монтажа двойную изоляцию закладных деталей от арматуры.
Проводится также разработка и совершенствование
металлических опор контактной сети, особенно из гнутых
профилей.
2. Развитие системы технического
обслуживания опор контактной сети
Для технической эксплуатации опор контактной сети наряду с
совершенствованием их конструктивных и эксплуатационных
характеристик важное значение имеет система технического
обслуживания и ремонта. Эта система представляет собой
совокупность всех видов опор, средств технического
обслуживания и ремонта конструкций, инженернотехнического персонала и соответствующих программ и
обеспечивает
надежность
конструкций
в
процессе
эксплуатации.
Целью систем технического обслуживания и ремонта в
соответствии с ГОСТ 28.001 — 83 является управление
техническим состоянием объектов в течение их срока службы или
ресурса до замены, позволяющее обеспечить: заданный уровень
их готовности и работоспособности в процессе эксплуатации,
минимальные затраты времени, труда и средств на выполнение
технического обслуживания и ремонта объектов.
К числу основных задач системы технического обслуживания
и ремонта объектов относятся:
16
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
• установление требований к программе технического
обслуживания и ремонта конкретных видов изделий,
включающих выполнение обслуживания и ремонта изделий с
заданным качеством при минимальных затратах времени,
труда и средств;
• подготовка и реализация технологических процессов
обслуживания и ремонта изделий с заданным качеством;
• обеспечение условий для выполнения технического
обслуживания и ремонта, в том числе создание и оснащение
групп необходимыми средствами, подготовка необходимого
числа работников, оптимизация размещения баз и материальных
ресурсов.
Применительно к опорам контактной сети под объектом
технического обслуживания понимается конструкция, требующая
выполнения определенных операций технического обслуживания
(ремонта) и приспособленная к выполнению этих операций.
Используемые при этом средства технического обслуживания и
ремонта включают комплекс методик наблюдения, измерения и
технического диагностирования, необходимых для поддержания
исправности или работоспособности опор, включая замену.
Под программой технического обслуживания и ремонта
опор понимается документ, содержащий совокупность основных
принципов и принятых решений по применению наиболее
эффективных методов и режимов технического обслуживания и
ремонта, обеспечивающих требуемые показатели надежности
работы конструкций. Этот документ должен отражать принятую
для опор стратегию технического обслуживания и ремонта, без
которого система опорного хозяйства не функционирует как
единое целое, а представляет набор отдельных конструкций.
Следует особо отметить, что потребность в техническом
обслуживании и ремонте опор является объективным фактором,
связанным с изменением технического состояния опор при их
эксплуатации. Это изменение становится неизбежным вследствие
случайного
характера
эксплуатационных
воздействий,
проявляющихся в виде отклонений от номинала параметров
конструкций вследствие старения бетона, коррозионного износа
арматуры, исчерпания ресурса морозостойкости и т.д.
Изменение параметров и характеристик опор во времени
является следствием происходящих в них физико-химических
процессов. Возникновение отказа конструкции представляет собой,
как правило, некоторый временный процесс, внутренний механизм
и скорость которого определяются структурой и свойствами
материалов, напряжениями, вызванными нагрузкой,
температурой, вибрациями, коррозией и другими факторами.
Физико-химические факторы, приводящие к отказам опор, очень
сложны, и их природа до сих пор изучена недостаточно. Как
правило, число параметров, которые необходимо учитывать при
построении математиче-
17
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
ских моделей коррозионного износа и старения, очень велико.
Поэтому в теории надежности используются вероятностные
методики и показатели. Эти показатели можно представить в виде
сложной функции случайных переменных: начальных
характеристик и параметров материалов, скорости изменения
параметров, критических значений этих характеристик и
параметров, нагрузок, воздействий среды, режимов работы и
времени.
Многообразие и стохастический характер воздействия
эксплуатационных факторов на опоры приводит к тому, что при
одной и той же наработке или продолжительности эксплуатации
опоры имеют различное фактическое техническое состояние. В
связи с этим наработка или календарный срок службы не
характеризуют однозначно техническое состояние опоры в
процессе эксплуатации.
В отмеченной ситуации для обеспечения безопасной
эксплуатации опор важнейшее значение имеет выбор стратегии
технического обслуживания и ремонта опор. В общем случае
под стратегией понимается совокупность правил и
управляющих воздействий, объединенных общей целью при
решении той или иной задачи. Применительно к опорам
контактной сети стратегия эксплуатации и технического
обслуживания представляет собой совокупность принятых
принципов, правил и управляющих воздействий, определяющих
комплексное развитие эксплуатационных свойств конструкций
опор, методов организации их технического обслуживания.
Данное определение стратегии отражает необходимость
системного подхода к решению проблемы повышения уровня
технического обслуживания и ремонта опор, нацеливает на
совместные согласованные действия в рамках единой программы
заводов — изготовителей опор, эксплуатирующих и монтажных
организаций.
В соответствии с ГОСТ 24212—80 стратегия технического
обслуживания и ремонта представляет собой систему правил
управления техническим состоянием изделия в процессе
технического обслуживания и ремонта. Стандартизированы
следующие стратегии:
• технического обслуживания по наработке, при котором
перечень и периодичность выполнения операций определяются
значением наработки изделия с начала эксплуатации или после
ремонта;
• технического обслуживания по состоянию, при котором
перечень и периодичность выполнения операции определяются
фактическим состоянием изделия в момент начала технического
обслуживания.
В качестве основного признака, характеризующего стратегии
технического обслуживания и ремонта объектов, принимается
характер информации об их надежности и техническом
состоянии. Эта информация используется при назначении
периодичности и объема регламентных работ. Она делится по
времени получения на априорную (полученную до начала
эксплуатации) и апостериорную (полученную в процессе эксплуатации), а по источникам получения - на информацию о
совокупности
18
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети
объектов и об отдельном объекте. Стратегия технического
обслуживания по состоянию существенно отличается от
стратегии обслуживания по наработке. Она заключается не только
в самом характере технологических процессов технического
обслуживания,
но
и
в
распределении
ресурсов,
соответствующих той или иной стратегии.
Стратегия обслуживания по состоянию предполагает
обеспечение
высокого
уровня
эксплуатационной
технологичности конструкций, создание эффективных средств
диагностирования и неразрушающего контроля. Эта стратегия
направлена на сохранение эксплуатационных
свойств конструкций, творческий исследовательский подход
специалистов к решению задач технической эксплуатации. Именно
эта стратегия заложена во всех основных документах по
эксплуатации контактной сети электрифицированных железных
дорог. К числу таких документов в первую очередь следует
отнести «Правила устройства и технической эксплуатации
контактной сети» (ПУТЭКС) и «Указания по техническому
обслуживанию и ремонту опорных конструкций» (К 146). Что
касается стратегии технического обслуживания по наработке, то
она нацеливает и основном на развитие ресурсной базы
предприятий и не способствуем обеспечению требуемого
уровня эксплуатационной технологичности конструкций.
Таким образом, для обеспечения надежности опор,
безопасности и бесперебойности движения поездов требуется
выполнение двух условий:
1. Выбор оптимальных конструктивных решений опор и
требуемых
материалов,
совершенствование
технологии
изготовления, повышение качества продукции и организации
выходного и входного контроля.
2. Создание системы технического обслуживания опор в
процессе эксплуатации, включающей как программу
обслуживания, так и средства диагностики.
Акцентирование усилий на каком-либо одном условии не
дает требуемых результатов по обеспечению надежности опор
контактной сети. Необходимо иметь в виду, что невозможно
создать надежные конструкции без осуществления технического
обслуживания и контроля их состояния. Неэффективной может
быть также стратегия эксплуатации опор по наработке или по
сроку службы, так как в условиях высоких требований к
надежности конструкций их замена будет осуществляться со
значительным неиспользованным ресурсом.
19
Глава 2
Железобетонные опоры
1. Предварительные данные о железобетонных
опорах контактной сети
1.1. Сущность железобетона как материала опор контактной
сети
Железобетон, как показывает само название, представляет
собой сочетание двух различных по своим механическим и
физическим характеристикам материалов—железа (стали) и
бетона для совместной работы в конструкции как одно
монолитное целое. Такое сочетание объясняется тем, что бетон,
как всякий естественный или искусственный камень, хорошо
сопротивляется сжатию и в значительно меньшей степени—
растяжению. Следствием этого является то обстоятельство, что для
обеспечения прочности изгибаемых и растянутых элементов из
бетона требуется назначение весьма больших поперечных
сечений. Они определяются из условия, что возникающие
напряжения не должны превосходить прочность бетона на
растяжение. При выполнении этого условия в конструкциях в
большой степени оказывается недоиспользованной прочность
бетона на сжатие. Для уменьшения размеров поперечного сечения
конструкций, более полного использования прочностных свойств
бетона на сжатие целесообразным оказывается введение в
растянутую зону конструкций материалов, обладающих более
высокими прочностными свойствами на растяжение. Таким
материалом уже на протяжении длительного времени является
железная или стальная арматура.
Эффективная совместная работа стальной арматуры и бетона
является возможной и выгодной благодаря следующим их
свойствам:
• бетонная смесь при твердении и превращении в бетон прочно
сцепляется со сталью, и под действием внешних сил оба
материала работают совместно. Вследствие этого сталь, как более
прочный материал, при одинаковой совместной деформации
воспринимает большую величину
20
Глава 2. Железобетонные опоры
внутренних усилий по сравнению с бетоном. Следовательно, при
относительно небольшом сечении включенной в бетон стали ее
эффективность будет существенной. Наличие хорошего
сцепления между сталью и бетоном является основным условием
их совместной работы;
• сталь и бетон обладают близкими по величине
коэффициентами линейного температурного расширения (для
бетона в зависимости от вида
заполнителя а = (7 / 14)*10 – 6 1/град , для стали а = 10-10-61/град,
вследствие чего при изменениях температуры в составном
материале возникают лишь незначительные внутренние
напряжения, исключающие появление опасных деформаций.
Являясь плохим проводником тепла, бетон одновременно
защищает сталь от резких изменений температурной среды;
• бетон защищает заключенную в нем сталь от коррозии. При
твердении бетона в нем образуется щелочная среда,
способствующая формированию на поверхности стальной
арматуры пассивной пленки. Однако способность бетона
защищать сталь от коррозии с течением времен и в зависимости
от условий контактирования конструкций со средой может в
ряде случаев нарушаться, и сталь может подвергаться коррозионному разрушению.
Таким образом, в железобетоне при обеспечении
защищенности стали от коррозии достигается выгодное
использование прочностных свойств обоих материалов, причем
бетон эффективно работает на сжатие, а сталь - на растяжение.
Применяемый в железобетоне бетон представляет собой
сложный материал, свойства которого зависят от составляющих
его материалов и технологии его изготовления. По современным
воззрениям, бетон является трехфазной системой, включающей
твердую, жидкую и газообразную фазы. Твердая фаза бетона,
определяющая его основные свойства, включает три
структурных элемента: цементный камень, заполнитель и
контактный слой между ними.
1.2. Цементный камень бетона и его свойства
Цементный
камень
является
минеральным
клеем,
скрепляющим зерна заполнителя в единый монолит. Для
достижения требуемой прочности бетона он сам должен обладать
достаточной собственной прочностью и хорошо сцепляться с
зернами заполнителя. Этот элемент, кроме того, обладает
наибольшей химической активностью, наиболее легко подвергается опасности разрушения в результате химического воздействия
агрессивной окружающей среды, температурно-влажностных
воздействий.
21
Глава 2. Железобетонные опоры
Цементный камень образуется в результате твердения цемента
при замешивании его с водой. Направление процессов твердения
и конечный состав цементного камня определяются
минералогическим составом цементного клинкера, видом и
количеством добавок к нему. В настоящее время наиболее
распространенным и наиболее используемым для производства
цементов является портландцементный клинкер, из которого в
результате помола приготавливается портландцемент. Последний является основным видом цемента, идущим на
изготовление бетона для железобетонных опор контактной сети
всех типов.
В
свете
современных
представлений
клинкер
портландцемента состоит из сложной системы минераловсиликатов кальция, алюминатов кальция, алюмоферритов
кальция, находящихся в клинкере в кристаллической форме, и
стекловидной фазы, включающей твердые растворы различных
материалов. Доминирующими в составе клинкера, по имеющимся данным [2], являются следующие минералы:
трехкальциевый силикат, называемый алитом (химическая
формула 3СаОSiO2 —С3S), двухкальцисвый силикат,
называемый белитом (химическая формула 2СаОSiO2 — С2S),
трехкальциевый
алюминат
(ЗСаО*А2O3
—
С3А),
четырехкальциевый алюмоферрит (4СаО*Аl2O3Fе2O3—С4АlF).
Силикаты кальция в цементном клинкере составляют 75 — 80%
веса клинкера, а алюминат и алюмоферрит — в сумме 20 — 25%.
Кроме того, в клинкере содержатся также различные минералы. В
решетке трехкальциевого силиката присутствуют атомы
алюминия и магния, а в составе двухкальциевого силиката
имеются атомы калия. Из приведенных минералов наибольшее
значение в формировании свойств цементного камня и, соответственно, бетона играют силикаты кальция. Содержание
алюмината в цементе нежелательно. Его роль в обеспечении
прочности цементного камня незначительна, за исключением
прочности в раннем возрасте. В то же время при воздействии
сульфатов на цементный камень расширение, обусловленное
образованием гидросульфоалюмината кальция из трехкальциевого
алюмината, может привести к разрушению цементного камня.
Вследствие этого содержание трехкальциевого алюмината в
портландцементе, идущем на изготовление опор контактной сети,
ограничивается величиной 8%. Однако трехкальциевый
алюминат необходим при обжиге цементного клинкера. Он
действует как плавень, понижая температуру обжига, что
содействует соединению окиси кальция и кремнезема при более
низких температурах. Поэтому этот минерал необходим в
процессе производства цемента. В этой же роли выступает и
четырехкальциевый алюмоферрит.
При соединении цемента с водой проходят процессы
гидролиза и гидратации перечисленных минералов цементного
клинкера, и в результате образуются сложные гидратированные
соединения. Установлено, что основными продуктами
гидратации портландцемента являются ги-
22
Глава 2. Железобетонные опоры
дросиликаты, гидроокись кальция, гидроалюминаты и
гидросульфоалюминаты.
Наиболее
важным
продуктом
гидратации
являются
кальциевые
гидросиликаты,
образующиеся в результате действия воды на трехкальциевый и
двухкальциевый силикаты кальция. Эти гидросиликаты
оказывают наибольшее влияние на механические свойства, проницаемость и морозостойкость цементного камня. Гидроокись
кальция (известь) выделяется в значительном количестве при
взаимодействии с водой кальциевых силикатов и оказывает
существенное влияние на интенсивность гидратации этих
силикатов и на прочность цементного камня. Кроме того,
гидроокись кальция создает щелочную среду в цементном
камне, обеспечивающую пассивацию стальной арматуры. Это
новообразование реагирует с углекислотой воздуха, в результате
чего образуются вторичные новообразования в виде
карбонатов, увеличивающих прочность цементного камня.
Известь является хорошо растворимым веществом и при
фильтрации воды через бетон выносится из цементного камня,
уменьшая его прочность.
Гидроалюминаты и гидросульфоалюминаты оказывают
неоднозначное влияние на свойства цементного камня.
Считается, например, что гидроалюминат на начальной стадии
твердения цемента несколько увеличивает прочность
цементного камня, но в более позднем возрасте оказывает
противоположное действие. В отношении гидросульфатоалюминатов также существует мнение, что это новообразование
замедляет процесс гидратации.
Свойства и прочность цементного камня зависят от
количества и качества новообразований и пористости.
Количество этих новообразований прямо пропорционально
степени гидратации цемента, численно равной отношению
массы прореагировавших с водой минералов к общей массе
цемента. Понятие степени гидратации свидетельствует о том, что
в процессе гидратации и твердения цемента в реакцию
образования новых соединений вступает не все количество
минералов. Это объясняется особенностями процесса
гидратации и твердения цемента. Они заключаются в том, что
цемент состоит из множества мелких частиц и образование
соединений начинается с поверхности частиц после их смачивания. Образующиеся на поверхности цемента частицы
постепенно перекрывают доступ влаги к непрореагировавшему
остатку частиц цемента, и гидратация цемента прекращается.
Это значит, что в цементном камне сохраняется определенная
часть негидратированного цемента, играющею значительную
роль в дальнейшем нарастании прочности цементного камня и
возможности «самозалечивания» цементного камня при
образовании в нем трещин.
Полная гидратация цемента в нормальных условиях
твердения невозможна при водоцементных отношениях (В/Ц)
менее 0,5, что характерно, в частности, для опор контактной
сети. Для бетонов последних
23
Глава 2. Железобетонные опоры
водоцементное отношение находится в пределах 0,4—0,45, и,
следовательно, полная гидратация цемента в них не произойдет.
Теоретически максимальная степень гидратации приблизительно
равна двум водоце-ментным отношениям (например, в
цементном камне, изготовленном сВ/Ц = 0,4,амакс = 0,8).
Степень гидратации цемента имеет большое техникоэкономическое значение. При увеличении степени гидратации
цемента возрастает объем новообразований, увеличивается
прочность цементного камня, уменьшается пористость и
улучшается его качество, при этом повышается долговечность
бетона. Однако полная гидратация цемента нецелесообразна, так
как в этом случае исчезает возможность самозалечивания трещин
в цементном камне и снижается долговечность бетона.
Пористость цементного камня является следствием
применения для твердения цемента избыточного количества
влаги и неполной гидратации зерен цемента. По современным
воззрениям [3], в затвердевшем цементном камне образуются
две группы пор. Это, прежде всего, поры геля, под которыми
понимаются продукты различных гидратных новообразований.
Поры геля сохраняют внутренние пространства между
гелевыми частицами и могут содержать большое количество
испаряющейся воды. Эти поры имеют размер 15 —20 А в диаметре, что лишь на один порядок больше размера молекул воды.
Поэтому
давление
водяного
пара
и
подвижность
адсорбированной на стенках пор воды отличаются от
соответствующих свойств свободной воды. Количество
испаряемой воды свидетельствует непосредственно о пористости геля.
Поры геля занимают объем, составляющий около 28% общего
объема геля. Фактическое значение пористости геля является
характерным показателем для используемого вида цемента и не
зависит от водоцементного отношения смеси и степени
гидратации цемента. Следовательно, на всех стадиях гидратации
образуется гель со сходными свойствами, и продолжающаяся
гидратация не влияет на уже образовавшиеся продукты. При
увеличении общего объема геля с развитием гидратации увеличивается также и объем его пор. Однако такое представление о
формировании
пористости
геля
является
несколько
упрощенным. Можно предположить, что строение цементного
геля, в частности размеры гелевых пор и их строение,
определяется и условиями гидратации цемента. Очевидно, что
цементный гель, образовавшийся на начальной стадии
формирования структуры (до появления на цементных зернах
экранирующих оболочек), имеет большую пористость и иное
строение порового пространства, чем цементный гель,
образовавшийся на более поздних стадиях гидратации цемента.
Поры цементного геля, присутствуя в его структуре,
оказывают влияние на прочность. При этом следует отметить, что
характер этого вли-
24
Глава 2. Железобетонные опоры
яния, как в целом и природа прочности геля, полностью не
раскрыт. Можно предполагать, что прежде всего эти поры
оказывают влияние на интенсивность притяжения между
твердыми поверхностями частиц геля. Это притяжение
называется вандер-ваальсовыми силами и с уменьшением
размера пор возрастает, способствуя получению высокой прочности цементного камня.
Вторую группу пор в цементном камне составляют
капиллярные поры. Объем капиллярной пористости цементного
камня зависит как от нодоцементного отношения, так и от
степени гидратации. Скорость твердения цемента не оказывает
влияния на объем капиллярной пористости, но вид цемента
влияет на степень гидратации, достигаемую в определенном
возрасте.
Капиллярные поры цементного камня имеют размер
порядка 12-10-5см, они различаются по форме и в цементном
камне образуют систему, беспорядочно распределенную по его
объему. Эти взаимосвязанные капиллярные поры в основном и
определяют проницаемость и морозостойкость затвердевшего
цементного камня. В отношении прочности принято считать, что
она определяется общей пористостью цементного камня. Нужно
отметить, что в условиях продолжающейся гидратации цемента
капиллярная пористость цементного камня уменьшается с
течением времени (с увеличением возраста цементного камня).
Образующийся в процессе твердения объем цементного геля с
порами в 2,2 раза больше объема негидратированного цемента, а
поэтому продукты гидратации цемента занимают и часть
пространства, занятого водой чатворения, или часть объема
капиллярных пор.
1.3. Влияние заполнителя на свойства бетона
Заполнитель, являющийся второй структурной составляющей
бетона, по своему качеству должен соответствовать требуемым
свойствам бетона (прочности, морозостойкости, объемному весу
и т.д.). Использование заполнителя в бетоне позволяет
значительно снизить расход цемента для получения необходимого
количества бетона и получить соответствующий экономический
эффект. Присутствие заполнителей в бетоне значительно
улучшает строительно-технические свойства материала,
поскольку по сравнению с цементным камнем бетон
характеризуется пониженной объемной устойчивостью и
долговечностью.
В целом заполнитель в бетоне состоит из двух частей:
мелкого заполнителя (песка) и крупного заполнителя. Граница
разделения между мелким и крупным заполнителем является
чисто условной, и в ряде источников [4] этой границей является
размер частиц. Принято считать, что заполнитель с размером
частиц менее 0,5 см относится к мел-
25
Глава 2. Железобетонные опоры
кому заполнителю. При большем размере частиц заполнитель
считается крупным.
С точки зрения влияния на свойства бетона оба вида
заполнителя играют существенную роль. Однако требования к
качеству и характеристикам этих материалов отличаются между
собой. К мелкому заполнителю предъявляются в основном два
требования: по крупности и степени загрязнения. В частности,
для бетона опор контактной сети должен применяться средний и
крупный песок с модулем крупности не менее 2, а содержание
загрязнителей в нем не должно превышать 2% по весу. Более
сложным оказывается влияние на свойства бетона крупного заполнителя. И отсюда более важным является учет всех
характеристик и свойств этого заполнителя.
Основным свойством крупного заполнителя является его
прочность. При этом следует отметить, что прочность
заполнителя должна быть значительно выше марки бетона, так
как фактические напряжения, возникающие в местах контакта
отдельных зерен заполнителя в массе бетона, могут значительно
превышать расчетные сминающие напряжения. В основном
прочность и упругость заполнителя зависят от его состава,
текстуры и структуры. В настоящее время известно и
применяется много видов заполнителя как естественного, так и
искусственного
происхождения.
Из
заполнителей
искусственного происхождения наиболее часто используются
заполнители группы гранитов, получаемых путем дробления
горной породы в дробилках. Заполнители этой группы, а чаще
всего гранитный щебень, используются и для изготовления опор
контактной сети. Прочность исходной породы этой группы
заполнителей составляет в среднем 200 МПа, что позволяет
выполнять отмеченное выше соотношение между маркой
бетона и прочностью заполнителя для всех марок бетона,
используемых для изготовления опор контактной сети.
Для прочности бетона важное значение имеют форма и
характер поверхности заполнителя. Эти две характеристики
крупного заполнителя наиболее заметное влияние оказывают на
прочность бетона при изгибе, что важно для изгибаемых опор
контактной сети, и в меньшей степени — на прочность при
сжатии. Для получения требуемой прочности бетона необходимо
использовать заполнитель с угловатой формой и шероховатой
поверхностью.
Более
шероховатая
поверхность
зерен
обеспечивает лучшее сцепление между заполнителями и
цементным камнем, а значительная площадь поверхности
угловатого заполнителя способствует возникновению больших
сил сцепления между цементным камнем и заполнителем.
Кроме формы и характера поверхности заполнителя, важное
значение имеет крупность его зерен. Чем они крупнее, тем
меньше их поверхность, требующая увлажнения при
приготовлении бетонной смеси.
26
Глава 2. Железобетонные опоры
Это значит, что применение крупного заполнителя снижает
водопотрсбность бетонной смеси и поэтому для установленной
удобоукладываемости и жирности смеси водоцементное
отношение может быть снижено и, соответственно, повышена
прочность бетона. Однако, как показывают исследования [5],
такое снижение водопотребности и повышение прочности
бетона наблюдается только при крупности зерен заполнителя до
25мм. При большей крупности заполнителя хотя и наблюдается
снижение водопотребности, но прочность бетона не
увеличивается. Кроме того, имеются и конструктивные
ограничения по размеру зерен заполнителя. В армированных
конструкциях наибольшая крупность заполнителя не должна
превышать 1/3 — 1/5 толщины изделия. Таким образом,
принятая для бетона железобетонных опор контактной сети
крупность заполнителя в пределах до 20мм с отмеченных
позиций является оптимальной.
Важной характеристикой заполнителя, влияющей на
эксплуатационные качества бетона, является также коэффициент
его температурного расширения. Обычно, чем выше этот
показатель у заполнителя, тем он выше у бетона, что влечет за
собой несколько последствий. Во-первых, при этом необходимо
учитывать содержание заполнителя в бетонной смеси и состав
бетонной смеси в целом. При значительном коэффициенте
температурного расширения бетона могут появляться
существенные температурные перемещения конструкций, а также
из-за различий и коэффициентах температурного расширения
арматуры и бетона могут формироваться дополнительные
внутренние напряжения в конструкциях. Второй аспект
температурного расширения заполнителя состоит в том, что при
значительном отличии коэффициентов температурного
расширения заполнителя и цементного камня и при больших
колебаниях температуры среды могут появляться
неодинаковые температурные деформации составляющих
бетона. Это приведет к нарушению сцепления между зернами
заполнителя и окружающим его цементным камнем. Для
исключения отрицательного влияния на состояние бетона
значительной разницы коэффициентов температурного
расширения заполнителя и цементного камня, как показывают
расчеты, эта разница не должна превышать величину
5,4-10 -6 *1/град [6]. При этом необходимо иметь в виду, что
значительные различия в коэффициентах температурного
расширения между составляющими бетона встречаются только в
случае использования заполнителей, характеризующихся очень
низким температурным расширением. К числу таких
заполнителей относятся некоторые разновидности гранитов,
что необходимо учитывать при подборе состава бетона с такими
гранитами для изготовления опор контактной сети.
При оценке свойств и качества заполнителей следует
учитывать также возможные отрицательные последствия для
свойств бетона, связан-
27
Глава 2. Железобетонные опоры
ные с вредными примесями, встречающимися в заполнителе. К
этим примесям прежде всего следует отнести различные
загрязнения, которые препятствуют нормальному процессу
гидратации цемента. К числу таких загрязнений относятся
остатки распада растительности или органического ила. К другой
категории относятся примеси, образующие на поверхности зерен
оболочки, препятствующие образованию хорошего сцепления
между заполнителем и цементным камнем. К этой категории
примесей относятся глинистые, илистые и пылевидные частицы
в заполнителе. Наконец, одной из нежелательных примесей в
заполнителе являются его активные кремнеземистые
составляющие, вступающие в реакцию со щелочами цемента.
Реакция начинается с взаимодействия щелочных гидроокисей,
полученных из щелочей натрия и калия, и кремнеземистых
минералов заполнителя. В результате образуется гелеобразное
вещество, состоящее из силикатов щелочных металлов, которые
увеличивают объем заполнителя и разрушают контактную зону
заполнителя и цементного камня. Для уменьшения влияния
вредных органических и неорганических примесей их
содержание в заполнителе следует ограничивать или промывать
заполнитель. Для уменьшения воздействия щелочей на
заполнитель целесообразно ограничивать содержание частиц
активного кремнезема в заполнителе и уменьшать влияние
щелочей путем введения в цемент тонкоизмельченного
реакционно-способного кремнезема.
1.4. Контактный слой и его влияние на свойства бетона
И наконец, третья структурная составляющая твердой фазы
бетона. Она представляет собой контактный слой между зернами
крупного заполнителя и цементным камнем. Этот слой в
значительной мере определяет сплошность, проницаемость и
стойкость бетона. От состояния контактного слоя зависит, будет
ли бетон работать как единая структура. По данным ряда
исследований [7], в бетоне нормального твердения на гранитном
щебне ширина контактного слоя составляет 30 — 50 мкм, на
известковом щебне 40— 160 мкм. Тепловая обработка, как
правило, увеличивает ширину этого слоя. Последний состоит из
контактной зоны цементного камня и контактной зоны крупного
заполнителя, которая особенно заметна у более мягких,
пористых, неоднородных в минералогическом отношении
заполнителей. Объем контактного слоя в бетоне пропорционален
площади поверхности заполнителя и, следовательно, тому
количеству воды, которое идет на смачивание поверхности зерен
заполнителя.
По своему составу и свойствам контактная зона отличается от
остального цементного камня. Сращивание зерна заполнителя с
цементным
28
Глава 2. Железобетонные опоры
камнем связано с миграцией гидрата окиси кальция (извести),
образующегося
при
гидролизе
трехкальциевого
и
двухкальциевого силиката, к поверхности зерна. В результате на
поверхности заполнителя образуются кристаллы извести и
карбоната кальция. Возможно также химическое взаимодействие
некоторых видов заполнителей с продуктами гидратации
цемента даже при нормальных условиях твердения,
усиливающегося при тепловой обработке бетона. Например,
некоторые природные и искусственные пористые заполнители
(пемза, керамзит) содержат свободную аморфную двуокись
кремния, реагирующую с известью с образованием
гидросиликатов.
Прочность сцепления в контактном слое зависит от природы
заполнителя, его пористости, шероховатости и чистоты
поверхности зерен (отсутствия вредных примесей на
поверхности), а также от вида и активности цемента,
водоцементного отношения, условий твердения бетона.
Определение прочности сцепления заполнителя с цементным
камнем является довольно сложной задачей, кроме того,
отсутствует соответствующая методика испытаний. Обычно
если сцепление заполнителя с цементным камнем является
хорошим, то при испытаниях до разрушения бетонных образцов
наряду с разрушением по контактной зоне имеют место и
разрушения по зернам заполнителя. Однако чрезмерное
количество разрушенных зерен указывает на слишком низкую
прочность заполнителя.
Для изготовления железобетонных опор контактной сети на
первых папах их применения в основном использовался
окатанный гравий. Последний отличался в бетоне чрезвычайно
низкой прочностью сцепления с цементным камнем. Разрушение
бетона с таким заполнителем при испытаниях опор
происходило преимущественно по контактной зоне. Однако и
дробленый гравий не обладал достаточной прочностью
сцепления с цементным камнем, поэтому для изготовления
опор в настоящее время гравий и гравийный щебень не
применяют, а в основном используют заполнители гранитной
группы. Бетон, изготовленный на таких заполнителях, как
показывают испытания образцов и опор контактной сети,
обладает высокой прочностью сцепления заполнителя и
цементного камня. В некоторой степени следствием
применения гранитного заполнителя для изготовления опор
явилась также их повышенная трещиностойкость при воздействии
внешних нагрузок.
29
Глава 2. Железобетонные опоры
2. Основные положения технологии изготовления опор
контактной сети
2.1. Сущность центрифугирования как способа
уплотнения бетонной смеси
Кроме состава бетона и качества материалов для его приготовления,
значительную роль в получении требуемых свойств опор контактной
сети, и прежде всего прочности и долговечности, играет технология их
изготовления. Именно на стадии формования опор закладываются те
свойства, которые в процессе эксплуатации могут проявиться в виде
их недостаточной стойкости и низкой долговечности.
В настоящее время опоры контактной сети изготавливают на
специализированных заводах либо в специализированных цехах,
входящих в состав предприятий, производящих железобетонные
конструкции.
Технологический процесс изготовления опор определяется их конструкцией и методом формования. Так, для формования двутавровых
опор применялся метод вибрирования. Достоинством этого метода является возможность применения жестких бетонных смесей с низким
водоцементным отношением и получения бетона высокой прочности
с низкой проницаемостью. Именно последнее свойство обеспечило
высокую долговечность находящихся до сих пор в эксплуатации
двутавровых
опор
контактной
сети.
Однако
наиболее
распространенным методом формования железобетонных опор
контактной
сети в настоящее время является метод
центрифугирования, применяемого в производстве опор кольцевого
сечения. Этот метод как средство уплотнения бетона позаимствован
из металлургии, где он используется при изготовлении
металлических труб.
Сущность центробежного способа изготовления бетонных и
железобетонных
изделий
заключается в том, что в процессе
вращения с
определенной скоростью формы с
0,03
равномерно распределенной в ней
пластичной
бетонной
смесью
возникает прессующее давление,
под влиянием которого частицы
твердой фазы сближаются и из цементного теста вытесняется слабо
связанная вода со смешанными в ней
высокодисперсными минеральными
добавками. В результате этого
бетонная смесь
2 4
б
8 10 12 14/, м
уплотняется
и
сохраняет
Рис. 2.1. Распределение прессующего
приданную ей форму
давления по длине опоры
30
Глава 2. Железобетонные опоры
Для осуществления центробежного уплотнения бетонная смесь
предварительно загружается в форму, при этом она распределяется
вдоль формы по эпюре, обеспечивающей получение изделия с
одинаковой толщиной стенки по всей его длине.
Способность бетонной смеси равномерно распределяться по
внутренней поверхности формы обусловливается сохранением
пластических свойств смеси под влиянием прессующего давления
определенной величины, при котором в то же время не происходит
обрушения бетона при вращении формы.
Прессующее давление для уплотнения бетонной смеси зависит от
радиуса поверхности, на которую передается это давление, и числа
оборотов. Причем с изменением радиуса поверхности прессующее
давление изменяется в линейной зависимости, а число оборотов
влияет на величину давления в квадратичной зависимости. Такая
зависимость прессующего давления от радиуса приводит к тому, что
распределение давления по толщине стенки опор оказывается
неравномерным. Максимум давления возникает на наружной
поверхности опор, минимальное давление при центрифугировании
достигается на внутренней поверхности. При этом необходимо
отметить, что опоры имеют коническую форму и вследствие этого их
радиус наружной поверхности изменяется по длине опоры,
уменьшаясь от комля к вершине. По этой причине прессующее
давление также распределяется неравномерно и по длине опоры - от
максимального в нижней части опор до минимального в их вершине
(рис. 2.1).
2.2. Состав и подвижность бетонной смеси
для центрифугированных пор
При центрифугировании опор контактной сети наряду с
параметрами прессующего давления особое значение имеют состав и
подвижность бетонной смеси, измеряемая величиной осадки
стандартного конуса. Экспериментально установлено, что для
осуществления раскладки бетонной смеси в форме и возможности ее
уплотнения при центрифугировании подвижность бетонной смеси на
момент начала центрифугирования должна находиться в пределах 3 - 4
см. Этому значению осадки конуса соответствует величина начального
водоцементного отношения цементного теста, равная 1,4Кнг (Кнг коэффициент нормальной густоты цементного теста, характеризуемый
процентным содержанием воды по отношению к массе цемента, при
котором пестик прибора Вика, погруженный в стандартное кольцо, не
доходит на 5-7мм до пластинки, на которой установлено кольцо).
Величина внутреннего сопротивления сжатию цементного теста при
отмеченном начальном водоцементном отношении
31
Глава 2. Железобетонные опоры
составляет 0,02 кг/см2. С уменьшением начального водоцементного отношения цементного теста резко увеличивается его внутреннее
сопротивление сжатию, снижается подвижность бетонной смеси и
возрастает жесткость. При большой жесткости бетонная смесь
практически не раскладывается в форме и становится невозможным
формирование конструкций даже при очень больших оборотах формы.
С другой стороны, увеличение начального водоцементного отношения
цементного теста приводит к чрезмерному повышению подвижности
бетонной смеси и дальнейшему уменьшению внутреннего
сопротивления сжатию цементного теста. При этом, хотя бетонная
смесь и раскладывается по форме, из-за низкого внутреннего
сопротивления цементного теста она отваливается от формы или от
арматурного каркаса. Кроме того, высокая подвижность бетонной смеси
создает значительные трудности в обеспечении одинаковой толщины
стенки по длине конструкций при формировании конических изделий, к
которым относятся и опоры контактной сети.
Требуемая подвижность бетонной смеси и прочность бетона определяются расходом цемента, песка и воды. В настоящее время при
изготовлении опор контактной сети для получения необходимой
подвижности бетонной смеси и обеспечения после ее формования и
отвердения требуемых значений прочности, однородности и
плотности бетона применяется цемент марок 400 — 550 при его
расходе 425 —550кг/м3 и доле песка, определяемой по отношению
его доли к содержанию крупного заполнителя, равному 0,4 — 0,5.
Расход воды на приготовление одного кубометра бетонной смеси при
этом не должен превышать 190л. Крупность заполнителя, как уже
отмечалось, не должна превышать 20 мм.
2.3. Укладка и уплотнение бетонной смеси
После подбора состава бетонной смеси и достижения ею необходимой подвижности бетонную смесь в соответствии с эпюрой раскладывают вдоль полуформы, после выполнения необходимых операций собранную форму с бетонной смесью укладывают на ролики центрифуги
и при небольшом числе оборотов равномерно распределяют бетонную
смесь вдоль внутренней поверхности формы. При этом в формуемой
опоре должна образоваться внутренняя поверхность и толщина стенки должна быть одинаковой по всей длине опоры. В дальнейшем после
равномерного распределения бетонной смеси число оборотов формы
плавно увеличивают до максимального, при котором достигается
прессующее давление, необходимое для уплотнения бетонной смеси.
Выше отмечалось, что наибольшее прессующее давление Р0 действует на наружный слой стенки опоры, расположенный на расстоянии R2
32
Глава 2. Железобетонные опоры
Рис. 2.2. Распределение прессующего давления по толщине стенки опоры
от центра вращения формы (рис. 2.2). По мере приближения к
внутренней поверхности опоры прессующее давление убывает и на
расстоянииR1 от центра вращения формы снижается до минимума.
Отсюда следует, что прессующее давление по толщине стенки опоры
изменяется по линейному закону
(см. эпюру на рис. 2.2).
Такое распределение прессующего давления оказывает определяющее влияние как на сам механизм уплотнения бетонной смеси, так и на
наиболее важную часть этого механизма, связанную с отжатием
свободной воды из бетона. Из-за неравномерного распределения
прессующего давления по толщине стенки имеющаяся в бетоне
свободная вода не может одновременно отжиматься из всей толщи
бетона. Вначале более полно вода отжимается из наружных слоев
бетона, где действуют наибольшие прессующие давления. По мере
приближения к внутренней поверхности опоры и уменьшения
прессующего давления количество отжимаемой воды будет все время
уменьшаться. В целом механизм отжатая воды при этом может быть
представлен как непрерывный гидродинамический процесс
фильтрации воды из более удаленных слоев бетона в менее удаленные
от центра вращения формы, продолжающийся до тех пор, пока вся
избыточная свободная вода не вытеснится из толщи стенки и не
восстановится новое равновесие между внутренними и внешними
силами. В результате этого различные слои бетона по толщине стенки
опоры будут содержать различное количество воды. Причем
содержание воды в каждом слое бетона из-за неравномерности
распределения прессующего давления вдоль опоры также изменяется
от более низкого в комле до более высокого содержания в ее вершине.
Необходимо отметить, что одновременно с отжатием из бетонной
смеси воды происходит также вынос взвешенных в ней
высокодисперсных частиц цемента и добавок, причем из наружных
слоев стенки выносится большее количество этих частиц, чем из
внутренних. Неравномерность вы-
33
Глава 2. Железобетонные опоры
носа отмеченных частиц приводит к неравномерному распределению
объемного веса цементного камня по толщине стенки опоры. В
наружном слое бетона стенки объемный вес цементного камня
оказывается большим, чем во внутренних слоях бетона.
2.4. Неоднородность распределения бетонной смеси
центрифугировании
при
Вынос из бетонной смеси воды изменяет исходное водоцементное
отношение и, соответственно, состав. Для характеристики
окончательного состава бетонной смеси после отжатия воды
используется значение ее остаточного водоцементного отношения. Это
отношение определяется опытным путем и представляет собой
среднее значение водоцементных отношений, которые присущи
каждому слою бетона по толщине стенки и по длине опоры.
В ряде исследований по центрифугированному бетону с характеристикой остаточного водоцементного отношения связывается оценка
основных свойств этого бетона. Однако, хотя остаточное водоцементное отношение и является функцией начального, тем не менее следует отметить решающее влияние на все свойства центрифугированного
бетона именно начального водоцементного отношения исходной смеси. Это влияние обусловлено тем, что начальное водоцементное
отношение в значительной степени определяет поровое и капиллярное
пространство затвердевшего бетона, особенно его внутренних слоев.
Если в наружных слоях с отжатием воды при максимальном
прессующем давлении снижается пористость и повышается плотность
бетона, то во внутренних слоях из-за незначительного отжатия воды и
минимального прессующего давления пористость бетона оказывается
выше, а плотность его значительно ниже, чем в наружных слоях. В
частности, при оценке пористости образцов бетона, взятых из стенки
центрифугированных опор контактной сети, было установлено, что
водопоглощение внутренних слоев бетона составляло величину
порядка 8 —10% по весу, в то время как для наружных слоев (в зоне
защитного слоя бетона) оно не превысило 3 — 4% по весу. И эта
разница в значениях водопоглоще-ния наружных и внутренних слоев
бетона по толщине стенки опор значительно возрастала с увеличением
исходного значения водоцементного отношения или при расходе воды
на приготовление бетонной смеси свыше 200 л на 1 м3 смеси.
Центробежное уплотнение бетона не только создает неоднородную
структуру цементного камня по толщине стенки опоры, но и вызывает
неравномерное распределение зерен заполнителя по толщине стенки.
Как известно [8], центробежная сила пропорциональна массе вращаю-
34
Глава 2. Железобетонные опоры
щегося твердого тела. Если принять r3 за условный радиус зерен
заполни геля, а его удельный вес обозначить уз, то при частоте
вращения фор-ми со центробежная сила может быть выражена
зависимостью [8]
(2.1)
4
r3 y 3 pw 2
3g
где p — расстояние от центра вращения до центра зерна; g -ускорение
силы тяжести.
Из приведенного выражения (2.1) видно, что действие центробежной силы тем значительней, чем больше радиус и удельный вес зерна
заполнителя. По этой причине более крупные зерна прижимаются к
наружной поверхности опоры, а мелкие распространяются ближе к ее
внутренней поверхности. Прижатие более крупных зерен заполнителя к
наружной поверхности стенки опоры приводит к исчезновению
«эффекта стенки», свойственного конструкциям из вибробетона. При
наличии (того эффекта крупный заполнитель в процессе уплотнения
бетона не походит до опалубки и со стороны последней
обволакивается растворным слоем определенной толщины. В
центрифугированных опорах такой слой практически отсутствует, а
крупный заполнитель со стороны опалубки или формы закрывается
только небольшим слоем толщиной 1 - 1,5мм цементного камня. Такое
строение поверхности опор приводит к ряду неблагоприятных
последствий, связанных с уменьшением долговечности опор.
P
Таким образом, центрифугированный бетон в силу отмеченных
особенностей, возникающих при его
формовании, является крайне
неоднородным матери
алом по толщине изделий, которые из него
изготавливаются.
Даже при нормально
подобранном составе
бетона у центрифугированных
конструкций, в том
числе и опор
контактной сети, по
толщине стенки
образуется несколько
слоев, отличающихся
своей текстурой и
Рис.2.3
Строение бетона по
структурой. Как показывает опыт
изготовлетолщине стенки опоры:
1 – бетон обычной структуры; 2 –
мелкозернистый бетон; 3- слой
цементного камня; 4 – шкаловая
крошка
35
Глава 2. Железобетонные опоры
ния опор, на наружной поверхности конструкций образуется слой бетона обычной текстуры, содержащий крупный заполнитель, далее идет
слой мелкозернистого бетона, затем формуется слой цементного камня и,
наконец, появляется располагающийся на внутренней поверхности опор
слой шлама (рис. 2.3). Последний представляет затвердевшую смесь не
удаленных при центрифугировании остатков высокодисперсных фракций
цемента и добавок к нему. В зависимости от качества цемента толщина
этого слоя может составлять от нескольких миллиметров до нескольких
сантиметров. Наличие толстого шламового слоя является одной из причин недостаточной долговечности и низкой морозостойкости опор.
2.5. Влияние коничности форм и режимов центрифугирования
на качество укладки и уплотнения бетонной смеси
Изготовление центрифугированных опор контактной сети осуществляется в конических формах, что создает дополнительные сложности в
формовании опор контактной сети и получении конструкций с одинаковой толщиной стенки по их длине. Основная сложность состоит в том,
что центробежная сила Р, возникающая при вращении формы, раскладывается на две составляющие: нормальную Nг, перпендикулярную поверхности формы, и касательную Тг, направленную вдоль поверхности формы (рис. 2.4). Касательная составляющая центробежной силы заставляет
бетонную смесь смещаться вдоль образующей формы. Этому смещению
будут оказывать сопротивление силы трения бетона о поверхность металлической формы и о поверхность уложенной в бетоне арматуры, а также
возникающие при этом в бетонной смеси внутренние сопротивления рас-
36
Глава 2. Железобетонные опоры
Рис. 2.5. Схема напряженного состояния элемента опоры при сдвиге бетонной
смеси
тяжению и сдвигу. Опыт показывает, что силы трения бетонной смеси о
поверхности формы и арматуры независимо от начального водоцементного отношения имеют на участке толщины стенки между ее наружной
поверхностью и арматурой значительную величину и превышают значение касательной силы на этом участке стенки в связи с наличием сопротивления сдвигу и растяжению бетонной смеси. В силу этого смещения
бетонной смеси на указанном участке толщины стенки не происходит.
Этому также способствует поперечная спиральная арматура, воспринимающая значительную долю действующих касательных сил. Как показывают наблюдения, смещение бетонной смеси происходит в основном во
внутренних слоях стенки, на участке между арматурой и внутренней
поверхностью опоры. В этих условиях основное значение для
предотвращения перемещения бетонной смеси имеют ее внутренние
сопротивления сдвигу и растяжению. В свою очередь, эти прочностные
характеристики смеси определяются значением начального
водоцементного отношения или расходом воды на ее приготовление.
Исходя из наличия отмеченных внутренних сопротивлений, условие
отсутствия перемещения бетонной смеси во внутренних слоях опор
можно представить в виде
(2.2)
где Тг —касательная составляющая центробежной силы; Рq предельное
усилие внутреннего сопротивления растяжению бетонной смеси; Рt —
предельное усилие сдвига, воспринимаемое бетонной смесью.
Продольная составляющая центробежной силы, вынуждающая бетонную смесь перемещаться, может быть выражена через прессующее
давление с помощью выражения (рис. 2.5)
(2.3)
где Rн —радиус расположения арматуры по сечению стенки опоры; б —
толщина внутренних слоев стенки опоры; Ррас - среднее расчетное прессующее давление во внутренних слоях стенки опоры; а - угол сбега боковой поверхности опоры.
37
Глава 2. Железобетонные опоры
Предельное усилие сдвига Рт, воспринимаемое бетонной
смесью на единице длины опоры,
(2.4)
P  2 0 lRí
где  0 - предельное напряжение сдвига бетонной смеси; l единичная длина участка опоры.
Предельное усилие внутреннего сопротивления растяжению
бетонной смеси может быть получено из выражения


P   Rí2  R Â2 p 0
(2.5)
где р0. — предельное значение внутреннего сопротивления
бетонной смеси на растяжение; RВ - расстояние от центра
вращения внутренней стенки опоры.
С учетом выражений (2.3) и (2.4) условие (2.2) преобразуется к
виду


2Rí Pðàñ sin  2lRí  Rí2  RÂ2 p0
(2.6)
При изготовлении опор уплотнение осуществляется в
роликовых центрифугах, развивающих на основном режиме 380
— 420 об/мин. При этом числе оборотов и принятой коничности
форм, составляющей 1,5%, возникающие продольные силы
вдоль поверхности расположения арматуры имеют в общем
небольшую величину. В частности, в вершине опоры эти силы
составляют величину порядка Тг = 0,021 кгс/см, а в комле порядка Тг = 0,24 кгс/см. В [9| показано, что значения  0 и р() для
бетонной смеси, приготовленной с водоцементным отношением,
равным 1,4Кнг = 0,28 (В/Ц = 0,4), составляют:
 0 = 0,00001 МПа;
р0 = 0,003 МПа.
При этих значениях сопротивлений сдвигу и растяжению
бетонной смеси общее сопротивление бетонной смеси
перемещению вдоль опоры оказывается равным:
• в вершине P + P = 1,8 кгс/см > 0,021 кгс/см;
• в комле P + P =3,6 кгс/см > 0,24 кгс/см.
Таким образом, при нормально приготовленной бетонной
смеси, имеющей водоцементное отношение, не превосходящее
величину 1,4Кнг (В/Ц  0,4) или соответствующее расходу воды не
более 190 л на 1 м3 бетонной смеси, силы внутреннего
сопротивления сдвигу последней про восходят касательную
составляющую прессующего давления, и теоретически
перемещения бетонной смеси вдоль формы не должно происходит.
В основном такое положение подтверждается практикой
изготовления опор контактной сети и опор линий электропередачи.
При непревышении оптимального числа оборотов формы,
соблюдении продолжительности
38
Глава 2. Железобетонные опоры
центрифугирования при уплотнении бетонной смеси и
соблюдении установленного расхода воды перемещение бетонной
смеси вдоль конструкции имеет минимальное значение,
находящееся в пределах допусков на толщину стенки.
Однако необходимо иметь в виду следующее обстоятельство.
При центрифугировании и уплотнении бетонной смеси отжатие
воды, происходящее под действием прессующего давления,
приводит к резкому увеличению водоцементного отношения
внутренних слоев бетона стенки. Это приводит к
одновременному снижению, вплоть до полной потери,
внутреннего сопротивления этих слоев растяжению и сдвигу.
В результате под действием продольной составляющей
прессующего давления бетонная смесь отмеченных слоев
начинает интенсивно перемещаться вдоль опоры. При этом
сначала начинают перемещаться слои, наиболее близко
расположенные к внутренней поверхности опоры, затем по
мере повышения содержания влаги последовательно
перемещаются и более удаленные от внутренней поверхности
слои. Интенсивному перемещению бетонной смеси вдоль
опоры при этом способствуют повышенный расход воды при
приготовлении бетонной смеси, превышение установленной
продолжительности центрифугирования и уплотнения
бетонной смеси на повышенных оборотах вращения формы с
уложенной бетонной смесью. Перемещению бетонной смеси
вдоль опоры способствуют также сопровождающие процесс
центрифугирования вибрации формы, возникающие из-за плохой
балансировки форм и ударов формы о ролики. Эти вибрации
приводят к дальнейшему уменьшению внутреннего
сопротивления бетонной смеси, перемещению из-за включения
в процесс уплотнения бетонной смеси ее тиксотронного
разжижения. С другой стороны, необходимо • и метить
положительное влияние возникающих вибраций на процессы
раскладки бетонной смеси в форме и получения требуемого
кольцевого сечения опоры. Опытом установлено, что полное
исключение вибраций за счет обрезинивания роликов
центрифуги приводит к тому что практически не удается
разложить бетонную смесь по сечению формы. В целом следует
подчеркнуть, что для получения требуемого качества опор и
исключения чрезмерного перемещения смеси вдоль опоры
необходимо строго соблюдать требования по подвижности
исходной бетонной смеси, исключить чрезмерный расход
воды (свыше 190 л/м3 смеси) при приготовлении бетонной
смеси. Одновременно с учетом применяемых для изготовления
опор цементов и заполнителей должен производиться подбор
числа оборотов формы и продолжительности процесса
уплотнения бетонной смеси. В этом плане в ряде случаев к без
ухудшения свойств центрифугированного бетона полезным
оказывается снижение числа оборотов формы и
продолжительности уплотнения бетонной смеси.
39
Глава 2. Железобетонные опоры
2.6. Влияние арматуры на процесс укладки и уплотнения
бетона
И наконец, необходимо обратить внимание на неучитываемый в
ряде случаев фактор, влияющий на процессы раскладки
бетонной смеси в форме и ее уплотнения. Известно, что
раскладка и уплотнение бетонной смеси в форме происходят
при уже изготовленном и установленном в форму арматурном
каркасе. И это в определенной степени изменяет процессы
раскладки и уплотнения бетонной смеси по сравнению с
условиями, когда арматура отсутствует. Особенно эти
изменения заметны при формировании опор с предварительно
напряженной проволочной арматурой. В этих опорах
проволочная арматура располагается по окружности пучками, в
которых проволоки расположены в одной плоскости, образуя
элементы, напоминающие полоски (рис. 2.6). При укладке и
распределении бетонной смеси
в форме эти пучки задерживают
смесь, не давая ей напрямую
достигнуть поверхности
формы. Образующееся
пространство между пучком и
поверхностью формы частично
заполняется за счет затекания
смеси, расположенной между
пучками. При дальнейшем
центрифугировании и уплотнении прессующее давление
прежде всего передается вместо
формы на пучки. Одновременно
в направлении прессующего
давления действуют также
центробежные силы,
создаваемые пучками при
вращении формы. В сумме эти
силы направлены на
уменьшение толщины
защитного слоя. Имеющееся
при этом предварительное
напряжение проволоки в
определенной степени
компенсирует действие
указанных сил, направленных
поперек пучков, что не
Рис. 2.7. Перемещение
позволяет
значительно
бетонной смеси под пучком
уменьшить толщину защитного
слоя.арматуры
Полное заполнение пространства между пучками
арматуры и поверхностью формы бетонной смесью с
образованием защитного слоя происходит под влиянием
прессующего давления,
40
Глава 2. Железобетонные опоры
которое возникает в бетонной смеси, расположенной между
пучками арматуры. Под влиянием этого давления и из-за
низкого внутреннего сопротивления растяжению и сдвигу
бетона, находящегося под пучками, бетонная смесь начинает
перемещаться в горизонтальном направлении, заполняя
оставшуюся часть пространства между пучками и формой и
одновременно уплотняясь (рис. 2.7). При этом в смеси под
пучками возникает обратное давление на пучки, стремящееся
сместить их в сторону — к внутренней поверхности опоры. Под
действием этого давления при недостаточном закреплении в
арматурном каркасе ненапряженная арматура как бы
всплывает, приближаясь к внутренней поверхности опоры (рис.
2.8). То же самое может происходить и с напряженной
арматурой при установке недостаточного количества
монтажных и фиксирующих колец. Наличие отмеченного
механизма влияния арматуры на процессы укладки и
уплотнения бетонной смеси подтверждается многочисленными
случаями отбраковки опор со смещенной к внутренней их
поверхности арматурой. Смещение арматурного каркаса к
наружной поверхности может быть вызвано как отступлением
от норм при устройстве арматурного каркаса, так и несоответствием размеров поперечного сечения каркаса и
формы. Для того чтобы не допустить смещения арматуры к
наружной поверхности, при изготовлении опор под арматурные
стержни и пучки необходимо устанавливать бетонные
фиксирующие элементы. Следует отметить, Что применение
пластмассовых фиксаторов не обеспечивает формования
требуемого защитного слоя. Из-за небольшого удельного веса
при центрифугировании фиксаторы срываются с арматуры и
всплывают на им утренней поверхности опоры. Но если и
удается надежно закрепить фиксаторы на арматуре, то
вследствие различия коэффициентов тем-
41
Глава 2. Железобетонные опоры
пературного расширения пластмассы и бетона между
фиксатором и бетоном при изменении температуры образуется
трещина. Такая трещина создает удобные пути для доступа
агрессивных веществ, воды и кислорода к арматуре. Для
предупреждения смещения арматуры, особенно напряженной, к
внутренней поверхности в опорах по их длине должно
устанавливаться достаточное количество монтажных колец и
обеспечиваться надежное крепление к этим кольцам вязальной
проволокой стержней и пучков арматуры.
2.7. Тепловлажностная обработка бетона опор
В технологическом процессе изготовления опор контактной
сети важной является также операция тепловлажностной
обработки опор после уплотнения бетонной смеси.
Тепловлажностная обработка производится в пропарочных
камерах, в которых используется насыщенный пар низкого
давления, создающий паровоздушную среду с относительной
влажностью 95 — 98%.
Тепловлажностная обработка в пропарочных камерах
осуществляется по определенному режиму, включающему
выдержку открытой пропарочной камеры, затем постепенный
подъем температуры в камере до 80 - 85 °С в течение
нескольких часов. После подъема температуры осуществляется
изотермический прогрев опор при температуре 80 - 85 °С в
течение заданного времени и затем после прекращения подачи
пара постепенное снижение температуры в течение 3 - 4 ч. Этот
режим уточняется на каждом заводе в зависимости от состояния
теплоизоляции камер. При этом во всех случаях должны
обеспечиваться условия для постепенного подъема температуры
без резких скачков. Слишком быстрый подъем температуры
приводит к появлению и фиксации в затвердевшем бетоне
неравномерного распределения температуры по толщине
стенки и в последующем (при выравнивании температуры) к
возникновению собственных напряжений в бетоне. При
значительных величинах этих напряжений могут образоваться
также и продольные трещины. Кроме того, быстрый подъем
температуры бетона способствует проявлению в нем
деструктивных
процессов,
снижению
прочности
и
характеристик стойкости бетона. На окончательной стадии
изготовления опор и перемещения их на открытый воздух
разница в температурах наружной поверхности опор и
окружающего воздуха не должна превышать 35 °С.
Превышение этого перепада температур также приводит к
возникновению дополнительных внутренних напряжений в
бетоне и, следовательно, к образованию в нем повреждений
структуры.
42
Глава 2. Железобетонные опоры
3. Прочность центрифугированного бетона и
конструктивные особенности центрифугированных
опор
3.1. Прочность центрифугированного бетона на сжатие
Прочность бетона является, как принято считать,
основным его свойством, хотя другие характеристики, такие,
как долговечность и непроницаемость, в процессе эксплуатации
конструкций могут иметь более важное значение. Прочность
обычно дает общую картину качества бетона, так как она
непосредственно связана со структурой затвердевшего
цементного камня. Для центрифугированных опор контактной
сети прочность бетона совместно с прочностью арматуры
определяет их несущую способность и степень восприятия
действующих механических нагрузок.
Прочность бетона зависит от множества факторов, в том
числе и от способа уплотнения. Как указывалось ранее,
центробежное уплотнение отличается тем, что при его
осуществлении плотность бетона по толщине стенки
конструкций распределена неравномерно. Наибольшую
плотность имеют наружные слои бетона, и значительно меньшая плотность наблюдается во внутренних слоях бетона.
Такое распределение плотности бетона по толщине стенки
конструкции влечет за собой, соответственно, и неравномерное
распределение прочностных свойств.
Испытания образцов, полученных путем разрезания
центрифугированных призм, показали, что прочность на сжатие
бетона наружных слоев оказалась в среднем на 30% выше
прочности бетона внутренних слоев. В частности, при
испытаниях образцов, изготовленных из бейта такого же
состава, что и бетон опор мощностью 78 кНм, прочность
наружных слоев достигла величины 72 ± 5 МПа, а внутренние
(пои имели при этом прочность бетона 51 ± 3,5 МПа. Средняя
прочность бетона цельных образцов составила при этом
величину порядка 60 МПа.
При расчетах кольцевых центрифугированных конструкций,
в том числе и опор контактной сети, используются средние
значения прочности бетона, и имеющееся неравномерное
распределение прочности по толщине стенки изделий не
учитывается. В качестве характеристики прочности
центрифугированного бетона, как и вибробетона, используется
класс бетона по прочности на сжатие или растяжение. В
частности, при проектировании опор несущей способностью до
59 кНм включительно используется бетон класса В30 по
прочности на сжатие. Для опор более высокой способности
должен применяться бетон по прочности на сжатие класса В40.
43
Глава 2. Железобетонные опоры
3.2. Прочность центрифугированного бетона на
растяжение
В значительной степени от центробежного уплотнения
зависит также прочность бетона на растяжение. Основное
влияние этого способа уплотнения состоит в том, что
прочность бетона на растяжение по сечениям, расположенным
в радиальном направлении, существенно отличается от
прочности по сечениям, ориентированным вдоль средней
окружности кольцевого образца (рис. 2.9). При этом
установлено, что прочность по сечениям, расположенным
вдоль окружности, оказывается меньше прочности бетона по
сечениям в радиальном направлении.
Такое распределение прочности центрифугированного
бетона на растяжение по разным направлениям играет
определяющую роль в ориентации трещин, возникающих в
бетоне при появлении механического давления от продуктов
коррозии арматуры.
Образующиеся трещины первично развиваются в направлениях, где прочность бетона на растяжение наименьшая, а затем
появляются и трещины, ориентированные в перпендикулярном
направлении. По сути дела, различие в прочностных характеристиках бетона на растяжение в разных
направлениях является основной
причиной разделения подземной
части опор на два соосных цилинRt<Rr, дра при наличии опасности возРис. 2.9. Схема ориентации никновения в этой части электрокоррозионных повреждений
площадок с различной
арматуры.
прочностью:
Rr— площадки, параллельные Центрифугирование является
простым и эффективным спосообразующей опоры; Rхплощадки, параллельные бом уплотнения бетона. По
наружной
своей природе этот способ
поверхности опоры
предназначен для уплотнения
бетона в конструкциях, имеющих кольцевое поперечное
сечение.
К числу таких конструкций относятся и опоры контактной
сети. Последние в современном исполнении представляют
собой конические трубы, имеющие сбег боковой поверхности
величиной 1,5 или 1%. Внутрь стенки опор заложен
арматурный каркас, обеспечивающий восприятие в основном
растягивающих напряжений в растянутой зоне сечения, а в
ряде случаев также и сжимающих напряжений в сжатой зоне.
44
Глава 2. Железобетонные опоры
3.3. Особенности армирования
центрифугированных опор контактной сети
Опоры кольцевого сечения отличает та особенность, что в них
арматурные элементы расположены равномерно с заданным
шагом по всей длине окружности, отстоящей от наружной
поверхности опор на толщину защитного слоя бетона. Такое
расположение арматуры обеспечивает одинаковую несущую
способность опор в любом направлении. Это свойство опор
упрощает их установку, исключает ошибки при монтаже
поддерживающих
конструкций,
позволяет
повысить
устойчивость контактной сети в аварийных режимах.
Количество устанавливаемой в опорах арматуры в
зависимости от ее вида и уровня нагрузок на конструкции
определяется расчетом. В качестве методологической основы
расчетов используется метод расчета по предельным состояниям.
В соответствии с этим методом опоры должны удовлетворять
требованиям расчета:
• по несущей способности, или по предельным состояниям
первой группы;
• по пригодности к нормальной эксплуатации, или по
предельным состояниям второй группы.
Расчет несущей способности, или расчет по предельным
состояниям первой группы, должен обеспечить сопротивление
опоры разрушению под совместным действием силовых
факторов и неблагоприятных воздействий внешней среды
(температурно-влажностных
воздействий,
вибраций
от
движущихся поездов, агрессивных влияний окружающей среды
и т. п.). Расчет по пригодности к нормальной эксплуатации, или
но предельным состояниям второй группы, должен обеспечить
стойкость опоры к образованию поперечных трещин, к
чрезмерным деформациям или прогибам в уровне контактного
провода.
Из двух групп расчетов в настоящее время при
проектировании новых и привязке типовых опор основным
является
расчет
опор
по
трещиностойкости
и
деформативности. Этот расчет опор, проводимый на
воздействие нормативных нагрузок и удовлетворение
требованиям по трещиностойкости и деформативности,
автоматически решает задачу удовлетворения требованиям по
их несущей способности. Экспериментальные исследования и
испытания опор показали высокую степень сходимости
результатов расчета опор по отмеченным предельным и
фактическим
показателям
трещиностойкости,
деформативности и прочности центрифугированных железобетонных
опор контактной сети.
При проведении расчетов опор, определении их параметров и
условий эксплуатации важнейшим фактором является выбор и
назначение вида и класса прочности рабочей арматуры. В
практике проектирования
45
Глава 2. Железобетонные опоры
и изготовления центрифугированных опор используется в
основном арматура двух видов: стержневая и проволочная
арматурная сталь. Из стержневой арматуры наибольшее
распространение получили горячекатаные стержни
периодического профиля, выполняемые из стали класса А-III.
Эта арматура использовалась в основном в ненапряженных
железобетонных опорах, получивших название ЖБК. В
последнее время этот вид арматуры применяется также при
армировании предварительно-напряженных опор со
смешанным армированием, носящих марку СС. Арматура
этого вида отличается достаточно высокой прочностью, она
обладает высокой пластичностью и вследствие этого
нечувствительна к различным концентраторам напряжений,
возникающих при коррозионных воздействиях. При этих
воздействиях ее механические прочностные характеристики
не изменяются, а также не возникает опасности водородного
растрескивания.
Стержневая арматура более высоких классов используется
также для армирования и предварительно напряженных
центрифугированных опор. В качестве предварительно
напряженной
арматуры
применяются
стержни
периодического профиля классов А-IV и А-V Таким видом
стержней армированы предварительно напряженные опоры
типа СП и СТ. Причем вследствие более высокой
чувствительности стержневой арматуры класса А-V к
коррозионному
растрескиванию
из-за
водородного
охрупчивания опоры с нею используются в основном на
участках переменного тока.
Весьма широкое распространение получил и другой вид
арматуры для армирования центрифугированных опор
контактной сети, а именно проволочная арматурная сталь. Из
этого вида арматуры следует выделить прежде всего
арматурную холоднотянутую проволоку класса Вр-П. Эта
проволока, изготовленная из низколегированной стали путем
холодной протяжки через фильеры, обладает высокой
прочностью на растяжение, причем величина прочности
зависит от диаметра проволоки. Чем меньше диаметр
проволоки, тем более высокой прочностью она обладает. В
частности, при диаметре 4 мм ее нормативное сопротивление
растяжению, за которое принимается наименьшее значение
условного предела ее текучести при остаточном
относительном удлинении 0,2%, составляет 1400 МПа, а для
проволоки диаметром 5 мм аналогичное сопротивление равно
1280 МПа.
Высокое
сопротивление
растяжению
отмеченной
арматурной проволоки создает определенные особенности
условий ее применения. Основной особенностью этой
арматуры является то, что она не может использоваться в
качестве рабочей в обычных конструкциях и ее эффективное
применение в конструкциях может быть достигнуто только с
предварительным напряжением. Степень предварительного
напряжения проволочной арматуры в опорах контактной сети
выбирается та-
46
Глава 2. Железобетонные опоры
ким образом, чтобы возникающие под нормативной нагрузкой
в растянутой зоне сечения растягивающие напряжения в бетоне
не превысили его прочности на растяжение и в нем не
образовались поперечные трещины. С другой стороны, степень
предварительного напряжения арматуры должна назначаться с
учетом нормативного сопротивления проволоки растяжению и
напряжения натяжения с учетом допустимых отклонений от
номинала не должны превышать величины этого
сопротивления.
3.4. Влияние предварительного напряжения арматуры на
стойкость центрифугированных опор
Наиболее
важным
требованием
к
степени
предварительного
напряжения
арматуры
является
непревышение установленного уровня обжатия бетона при
передаче напряжений от арматуры на бетон. Как известно [10],
при передаче на бетон возрастающей сжимающей нагрузки в
нем происходят определенные структурные изменения,
характеризуемые так называемыми параметрическими точками
процесса деформирования — нижней R0 и верхней К0 границами
области микротрещинообразования в бетоне. При достижении
нижней границы К0, составляющей 0,4 — 0,5 прочности бетона,
в последнем начинает раз виваться интенсивное микротрещинообразование на контакте крупною заполнителя и
цементного камня (микротрещины сцепления). При
дальнейшем увеличении нагрузки и достижении верхней грани
цы
R0
начинается
не
менее
интенсивное
микротрещинообразование в цементном камне. Возникающие
микротрещины соединяются с микротрещинами контактной
зоны в непрерывные микротрещины. Последние затем
перерастают в макротрещины, приводящие к разрушению
бетона. В опорах это проявляется в образовании видимых про
дольных трещин.
Из двух параметрических точек процесса деформирования
бетона наиболее важное значение имеет нижняя граница
микротрещинообразования. После достижения сжимающими
напряжениями этой границы резко изменяются основные
свойства бетона, обеспечивающие его доли точность и другие
эксплуатационные
свойства.
В
частности,
при
на
пряжениях сжатия, превышающих нижнюю параметрическую
точку R0, резко снижается морозостойкость бетона, повышается
проницаемость, увеличивается водопоглощение. В связи с этим
для обеспечения требуемой долговечности и надежности опор
устанавливается, что отношение сжимающих напряжений в
бетоне в стадии предварительного обжатия его предварительно
напряженной
арматурой
к
величине
передаточной
прочности бетона не должно превышать: значения 0,65 для
опор, экс-
47
Глава 2. Железобетонные опоры
плуатирующихся при расчетной зимней температуре наружного воздуха
- 40 0С и выше; величины 0,5 для опор, эксплуатирующихся при расчетной зимней температуре наружного воздуха ниже - 40 0С.
Для большинства марок предварительно напряженных опор эти
требования по уровню обжатия бетона на стадии проектирования и
изготовления, как правило, выполняются. Однако под влиянием
эксплуатационных факторов прочность бетона опор на сжатие
снижается, отмеченные значения уровня обжатия бетона повышаются,
и
по
этой
причине
интенсифицируется
процесс
микротрещинообразования в бетоне. О наличии такого процесса
свидетельствуют результаты ультразвуковых обследований опор.
При выборе уровня обжатия бетона и степени натяжения арматуры
необходимо учитывать условия передачи предварительного напряжения
на бетон и анкерования арматуры в бетоне. Это обстоятельство в первую
очередь касается высокопрочной проволочной арматуры.
Предварительное натяжение этой арматуры осуществляется домкратами с передачей натяжения на опоры, находящиеся на оголовках форм.
После укладки, уплотнения, твердения бетона и достижения им необходимой прочности, контролируемой по испытаниям кубиков, производится обрезка проволоки на упорах, и предварительное напряжение
передается на бетон. Для возможности передачи напряжений на бетон
арматура в зоне контакта с бетоном должна обладать надежным и высоким сцеплением с ним. В принципе это сцепление образовано двумя составляющими: первая составляющая обусловлена склеиванием
поверхности арматуры с цементным камнем и небольшим обжатием
проволок вследствие усадки бетона. Вторая составляющая связана с
механическим зацеплением выступов периодического профиля арматуры. Из этих двух составляющих первая из-за невысокой прочности
склеивания (в пределах 0,5 МПа) практически не играет существенной
Рис. 2.10. Давление на бетон в зоне анкеровки арматуры после отпуска
натяжения
48
Глава 2. Железобетонные опоры
роли в анкеровке арматуры в бетоне и передаче
предварительных напряжений на бетон. В связи с этим, в
частности, гладкая предварительно напряженная проволока
проскальзывает в бетоне, теряет свое предварительное
напряжение, в результате чего исчезает предварительное
обжатие бетона. По данным ряда исследований [11], при
использовании гладкой проволоки в качестве напрягаемой
арматуры ее предварительное напряжение исчезает в течение
примерно двух лет, и после этого конструкции становятся
ненапряженными и непригодными к эксплуатации. В силу
этого гладкая проволочная арматура не рекомендуется для
применения в опорах контактной сети, а также и в опорах
линий автоблокировки.
Главную роль в сцеплении арматуры и бетона играет
периодический профиль арматуры, обеспечивающий за счет
механического зацепления выступов арматуры в бетоне
высокую прочность сцепления и возможность стабильной
передачи предварительного напряжения на бетон. При этом
передача этого напряжения происходит в зоне анкеровки,
длина которой зависит от уровня напряжения арматуры,
значения передаточной прочности бетона и диаметра
арматуры. В Частности, для опор несущей способностью 79
кН*м, армированных пысокопрочной проволокой диаметром
5 мм и эксплуатируемых при расчетной зимней температуре
воздуха выше - 40 °С, длина анкеровки при предварительных
напряжениях, равных 850 МПа, и передаточной прочности
бетона в пределах 35 МПа составляет 42 см. В этой зоне после
обрезки проволочный арматурный каркас приобретает коническую форму (рис. 2.10), вследствие чего при его продольной
деформации в бетоне появляются радиальные
расклинивающие напряжения, являющиеся одной из причин
образования продольных трещин в вершине и комле опор. Для
предотвращения появления этих трещин и конструкции
центрифугированных опор в вершине предусматривается
установка усиливающих колец из стальной (класса А-1) арматуры
периодического профиля, а также изменение шага спиральной
арматуры. В комле в зоне образования конусообразной
конструкции из предварительно напряженных проволок
должно предусматриваться также сгущение спиральной
арматуры для восприятия возникающих растягивающих
напряжений.
Помимо продольной арматуры в опорах, в арматурных
каркасах также предусматривается установка поперечной
арматуры, выполняемой в виде непрерывной спирали. Эта
арматура воспринимает поперечные силы в поперечных
сечениях опор, а также способствует частичному восприятию
растягивающих напряжений в бетоне, появляющихся при
температурно-влажностных воздействиях окружающей среды.
Эта арен ура выполняется из обычной стальной (класса Вр-1)
проволоки диаметром 3 мм и имеет, так же как и продольная
арматура, периодический
49
Глава 2. Железобетонные опоры
б) М,
а)
М, кНм
160
140
120
100
15
20
25
зо кйп,
МПа
кН-м
Rит„,МПа
Рис. 2.11. Зависимость несущей способности предварительно напряженной опоры
М"
от прочности бетона R. :
а — опора С-13..6-1; б—опора С-13.63
профиль. Для закрепления рабочей арматуры в расчетном положении в
процессе центрифугирования в конструкции опор предусматривается
также установка конструктивной арматуры в виде монтажных колец, выполняемых из гладкой арматуры (сталь класса А-I). После их установки
вся рабочая арматура в местах пересечения с кольцами крепится к ним
с помощью вязальной проволоки.
Для конструкции центрифугированных опор, как указывалось выше, особое значение имеет степень предварительного напряжения арматуры. Из-за высокого нормативного сопротивления на растяжение
наиболее высокую степень предварительного напряжения имеет высокопрочная проволочная арматура. Контролируемые напряжения в ней,
определяемые по окончании натяжения на упоры, достигают величины
800 — 900 МПа. Столь высокий уровень натяжения арматуры является
причиной того, что в предельном состоянии по прочности бетона значительная часть предварительного напряжения арматуры оказывается
непогашенной, она остается в растянутом состоянии и способствует
ускоренному разрушению бетона при достижении им предельной
прочности. Если учесть, что предельная сжимаемость бетона
составляет величину порядка  , =0,002, то при модуле упругости стали,
равном Е= 2-105 МПа, погашенными в арматуре оказываются только
напряжения величиной 400 МПа из действующих после проявления
всех потерь напряжений, составляющих около 700 — 800 МПа.
Наличие непогашенных предварительных напряжений в предельном состоянии при достижении сжимающими напряжениями величин,
соответствующих прочности бетона, является одной из основных причин высокой чувствительности несущей способности опор,
армированных проволочной арматурой, к изменению прочности бетона
(рис. 2.11)
50
Глава 2. Железобетонные опоры
и недостаточной из-за этого
надежности их и процессе
эксплуатации. Для снижения такой
зависимости несущей способными опор
с проволочной арматурой от И
членения прочности бетона в конструкциях центрифугированных опор стали
широко применять смешанное
армирование. В этих опорах наряду с
напряженной проволочной арматурой
устанавливается стержневая
ненапряженная арматура из стали
класса А-Ш (рис. 2.12). Установкой такой
арматуры достигаются частичная
компенсация происходящего в
процессе эксплуатации опор снижения
прочности бетона и повышение их надежности. В частности, установленное
в опоры количество ненапряженной
арматуры оказывается достаточным для
воспри ятия половины действующего на
опоры нормативного изгибающего
момента при полной потере бетоном
прочности на сжатие.
В связи с неблагоприятными
последствиями для несущей
способности опор и их надежности
применения высокой и пени
напряжения арматуры в конструкциях
опор типа СП и СТ со стержневой
предварительно напряженной
арматурой принята степень
напряжения арматуры 400-500 МПа,
которая обеспечивает в предельном
состоянии полное погашение
предварительных напряжений. И по
поведению в предельном состоянии эти
опоры становятся аналогичными
опорам ЖБК с обычной
ненапряженной арматурой. Последние
отличаются малой зависимостью
несущей способности от прочности
бетона.
Следует отметить также, что все центрифугированные
опоры, кроме опор типа СТ, по геометрическим параметрам
являются однотипными и иными. Решающую роль в
обеспечении их несущей способности И надежности играют
вид и параметры напряженной и ненапряженной арматуры. В
связи с этим совершенствование этих опор как конструкций
идет в основном в направлении совершенствования
армирования.
51
Глава 2. Железобетонные опоры
Таким
образом,
центрифугированный
бетон
и
центрифугированные опоры в силу особенностей технологии
изготовления и конструктивных особенностей уже на стадии
изготовления приобретают ряд свойств, определяющих надежность
и стойкость опор в эксплуатации, и эти свойства необходимо
учитывать при выборе системы эксплуатации опор. Для
обеспечения их надежности необходимо назначать такую
степень предварительного напряжения арматуры, при которой
эти напряжения в предельной стадии полностью погашаются и
опоры в этой стадии работают как конструкции с ненапряженной
арматурой.
52
Глава 3
Эксплуатационные воздействия и
работоспособность опор
1.Температурно-влажностные
воздействия на опоры в процессе
эксплуатации
1.1. Виды температурных напряжений в опорах
Температурно-влажностные воздействия окружающей среды
являются одним из наиболее существенных и неустранимых
факторов, влияющих на железобетонные опоры контактной сети.
В результате этого воздействия непрерывно изменяются
температура и влажность бетона и появляются температурные и
влажностные деформации. Отличительным признаком этих
деформаций является то, что они не могут развиваться свободно
в бетоне, из-за чего в последнем появляются различного вида
напряжения. Под влиянием этих напряжений изменяется напряженное состояние бетона, вызванное воздействием внешних
нагрузок, и в нем могут наблюдаться нарушения сплошности и
появляться повреждения, среди которых доминирующее
положение занимают микро- и макротрещины. Из последних в
первую очередь речь пойдет о продольных трещинах.
В общем случае под влиянием изменений температуры и
влажности в бетоне конструкций возникают три вида
напряжений:
макроструктурные,
микроструктурные
и
ультрамикроструктурные напряжения. Из этих видов
напряжений наиболее изученными оказались макроструктурные
[12].
Наименее
изученными
являются
ультрамикроструктурные напряжения, проявляющиеся в
компонентах материала в виде изломов кристаллов, зерен
включений и т. д. В бетоне они проявляются в цементном камне
при его твердении и встречаются в основном в кристаллических
новообразованиях,
приводя
к
излому
последних
и
одновременному сбросу прочности цементного камня [13].
53
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Макроструктурные напряжения в бетонных конструкциях
представляют
собой
ориентировочные
напряжения,
уравновешивающиеся в объемах отдельных элементов
конструкций и возникающие вследствие неравномерного
распределения по объему температуры и влажности. Обычно при
рассмотрении макроструктурных напряжений в бетоне
конструкций распределение температуры и распределение
влажности по объему находят раздельно, считая, что
распределение температуры не зависит от распределения
влажности и взаимное влияние полей температуры и влажности
отсутствует.
Вследствие
этого
допущения
раздельно
определяются возникающие в бетоне температурные и
влажностные напряжения. Хотя в общем случае взаимное
влияние распределения температуры и распределения
влажности существует, однако отмеченное упрощение в
рассмотрении температурных и влажностных напряжений
позволяет упростить решение задач по определению
напряжений, использовать для этого имеющийся хорошо
разработанный
математический
аппарат
теории
термоупругости. Этот же принцип определения температурных
и влажностных напряжений целиком использовался при
определении температурных и влажностных напряжений в
бетоне опор.
В процессе эксплуатации опоры подвергаются сложному
температурному воздействию. Из этого воздействия можно
выделить ряд наиболее важных составляющих, оказывающих
более или менее существенное влияние на напряженное
состояние опор. К числу таких составляющих относятся
периодические колебания температуры наружного воздуха,
солнечная радиация, тепловые удары от выпадающих осадков и
движущихся воздушных масс, перепад температур между
надземной и подземной частями опор в зоне входа их в грунт,
конвективное воздействие подвижного состава.
1.2. Температурные напряжения в опорах при
периодических колебаниях температуры воздуха
Периодические изменения температуры наружного воздуха на
основании статистических данных можно представить в виде
трех составляющих:
• годовых колебаний среднемесячной температуры;
• внутримесячных отклонений среднесуточной температуры
от среднемесячной;
• внутрисуточных колебаний температуры.
Суточные, месячные и годовые колебания температуры
наружного воздуха с достаточной для практических расчетов
точностью можно считать гармоническими. Любые температуры
наружного воздуха могут
54
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
быть получены в результате наложения гармонических
колебаний разных периодов и амплитуд.
Годовые и месячные колебания температуры воздуха, как
показывает опыт, имеют большое значение для массивных
сооружений. Тонкостенные конструкции при этих колебаниях
температуры оказываются бесконечно «тонкими», и в них не
возникают неравномерные изменения температуры по толщине
стенки. Для опор контактной сети, являющихся тонкостенными
конструкциями, существенное значение могут иметь только
внутрисуточные колебания температуры воздуха, часто
значительные по амплитуде и сказывающиеся на небольшой
глубине, соизмеримой с толщиной стенки.
Колебания температуры наружного воздуха вызывают
колебания температуры на поверхности опоры, которые также
являются гармоническими с тем же периодом, но с меньшей
амплитудой и сопровождаются распространением колебаний
температуры в толще стенки опор. При этом по мере удаления
от поверхности, воспринимающей колебания температуры
воздуха,
амплитуда
колебаний
температуры
бетона
уменьшается и происходит затухание колебаний температуры
по толщине стенки. Между наружной поверхностью опоры и ее
внутренней поверхностью возникает перепад температур.
Расчеты температурных полей, выполненные на основании
решения уравнения теплопроводности [14] в предположении
одномерного распределения температуры вдоль радиуса опор,
показывают, что даже при самых неблагоприятных условиях,
когда температура поверхности опор равняется температуре
окружающего воздуха в любой момент времени, перепад
температур между наружной поверхностью опор и их внутренней
поверхностью не превышает 0,4 Т0 (Т0 амплитуда колебаний
температуры воздуха). Учитывая то, что температура на
поверхности опор является следствием конвективного
теплообмена ее с окружающим воздухом, можно утверждать, что
фактический перепад температур по толщине стенки будет еще
меньше.
Возникающий по толщине стенки перепад температур влечет
за собой появление в бетоне температурных напряжений. При
этом возникают растягивающие напряжения, направленные
вдоль поверхности опоры (тангенциальные), и сжимающие
напряжения (радиальные), направленные вдоль радиуса (рис. 3.1).
Величину этих напряжений определяют на основании решения
плоской задачи термоупругости, принимая в расчетах опору в
качестве полого бесконечного цилиндра. Однако при этом
необходимо учитывать особенность этого решения, связанную с
влиянием на величину напряжений фактических характеристик
бетона как материала опор, и прежде всего коэффициента
линейного температурного расширения и модуля упругости
бетона. В расчетах коэффициент линейного температурного
расширения бетона обычно принимается величи-
55
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ной постоянной и равной
а = 10*10-6 1/град. При этом
следует иметь в виду, что
этот коэффициент в значительной степени зави-сит от
состава
бетона,
его
влажности,
усло-вий
твердения, темпе-ратуры и
изменяется
в
широких
пределах. Еще более неопределенной является величина моду-ля упругости изза сопутствующих температурным
деформациям
неупругих
деформаций
бетона. Задача ослож-няяется еще и тем, что отсутствуют экспери-ментальные
методы
определения
градиент-ных температурных
напряжении и по этой
причине отсутствует возможность проверки правильности принятых в
расчетах значений модуля упругости. В связи с этим в большинстве
исследований температурных напряжений используется так
называемый временный модуль упругости, принимаемый при
непродолжительном действии напряжений равным ЕВ  0,5Ест (Ест статический модуль упругости бетона). Из сказанного следует, что
термоупругие решения по определению температурных напряжений в
бетоне опор носят скорее качественный характер, указывая на место
возможных наибольших напряжений. Такими методами для
тангенциальных растягивающих напряжений является наружная
поверхность опор. Если принять коэффициент линейного
температурного расширения бетона равным
10*10-61/град, а временный модуль упругости для бетона класса В30 равным 24 000 МПа, то каждый градус амплитуды колебаний температуры
вызывает возникновение на поверхности опор тангенциальных
напряжений, равных   = 0,056 МПа. Это значит, что для амплитуды
колебаний температуры бетона, равной 6 °С, напряжения на
поверхности опор оказываются равными всего лишь   = 0,34 МПа.
Учитывая, что отмеченная амплитуда колебаний температуры бетона и
воздуха характерна для большинства районов России, можно считать,
что приведенное значение температурных напряжений в опорах является
предельным и в общем случае эти напряжения не могут самостоятельно
привести к образованию микро- и макротрещин. Однако действие этих
напряжений может усиливать влияние напряжений, возникающих под
действием других факторов.
56
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
1.3. Влияние солнечной радиации
на температурные напряжения в опорах
К числу таких факторов в определенной степени может
относиться солнечная радиация. Последняя приводит к
дополнительному неравномерному нагреву поверхности опор со
стороны, ориентированной в направлении солнечного излучения.
Результаты измерений показывают, что температура бетона на
поверхности опор в связи с действием солнечной радиации может
повышаться на 20-30 °С по сравнению с температурой
окружающего воздуха. В то же время температура бетона на противоположной действию солнечной радиации стороне опор
приобретает в основном температуру окружающего воздуха. В
результате на этой стороне опор возникает перепад температур
бетона между наружной и внутренней поверхностями,
достигающий 3 - 4 °С (рис. 3.2). При таком перепаде температур
на наружной поверхности опор могут появляться растягивающие
напряжения, величина которых при а = 10*10-6 1/град и
ЕВ= 24 000 МПа для средних сечений опор приближенно
находится в пределах о = 0,36+0,5 МПа. При этом следует
отметить, что эти напряжения рассчитаны из предположения,
что, кроме перепада температур по толщине стенки при действии
солнечной радиации, другие причины появления напряжений
отсутствуют. Однако необходимо иметь в виду, что из-за
статической неопределимости сечения опоры одновременно на
этой же поверхности появляются сжимающие напряжения,
погашающие растягивающие напряжения от перепада
температур. Кроме этого, интенсивный нагрев участка
поверхности
солнечной
радиацией
способствует
возникновению
теплопроводности по периметру
опор
и
выравниванию
температуры вследствие этого по
сечению стенки и уменьшению
перепада температур по ней.
Соответственно, это приведет
и
к
уменьшению
растягивающих напряжений
на обратной стороне наружной
поверхности опор. Таким образом,
солнечная радиация не может
Рис. 3.2. Температурные
напряжения в опоре
при действии
солнечной
радиации: Т—
распределение
температуры бетона
по сечению опоры; Т
— температура
нагрева поверхности
57
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
явиться источником образования микротрещин в бетоне опор.
Однако повышенная температура поверхности опор при сильной
радиации может способствовать появлению значительных
растягивающих напряжений на этой поверхности при
воздействии на нее дождевых осадков и холодных воздушных
потоков. Влияние этого фактора связано с тем, что выпадающие
осадки и ветер, как правило, имеют более низкую температуру по
сравнению с разогретой поверхностью опор и при встрече с этой
поверхностью вызывают резкое понижение ее температуры.
1.4. Влияние тепловых ударов на стойкость бетона опор
Под влиянием выпадающих осадков и холодных ветров с
повышенной скоростью происходит тепловой удар на
поверхности опор, и на этом участке появляются значительные
растягивающие напряжения (рис. 3.3). Как показывают расчеты,
при разности температур поверхности опор и осадков в 8 —10 °С
величина поверхностных растягивающих напряжений может
достигать величины
  = 14-И8 МПа. Однако необходимо иметь в виду, что
напряжения такой величины в
начальный период воздействия
осадков и ветров действуют в
относительно
тонком
слое
бетона и не могут вызвать
образования
продольных
трещин. Эти напряжения, скорее
всего, ответственны за насыщение поверхностных слоев бетона
микротрещинами и выветривание поверхностных слоев бетона.
Механизм поверхностного выветривания можно представить следующим образом. Под действием
солнечной радиации и вследствие
различий в коэффициентах линейного температурного расширения
цементного камня и крупного заполнителя в тонкой защитной корке цементного камня возникают
сжимающие напряжения, а в контактной зоне — растягивающие
напряжения (рис. 3.4). Последние
снижают прочность контактного
слоя, и в нем постепенно при
ци-
58
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
клических нагревах и охлаждениях появляется микротрешина.
Затем при тепловом ударе осадков и холодных ветров в тонкой
корке цементного камня возникают растягивающие напряжения,
которые приводят к образованию микротрещины по периметру
цементной корки над заполнителем, отслоению этого участка
цементного камня и оголению крупного заполнителя (рис. 3.5).
При увеличении продолжительности воздействия осадков и
холодных ветров температура по толщине стенки постепенно
выравнивается и одновременно уменьшаются действующие на
поверхности опор растягивающие напряжения.
Такое же влияние на опоры, как и воздействие осадков и
холодных ветров, оказывает движущийся подвижной состав. Его
влияние заключается в том, что при движении, особенно с
большой скоростью, подвижной состав обдувает поверхность
опор и тем самым резко изменяет условия теплообмена опор со
средой. При обдувании опор проходящим подвижным составом
в значительной степени увеличивается коэффициент
теплоотдачи бетона опор. Непосредственные измерения, расчеты теплообмена различных конструкций показывают, что этот
коэффициент в зависимости от скорости поездов увеличивается
примерно в 10 - 20 раз. Такое увеличение существенно
интенсифицирует процесс теплообмена опор со средой и
приводит к возрастанию температурных перепадов по толщине
стенки и, соответственно, к увеличению температурных
напряжений в бетоне. В частности, при отсутствии поездов и
температуре поверхности опор, превышающей вследствие
солнечной радиации температуру окружающей среды на 10 °С,
перепад температур по толщине стенки составляет всего лишь
около 2 °С. С повышением коэффициента теплоотдачи,
происходящего при движении поездов, отмеченная разность
температур наружной и внутренней поверхностей непрерывно
увеличивается. При увеличении этого коэффициента в 20 раз,
что соответствует времени прохода поезда 4 мин, разность
температур наружной и внутренней поверхностей достигает
величины порядка 8 °С. Такой перепад температур влечет за
собой появление на поверхности
опор
дополнительных
растягивающих
напряжений
величиной около   = 0,25
МПа. При этом следует
отметить,
что
изменение
условий
теплообмена
и
повышение растягивающих
напряжений происходит на
участке боковой поверхности
опор, непосредственно воспринимающей
воздушный
поток от поезда. На этом Рис. 3.5. Отслоение
участке боковой поверхности поверхностной корки цементного
опор из-за наличия отмеченных камня от заполнителя.
напряжений идет также более Обозначение позиций, как на
интенсивное насыщение бетона рис.3.4
микротрещинами, что
59
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
и подтверждается ультразвуковыми
измерениями.
Ультразвуковые измерения
времени распространения
сигнала в бетоне на боковой поверхности опор со
стороны движения поездов
и с противоположной
стороны показывают, что
время
распространения
ультразвука со стороны
движущихся поездов в
определенной
степени
превышает
время
его
распространения в бетоне
с противоположной сторостороны. Эта разность при измерениях на базе 150 мм достигает
нескольких микросекунд, что соответственно может быть
объяснено
только
более
плотным
насыщением
микротрещинами отмеченного участка поверхности опор
(рис. 3.6).
1.5. Влажностью напряжения в бетоне опор
Из всех воздействий на состояние опор, наряду с
рассмотренными температурными воздействиями, особое
значение имеют также влажностные деформации, возникающие
при увлажнении бетона и являющиеся деформациями
набухания. В силу своей малой величины они не играют особой
роли в напряженном состоянии бетонных конструкций и обычно
не учитываются. Наибольшую роль играют влажностные деформации, наблюдаемые при высыхании бетона и определяемые
как деформации усадки. Особенность этих деформаций состоит в
том, что при увлажнении и последующем высыхании бетона
распределение влажности по сечению конструкций происходит
неравномерно. Неравномерным при этом оказывается и
распределение деформаций усадки. В силу монолитности
конструкций, связанности между собой волокон сечения такое
распределение влажности и усадочных деформаций при высыхании бетона приводит к появлению напряженного
состояния в сечении конструкций. При этом необходимо
отметить, что в статически определимых конструкциях
появление напряженного состояния может быть обусловлено
только нелинейным распределением влажности по сечению. Для
статически неопределимых конструкций, к числу которых
относятся кольцевые сечения опор контактной сети, напряженное состояние возникает также и при линейном распределении
влажности по сечению. Исследованиями установлено [15], что
распределение влажности при высыхании бетона в целом
описывается
уравнениями,
аналогичными
уравнениям
теплопроводности для остывающего тела, а напряженное
состояние определяется уравнениями, аналогичными
60
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
уравнениям термоупругости. При этом в данных уравнениях
является обязательным учет деформаций ползучести бетона,
сопровождающих усадочные напряжения.
С помощью отмеченных уравнений был тщательно изучен
влажностный режим опор контактной сети при высыхании
бетона, теоретически определены величины возникающих при
этом на поверхности опор растягивающих напряжений и
произведена экспериментальная проверка значений напряжений
на различных этапах высыхания бетона опор [16]. В результате
этих исследований была установлена зависимость усадочных
напряжений прежде всего от величины деформаций усадки
бетона или, соответственно, от величины потерь физикомеханически связанной воды, определяющей эти деформации.
При этом следует отметить, что наибольшая величина
деформаций усадки наблюдается в процессе твердения бетона и
его высыхания в пропарочных камерах в период изготовления
опор.
Отличительной особенностью этого периода является то, что
из-за наличия на внешней поверхности опор металлической
опалубки высыхание бетона происходит через внутреннюю
поверхность опоры, поэтому именно на этой поверхности
развиваются наибольшие усадочные напряжения. По величине
эти напряжения превосходят прочность цементного камня,
образующегося на внутренней поверхности при центрифугировании опор, и вследствие этого на отмеченной
поверхности образуются поверхностные технологические
усадочные трещины.
Оценить величину усадочных деформаций бетона при
изготовлении опор в целом не представляется возможным,
однако полностью измеряемыми являются усадочные
деформации бетона опор, возникающие после повторного
влагонасыщения бетона в воде до достижения им постоянного
веса. Хотя эти деформации и меньше общих первичных
деформаций, наблюдаемых при твердении и высыхании бетона
в процессе изготовления опор, тем не менее именно они в
определенной степени дают представление об ожидаемых
усадочных деформациях и, соответственно, об усадочных
напряжениях в эксплуатируемых опорах контактной сети. Для
оценки трещиностойкости опор и деструктивных процессов в
бетоне важное значение имеет та часть усадочных деформаций,
которая развивается в тангенциальном направлении сечения
опор. Величина этих деформаций, характер их развития в процессе высыхания бетона наиболее точно определяются с
помощью физических моделей. В качестве последних могут
использоваться бетонные кольцевые образцы, имеющие
радиальный разрез, превращающий замкнутое кольцевое
сечение в статически определимый криволинейный брус
(рис. 3.7).
В качестве примера приводится поведение отмеченного
образца из бетона, состав которого, условия его уплотнения и
термообработки со-
61
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ответствуют составу бетона, условиям
уплотнения
и
термообработки
центрифугированных опор марки СКУ
8/136. По толщине стенки и диаметру
кольцевые образцы также принимались
идентичными фрагменту указанных опор в
средней их части. За характеристику
усадочных деформаций в разрезанных
кольцевых образцах принимался угол
взаимного
поворота
торцевых
поверхностей разреза, показанный на рис.
3.7. Другие перемещения в разрезе, как
показали
исследования,
имеют
небольшую величину и оказывают несущественное влияние на формирование
напряженного состояния в замкнутом кольцевом сечении. Анализ
развития усадочных деформаций в кольцевых образцах после их
полного влагонасыщения и высыхания в наиболее тяжелом
режиме, когда влагопотери происходят только с наружной
боковой поверхности, показал, что наибольшей величины усадочные деформации, характеризуемые отмеченным углом
взаимного поворота поверхностей, достигают через 35 — 40 сут
после начала высыхания. По истечении этого времени усадочные
деформации и, соответственно, угол взаимного поворота
поверхностей разреза постепенно уменьшаются (рис. 3.8).
Относительная деформация усадки на наружной поверхности
образцов в момент наибольшего раскрытия зазора при расходе
цемента на изготовление бетона образцов в пределах 480 — 500 кг/м3,
принимаемом при изготовлении опор, составляет 81,5*10-5. Этой
деформации соответствует расчетное значение растягивающих
напряжений на поверхности замкнутых образцов, равное 1,95
МПа. Экспериментальное значение этих напряжений, полученное
при испытаниях кольцевых
образцов такого же состава
бетона с «замком» в стенке,
находилось в пределах 1,8
— 2 МПа, т.е. оказалось
близким к
расчетному
значению напряжений.
Последующие повторные
влагонасыщения
бетона
образцов и высыхания
приводили к постепенному уменьшению деформаций усадки на боковой
поверхности образцов и,
соответственно, к уменьшению раскрытия радиального зазора в образцах.
После примерно 8 - 10 циклов
увлажнения - высушивания
необратимая
часть
усадочных
дефор-маций
практи-
62
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
чески полностью оказывалась отжатой, и в образцах при
дальнейшем увеличении числа циклов наблюдались только
обратимые деформации. Наибольшая относительная величина
этих деформаций на наружной поверхности при этом составляла
величину порядка (38/41)*10-5. В силу снижения величины
деформаций соответствующим образом уменьшились и
усадочные напряжения. При отмеченных значениях относительных деформаций расчетные значения усадочных
напряжений понизились до величины 0,9 МПа, а
экспериментальная величина их при этом оказалась в пределах
0,6 - 0,85 МПа.
При этом необходимо учесть, что приведенные значения
усадочных деформаций и усадочных напряжений получены в
общем при искусственном создании влажностного состояния
бетона испытуемых образцов путем их влагонасыщения до
постоянного веса в водной среде. В эксплуатации такого
насыщения бетона в надземной части опор не наблюдается, и
поэтому необходимо учитывать, что фактические значения
усадочных деформаций и напряжений будут значительно меньше
отмеченных величин, что связано с условиями увлажнения и
высыхания бетона опор. Эксплуатационная влажность бетона,
как правило, оказывается значительно меньше возможного
полного влагонасыщения бетона. В частности, если полное
влагонасыщение бетона опор находится в пределах 7 - 8 %
(весовых), то фактическая влажность бетона эксплуатируемых
опор не превышает 3 - 4%, и это связано с условиями и источниками увлажнения бетона. После изготовления бетон опор
находится в воздушно-сухом состоянии. Дальнейшее его
увлажнение или изменение его влажностного состояния может
происходить под действием нескольких источников воды. Такова,
прежде всего, атмосферная влага. Последняя выпадает в виде
косых дождей и увлажняет наружную поверхность опор,
проникая затем внутрь бетона стенки. Опыт показывает, что даже
при интенсивном длительном дождевании поверхности опор
влага при плотном бетоне проникает внутрь его на небольшую
глубину. В частности, установлено, что при почти месячном
воздействии дождевой влаги на поверхность опор глубина ее
проникновения не превышала 4мм. В силу этого усадочные
напряжения при последующем высыхании испытывает только
тонкий поверхностный слой опор, и в этом слое постепенно
могут ослабляться только структурные связи. Открытых микро- и
макротрещин эти напряжения не вызовут, тем более что они
действуют весьма непродолжительное время.
Вторым
источником
увлажнения
бетона
является
конденсирующаяся влага внутри опор. Наличие этого источника
увлажнения характерно прежде всего для центрифугированных
опор, имеющих внутреннюю невентилируемую полость. При
резких колебаниях температуры воздуха, особенно в осеннезимний период, эта влага выпадает на внутреннюю поверхность
опор и интенсивно насыщает внутренние слои бето-
63
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
на вследствие их высокой пористости и низкой плотности. Далее
влага из внутренних слоев распространяется к наружной
поверхности, но вследствие высокой плотности наружных слоев
бетона это распределение происходит преимущественно путем
диффузии. И это является причиной незначительного увеличения
влажности наружных слоев бетона и, как следствие, небольших
по величине усадочных деформаций при высыхании этих слоев.
Таким образом, после изготовления бетон приобретает
воздушно-сухое состояние, и в последующей эксплуатации в
наружных слоях надземной части опор, за исключением тонкого
поверхностного слоя, он изменяет свою влажность в небольших
пределах. Следовательно, ожидать значительных усадочных
напряжений в наружных слоях бетона при их высыхании вряд ли
возможно. Во всяком случае, при наблюдаемых изменениях
влажности отмеченных наружных слоев бетона величина
усадочных деформаций будет существенно меньше деформаций,
возникающих при полном влагонасышении бетона, а
сопровождающие эти деформации усадочные напряжения вряд
ли превысят несколько килограммов на квадратный сантиметр.
Что касается внутренних слоев бетона, то их влажность может
быть близкой к предельному влагонасы-щению. Однако
вследствие высокой относительной влажности воздуха внутри
полости, близкой к 100%, испарения и потери влаги из этих слоев
не происходит, и по этой причине в них не наблюдаются
усадочные деформации, соответственно, отсутствуют усадочные
напряжения.
1.6. Влияние распределения температуры и влажности вдоль
опор на их напряженное состояние
Из температурно-влажностных воздействий следует отметить
также температурные и усадочные напряжения, связанные с
неравномерным распределением температуры и влажности бетона
вдоль опоры (рис. 3.9). Такое распределение, имеющее
определенное значение для напряженного состояния опор,
отмечается в основном в нижней части опор в зоне их перехода
в грунт. Неравномерное распределение температур в этой части
опор наблюдается в основном в осенне-зимний период года при
резком понижении температуры воздуха. Непосредственными
измерениями температуры бетона в нижней части опор Н2
установлено, что даже при очень резких понижениях температуры
воздуха на участке перехода опоры в грунт градиент температур по
длине опор находится в пределах 0,6 - 1 °С на сантиметр длины
переходного участка опор. При таком градиенте температур в
опорах, изготовленных из бетона М500 с модулем упругости Е 
35000МПа, наибольшие растягивающие напряжения составляют
всего лишь 0,06 — 0,08 МПа.
64
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Неравномерное
распределение влажности бетона вдоль
опор на переходном
участке связано с тем,
что в подземной части бетона имеется
практически полное
влагонасыщение, а в
надземной части Я,
он имеет воздушносухое, или равновесное, состояние. Усадочные напряжения
заметной величины
на этом участке могут
возникнуть только в
наиболее
неблагоприятном для этого
случае, когда опоры
по всей длине имеют
одинаковую
влажность, превышающую
их предельное влагосодержание. В этом случае в переходном
состоянии расчетные значения усадочных напряжений находятся
в пределах 0,1 — 0,12 МПа. Отсюда следует, что температурные и
усадочные напряжения в переходной зоне при неравномерном
распределении температуры и влажности вдоль опор имеют
небольшую величину и не могут оказать существенного влияния
на трещинообразование.
1.7. Влияние предварительного обжатия бетона
арматурой на трещиностойкость опор
Проведенный анализ температурных и усадочных
напряжений, возникающих в бетоне опор вследствие изменения
температуры и влажности окружающей среды, показывает, что в
целом эти напряжения имеют небольшую величину и не могут
явиться
причиной
значительных
микроструктурных
повреждений и образования микротрещин. Для такого
заключения обычно используется критерий сравнения величины
напряжений с величиной прочности бетона на растяжение.
Такой критерий вполне применим при оценке опасности
возникающих усадочных напряжений. Экспериментально
подтверждено, что эти напряжения име-
65
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ют величину в пределах нескольких килограммов на квадратный
сантиметр и значительно меньше прочности бетона на
растяжение, равной 2,2 МПа для бетона М500.
В отношении температурных напряжений критерий сравнения их
величины с прочностью бетона на растяжение имеет несколько
условный характер в связи с неопределенностью принимаемого в
расчетах
модуля
упругости
и
невозможностью
экспериментальной проверки возникающих температурных
напряжений. Для оценки опасности этих напряжений наиболее
приемлем критерий сравнения возникающих в бетоне перепадов
температур с допустимым предельным значением этих перепадов.
Как перепады температур по толщине стенки, так и допустимое
их значение легко поддаются экспериментальному определению.
Такое определение при действии рассмотренных факторов
подтвердило близкое совпадение теоретических значений и
экспериментальных величин перепадов температур по толщине
стенки опор. Для определения допустимых перепадов
использовались модели в виде бетонных центрифугированных
цилиндров диаметром 400мм, толщиной стенки 60мм и длиной
800мм, изготовленных из бетона марки 500. Перепад температур
по толщине стенки создавался путем нагрева цилиндров до
температуры 70 -80 0С и
А—г
последующего
их
охлаждения с наружной
поверхности водопроводной
водой с температурой 15±5
0
С . Контроль температуры
бетона осуществлялся в
трех точках, расположенных по толщине стенок
(снаружи, посредине и с
внутренней
стороны
цилиндров).
За
достигнутый
перепад
температур
принималась
величина, соответствующая
моменту, когда по толщине
стенки
устанавливалось
линейное
распределение
температур (рис. 3.10). В
процессе экспериментов по
толщине стенки создавался
перепад температур, равный
55 — 65 °С. В результате
проведенных экспериментов
выяснилось,
что
при
отмеченном перепаде температур, а он физически в
эксплуатационных условиях невозможен, в образцах при первом
нагреве и охлаждении бетона трещины не образовывались.
Появление трещин отмечалось после 18 - 20 циклов нагрева и
охлаждения. При этом необходимо отметить, что с
66
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
образованием продольных трещин в образцах также
появлялись и поперечные трещины.
На
основании
проведенных
экспериментов
было
установлено, что перепады температур по толщине стенки
опор, появляющиеся от различных воздействий, даже при
сочетании этих воздействий оказываются значительно меньше
создаваемых в образцах перепадов температур. На основании
этого был сделан вывод о том, что действующие эксплуатационные температурные факторы не могут явиться причиной
образования в опорах продольных трещин. Это, собственно,
подтверждается и опытом эксплуатации центрифугированных
опор. В подавляющем большинстве эксплуатируемых опор
(97%) продольные трещины отсутствуют. Проведенные
эксперименты и полученные значения перепадов температур
дали основание для принятия нормативного перепада температур бетона опор и воздуха при вывозе опор на склад из цеха.
В нормативных документах он равен 38 °С.
Особую проблему представляет возможность сочетания
возникающих температурных и усадочных напряжений с
напряженным состоянием, создаваемым предварительно
напряженной арматурой. В настоящее время существует
представление, что, во-первых, напряжения обжатия бетона
этой арматурой могут явиться самостоятельной причиной
образования в бетоне опор продольных трещин при превышении
этими напряжениями уровня первой параметрической точки для
данного бетона. Воздействующие при этом температурные и
усадочные напряжения содействуют раскрытию и развитию
образовавшихся продольных трещин [17].
Во-вторых, считается, что напряжения обжатия бетона
снижают величину его поперечной растяжимости и вследствие
этого при наложении на бетон температурных и усадочных
напряжений может быть исчерпана остаточная величина
растяжимости бетона при значениях температурных и
усадочных напряжений, которые значительно ниже прочности
бетона на растяжение. При этом неравномерное распределение
напряжений обжатия бетона по сечению опор влечет за собой
случайное расположение возникающих продольных трещин по
периметру опор. Такой подход, в целом логически приемлемый,
вместе с тем не имеет достаточной экспериментальной
проверки. В то же время имеется ряд исследований [18],
показывающих
зависимость
трещиностойкости
железобетонных конструкций от очередности приложения силовых факторов и температурно-влажностных напряжений. В
частности, показано, что при наложении температурновлажностных напряжений на конструкцию, подвергнутую
предварительному силовому напряжению, ее трещиностойкость
не снижается. Подобные эксперименты были проведены также
во ВНИИЖТе. В качестве образцов использовались
центрифугированные бетонные цилиндры диаметром 400 мм и
длиной
67
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
800 мм, изготовленные из бетона марки 500. Внутрь цилиндров
помещалось нагревающее устройство, позволявшее создавать
температурный перепад по толщине стенки. Предварительное
напряжение бетона имитировалось с помощью гидравлического
пресса, позволявшего создавать напряжения сжатия в бетоне на
уровне   / Rïð  0,4  0,5 (   —напряжение в бетоне; Rпр—
призменная прочность бетона).
В результате экспериментов было установлено, что даже при
перепадах температур по толщине стенки в пределах 55 — 60 °С и
при отмеченном обжатии бетона в цилиндрах не образовывались
продольные трещины. В то же время было получено, что при
установлении по толщине стенки перепада температур около
60±10 °С и одновременном снятии предварительного обжатия
бетона в цилиндрах мгновенно образовывались продольные
трещины. Таким образом, при небольшом уровне обжатия
бетона, не превосходящем первую параметрическую точку на
диаграмме сжатия, предварительное напряжение бетона может
повысить его продольную трещиностойкость.
Такой подход и оценка температурно-влажностных
воздействий и напряжений, вызываемых ими, а также
трещиностойкости
предварительно
напряженных
опор
полностью подтверждаются результатами эксплуатационных
наблюдений за предварительно напряженными опорами и
результатами ультразвукового контроля прочности бетона. В
опорах, изготовленных без отступлений от технологических
требований, в эксплуатации продольные трещины, как
правило, не образуются, а прочность бетона опор, даже
длительно находящихся
в
эксплуатации,
практически находится на
уровне, принятом при
проектировании. Однако
имеется вероятность того,
что
действующие
напряжения, вызванные
изменениями температуры
и
влажности,
могут
привести к образованию
продольных трещин. Это
наблюдается в тех случаях,
когда
опоры
изготавливаются с большими
отступлениями
от
требований
по
термической обработке и в
них при твердении бетона
возникают температурные
поля (рис. 3.11). После
остывания опор и приобретения бетоном температуры
окружающей среды эти
температурные поля вызывают
появление
значительных
собственных растяги-
68
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
вающих напряжений на поверхности, и дополнительное
воздействие
температурно-влажностных
факторов
окружающей среды приводит к появлению продольных
трещин. Наличие такой причины образования продольных
трещин в опорах подтверждается эксплуатационными
наблюдениями за появившимися после установки опор
продольными трещинами. Образование этих трещин приводит
к разрядке внутренних температурных напряжений в бетоне, и в
дальнейшем ширина раскрытия этих трещин не увеличивается,
она остается постоянной при колебаниях температуры и
влажности окружающей среды. Справедливость утверждения о
рассмотренном вероятном механизме образования продольных
трещин подтверждает также факт наличия небольшого (в
пределах 2—3% общего количества опор на сети) числа опор с
трещинами.
2. Воздействие отрицательных
температур на опоры контактной сети
2.1. Характер воздействия отрицательных температур на
бетон
Отрицательные температуры являются одним из наиболее
опасных и жестких природных воздействий на бетон,
приводящих к его разрушению. В настоящее время известно [19],
что основной причиной этого разрушения является замерзание
воды в порах и капиллярах материала. При этом имеется
несколько гипотез о механизме замерзания затвердевшего бетона
и причинах разрушения бетона при замораживании:
• кристаллизационное давление льда;
• гидравлическое давление в порах и капиллярах вследствие
отжатия воды из зоны замерзания;
• гидростатическое давление в порах и капиллярах вследствие
возникающих тангенциальных напряжений растяжения в
стенках пор и капилляров;
• различия в коэффициентах линейного расширения льда и
скелета бетона.
Под влиянием отмеченных в бетоне явлений происходят
деструктивные процессы, которые могут проявляться в виде
поверхностного шелушения и отслаивания наружных слоев
бетона, разрушения структуры по всему объему без видимых
внешних признаков, а также разрушения, сопровождающегося
как внутренним, так и поверхностным шелушением и
отслаиванием.
Сопротивляемость бетона воздействию отрицательных
температур, или его стойкость, зависит от множества факторов.
Она зависит от состава бетона и качества исходных материалов
для его приготовления,
69
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
условий формирования его структуры и ее состояния при
замораживании бетона, степени насыщения бетона водой,
условий замораживания и оттаивания (скорости и степени
изменения температуры, частоты изменения температуры и
т.п.), размеров и вида конструкций, степени и вида
армирования, напряженного состояния и т.д. Характеристикой
стойкости бетона при замораживании является его марка по
морозостойкости. Под последней понимается число циклов
замораживания и оттаивания бетона в водонасыщенном
состоянии при температуре - 15 °С, которое способны
выдержать образцы бетона без снижения прочности на сжатие
более чем на 15% и без потери более 5% массы.
Для опор контактной сети установлены следующие марки
по морозостойкости: при эксплуатации конструкций при
расчетной зимней температуре до —40 °С включительно марка
бетона по морозостойкости должна быть не менее F150, а при
расчетной зимней температуре ниже -40 °С она должна быть не
менее F200. Определение морозостойкости проводится на
стандартных образцах размером 100 х 100 х 100 мм или 150х 150х
150 мм. В ряде случаев проверка морозостойкости бетона
проводится и на натурных конструкциях. В частности, С. В.
Шестоперовым
[20]
проведены
испытания
центрифугированных опор в режимах замораживание —
оттаивание в водах Кольской приливной станции. Эти
испытания показали, что через 1000 циклов замораживания и
оттаивания в опорах не было отмечено повреждений в виде
трещин, шелушения и т.д. Из этого был сделан вывод о
высокой морозостойкости центрифугированного бетона.
Однако наблюдения за опорами и последние исследования
показывают, что определенную роль в процессах разрушения
бетона опор, наряду с указанными выше факторами, играет и
напряженное состояние, возникающее при отрицательных
температурах в опорах. Появление этого напряженного
состояния связано с неоднородностью центрифугированного
бетона по толщине стенки и вследствие этого с различием
коэффициентов линейного температурного расширения
различных слоев. При сухом состоянии бетона это различие
невелико, возникающие при этом напряжения имеют
небольшую величину и не оказывают существенного влияния на
общее напряженное состояние опор. Однако во влажном
состоянии это различие в коэффициентах линейного
температурного расширения наружных и внутренних слоев
может резко возрасти, а в ряде случаев может измениться и сам
характер деформаций. При замерзании бетона и дальнейшем
понижении температуры в зависимости от влажности бетон
может испытать деформации расширения вместо требуемых деформаций сокращения.
70
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
2.2. Увлажнение и деформации
центрифугированного бетона при отрицательных
температурах
Как уже отмечалось, при соблюдении всех требований по
составу бетона и его уплотнению по толщине стенки опор
образуется несколько слоев, отличающихся текстурой и
плотностью бетона. Однако в ряде случаев из-за применения
цементов с высоким коэффициентом нормальной густоты
теста, а также в связи с большим содержанием добавок по
толщине стенки при центрифугировании образуются два
жестко соединенных между собой слоя. На внешней поверхности
опор, как обычно, образуется слой бетона высокой плотности
и нормальной текстуры. На внутренней поверхности
формируется слой мелкозернистого бетона (раствора),
обладающего низкой плотностью, высокой пористостью и
ярко выраженной, направленной перпендикулярно к
внутренней поверхности стенки капиллярной системой. При
этом необходимо отметить также, что в процессе
термообработки опор и вследствие высыхания бетона через
внутреннюю
поверхность,
создающего
неравномерное
распределение влаги и значительные усадочные напряжения, во
внутреннем слое образуется также значительный объем
микротрещин.
Высокая пористость и насыщенность микротрещинами
внутреннего слоя бетона благоприятствуют интенсивному
впитыванию и миграции воды, которая при отрицательных
температурах замерзает. Основным источником увлажнения
этого слоя является конденсирующаяся внутри опор влага.
Образование этой влаги на внутренней поверхности опор
обусловлено тем, что температура этой поверхности
оказывается ниже температуры насыщения пара при его
парциальном давлении в воздухе. Как показывают наблюдения,
конденсация парообразной влаги внутри опоры может
происходить в разные периоды года, но наиболее интенсивно
она проявляется в осенний период, когда имеют место значительные колебания суточных температур с переходом их через
ноль. Особенно часто такие переходы наблюдаются в горных
местностях, по которым проходит железная дорога. В этот
период процессы конденсации преобладают над процессами
испарения при повышении температуры, вследствие чего
создаются благоприятные условия для полного насыщения
бетона влагой.
Процесс конденсации влаги наблюдается во всех опорах, но
особенно отчетливо он проявляется у тех опор, которые
фундаментной частью находятся в воде, так как в этом случае
объем испарившейся и соответственно сконденсировавшейся
влаги наибольший.
Детальное изучение конденсации влаги внутри опор
выявило ряд особенностей этого процесса. Наиболее важной из
этих особенностей является то, что конденсация влаги может
происходить не по всей вну-
71
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
тренней поверхности, а начинаться на отдельном ее участке, а затем
распространяться на всю оставшуюся поверхность. Второй важной
особенностью процесса конденсации является возможная ориентация участков конденсации
влаги внутри опор. Это вызвано
тем, что опоры в подавляющем
своем числе подвергаются солнечной радиации, под влиянием
которой возникает неравномерное распределение температур
по
периметру
-сильнее
нагревается
южная
сторона
опор
-777
и значительно слабее северная.
Это приводит к тому, что при
понижении
температуры
окружающего
воздуха
температура насыщения пара
при парциальном давлении
быстрее достигается на северной
стороне опор, чем на южной. В
силу этого первичный участок или полоса конденсации влаги внутри
опоры располагается с ее северной стороны. Такое распределение
конденсирующейся влаги по внутренней поверхности опор
наблюдалось, в частности, в горном районе озера Байкал при
электрификации участка Слюдянка — Улан-Удэ (рис. 3.12). При этом
необходимо отметить, что конденсация влаги на нижнем участке опор
происходит по всему их внутреннему периметру. Такой же характер
конденсация влаги имеет при расположении опор в затемненных местах,
в районах со слабой солнечной радиацией, не оказывающей
существенного влияния на температурный режим опор и достижение
температуры насыщения пара.
Конденсирующаяся внутри опор влага наиболее характерна как источник увлажнения для опор, не имеющих вентиляции внутренней полости. При наличии вентиляции внутренней полости конденсация влаги
в ней носит эпизодический характер, и бетон внутренних слоев практически не увлажняется. При этом может сказаться капиллярная конденсация в микротрещинах, возникающих при жестких режимах термообработки бетона опор. Необходимо учитывать также возможность
увлажнения нижней части опор капиллярной влагой, поступающей из
подземной части опор. Высота поднятия влаги при отсутствии внешнего
гидроизоляционного покрытия при этом составляет порядка 15 - 20 см.
При наличии гидроизоляционного покрытия на наружной поверхности
высота капиллярного поднятия значительно увеличивается и составля-
72
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ет 0,8 — 1 м. Поэтому для ограничения капиллярного поднятия
влаги в опорах нецелесообразно нанесение гидроизоляционных
покрытий на высоту более 0,5 — 0,7 м.
Сконденсировавшаяся на внутренней поверхности опор влага
впитывается, как упоминалось, внутренним слоем бетона.
Скорость впитывания и степень водонасыщения бетона при
высокой его пористости и внутреннем структурном разрыхлении
оказываются весьма высокими. В частности, в опытах,
проведенных на растворных образцах, имевших пористость,
близкую к пористости бетона внутреннего слоя опор, было
установлено, что при контакте этих образцов с влажной тканью
раствор в течение двух часов приобретал влажность,
составляющую около 98% предельного значения влажности,
получаемой при водном хранении образцов. Одновременно
следует отметить, что если бетон внутренних слоев имеет
высокую плотность, то сконденсировавшаяся влага тонкой
пленкой стекает вниз по стенке, а увлажнение бетона
происходит на весьма малую глубину. Этому способствует также
тонкий слой цементного камня, образующегося на внутренней
поверхности опор при центрифугировании и играющего
роль гидроизоляции. Во многом
этим, в частности, объясняется
отсутствие
значительных
повреждений и существенного
снижения прочности бетона
основной массы опор.
Увлажненный
конденсированной и капиллярной влагой бетон внутреннего
слоя опор при замерзании и
дальнейшем понижении температуры испытывает деформации, величина которых зависит от пористости и количества
поглощенной воды. Установлено, что эти деформации
нельзя описать с помощью некоторого усредненного коэффициента линейного температурного расширения. Для оценки
деформаций
необходимо
использовать
дилатометрические кривые, построенные в
координатах
относительное
удлинение — температура. На
основании ряда исследований
[21]
показано,
что
для
пористого увлажненного
бетона и раствора дилатометрические кривые имеют ряд
общих признаков, состоящих
в том что
73
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
эти кривые в области отрицательных температур имеют обычно два
максимума.
При
охлаждении
водонасыщенных бетонных или
растворных образцов до температуры от —5 до —8 °С деформация
сокращения исче-зает и наблюдается скачкообразное удлинение
образцов, вызванное пере-ходом
воды в лед в крупных порах. Дальнейшее охлаж-дение примерно до 28 °С вызывает термическое сокращение длины образцов. При
более низких темпе-ратурах снова
наблюдается удлинение образцов,
вызван-ное замерзанием воды в
мелких порах, заканчиваю-щеееся
вторым максимумом в интервале
температур от - 40 до - 50 °С.
Дальнейшее глубокое охлаждение
образцов сопровождается их термическим укорочением (рис. 3.13).
При неполном заполнении пор
деформаций расширения не наблюдается вплоть до температуры 40 °С и только после этого могут
наблюдаться
небольшие
деформации расширения. Но даже такие деформации в условиях
сурового климата создают дополнительные воздействия на структуру
бетона. Необходимо отметить также, что при оттаивании образцов
после их глубокого охлаждения ход деформаций образцов не
совпадает с кривыми хода деформаций при охлаждении. При
оттаивании появляются дополнительные деформации расширения,
которые могут усилить воздействие отрицательных температур на
бетон (рис. 3.14).
2.3. Напряженное состояние
бетона при замерзании
центрифугированного
Таким образом, пористый, увлажненный практически до полного
влагосодержания внутренний слой бетона опор при замерзании и дальнейшем понижении температуры по крайней мере дважды будет испытывать деформации расширения в отличие от наружного слоя, в котором вследствие его высокой плотности деформации расширения не на-
74
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
блюдается, а происходит термическое укорочение бетона. В
результате такого несовпадения по величине и знаку
температурных деформаций наружного и внутреннего слоев
бетона при его замерзании и понижении температуры в опорах
возникает дополнительное напряженное состояние. Под
влиянием появившихся во внутреннем слое деформаций
расширения в наружном слое бетона появятся напряжения
растяжения, а во внутреннем слое — напряжения сжатия.
На рис. 3.15 показана расчетная схема элемента стенки опоры,
подвергаемого замораживанию.
Для этой расчетной схемы из условий равновесия может быть
получена формула для определения предельной разности
деформаций наружного и внутреннего слоев, превышение
которой приводит к появлению трещин на поверхности опор. Эта
формула имеет вид

EF 
R p 1  1 1 
E 2 F2 
1   2  
(3.1)
E1
где Rp —прочность бетона наружного слоя на растяжение; Е1 Е2
модули упругости бетона наружного и внутреннего слоев; F1 F2 —
площади сечения элементов наружного и внутреннего слоев;
1 2 - относительные деформации наружного и внутреннего
слоев.
Рассматривая элемент стенки единичной ширины и получая
вследствие этого F1 = 1 * 1 и F2 = 1*  2 , а также принимая, что
модули упругости слоев бетона в замороженном состоянии равны
между собой Е— Е1 = Е2, из выражения (3.1) можно получить
1   2 
R p
(3.2)
2E
где  - толщина стенки опоры.
Таким образом, из выражения (3.2) следует, что величина
предельной допустимой разности деформаций наружного и
внутреннего слоев, при которой достигается прочность бетона на
растяжение, определяется как прочностными и упругими
свойствами бетона, так и соотношением толщин стенки опоры и
внутреннего слоя бетона. Чем
тоньше
внутренний
слой
бетона, тем больше оказывается эта разность деформаций.
И наоборот, чем большую
долю в толщине стенки занимает внутренний слой бетона,
Рис.3.15. Расчетная
тем меньшая величина разсхема кольцевого
ности деформаций требуется
сечения приРис.3.15.
замерзании
для достижения бетоном
своей прочности на растяжение.
75
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Опыт показывает, что у опор, в которых в процессе
эксплуатации образовались трещины при отрицательных
температурах, толщина внутреннего слоя бетона в среднем
составляет одну треть от толщины стенки опоры. Тогда для
опор, изготовленных из бетона марки 500 (Rр=2,6 МПаи Е=32
500 МПа), предельная допустимая разность деформаций слоев из
выражения (3.2.) оказывается равной
Расчеты показывают, что при высокой пористости и
влажности внутреннего слоя бетона отмеченная величина
разности деформаций слоев достигается при температуре в
пределах 28 — 32°С. С повышением пористости бетона
внутреннего слоя соответственно повышается и температура,
при которой наблюдается предельная допустимая разность
деформаций.
2.4. Механизм снижения прочности бетона в процессе
эксплуатации
В целом, характеризуя температурные напряжения,
возникающие
в
опорах
вследствие
температурной
несовместимости деформаций наружных и внутренних слоев
бетона, следует отметить, что они являются наиболее жесткими и
опасными напряжениями. Под их действием в опорах сразу после
замерзания могут образовываться продольные трещины, а также
они могут привести к образованию таких трещин через
несколько циклов замораживания — остывания. Причем при
действии этих напряжений в опорах может постепенно
образовываться множество продольных трещин. Эти напряжения
ответственны за появление в опорах так называемых сеток
трещин, резко снижающих несущую способность. И наконец,
именно напряжения, возникающие в опорах при отрицательных
температурах, интенсивно расшатывают структуру бетона при
циклических воздействиях и, соответственно, ведут к снижению
прочности бетона.
Прочность бетона снижается также в результате действия
микроструктурных
напряжений.
По
своей
природе
микроструктурные напряжения относятся к категории
напряжений, в возникновении которых основную роль также
играет температурная несовместимость компонентов бетона. А
это, в свою очередь, ведет к появлению температурных напряжений
при изменении температуры как в положительном, так и в
отрицательном диапазоне. Появление микроструктурных
напряжений в бетоне обусловлено различием температурных
деформаций: цементного камня и зерен песка; раствора и
крупного заполнителя. Направление и значение этих напряжений
зависят от большого количества факторов, и определить их с
достаточной для практики точностью не представ-
76
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ляется возможным. Поэтому
при анализе микроструктурных
напряжений
обычно
ограничиваются
их
качественной оценкой, используя
упрощенные
модели
структуры бетона. Одна из
таких моделей (рис. 3.16)
состоит из зерна заполнителя
(ядра) 1, имеющего сферическую форму и покрытого
кольцевым слоем 2 цементного
камня
или
раствора.
В
действительности
зерна
заполнителей не имеют формы
сферы, а толщина слоя на их
поверхности зависит от технологических
характеристик
бетона или раствора. Кроме
того, в реальном бетоне
структурные модели не
свободны, а связаны между собой в единый монолит. В
структурной модели можно наблюдать распределение
напряжений в заполнителе и растворе (или цементном камне)
при различных изменениях размеров зерна и слоя, возникающих
вследствие
неодинаковых
температурных
деформаций
заполнителя и раствора. Если иметь в виду, что коэффициенты
линейного температурного расширения зерна и слоя
различаются, то при изменении температуры в этом слое
возникают тангенциальные   и радиальные  r напряжения
(см. рис. 3.16). Оба эти напряжения могут быть как
растягивающими, так и сжимающими в зависимости от
характера изменения температуры (охлаждение или нагрев) и от
соотношения абсолютных значений коэффициентов линейного
температурного расширения зерна и слоя.
Используя теорию упругости для расчета напряжений в
приведенной модели, можно сделать следующие выводы:
значения
тангенциальных
и
радиальных
напряжений
пропорциональны в основном величине изменения температуры
и разнице в коэффициентах линейного температурного
расширения материалов зерна и слоя. Это означает, что при прочих равных условиях большое значение имеет коэффициент
линейного температурного расширения заполнителя. В бетонах
одинакового состава этот коэффициент у растворной части
можно принять постоянным, а для применяемых пород, годных
в качестве заполнителя, данный коэффициент изменяется в
широком диапазоне. Поэтому целесообразно стремиться к
применению заполнителей из материалов, коэффициент
линейного
температурного
расширения
которых
по
возможности близок к значению этого коэффициента для
раствора.
77
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
При постоянной толщине слоя цементного раствора вокруг
ядра тангенциальные напряжения возрастают при увеличении
диаметра заполнителя, а радиальные напряжения уменьшаются.
Если отношение диаметра заполнителя к толщине слоя раствора
остается постоянным или диаметр структурной модели
значительно больше диаметра зерна (ядра), то напряжение не
зависит от изменения диаметра заполнителя. С увеличением
модуля упругости зерна напряжения возрастают незначительно
(при условии, что остальные характеристики постоянны).
Наоборот, увеличение модуля упругости цементирующего слоя
вызывает резкий рост тангенциальных напряжений, радиальные
же напряжения в этом случае возрастают в меньшей степени, хотя
и могут иметь большое значение, особенно для обеспечения
прочности контактной зоны.
В качестве заполнителя в бетоне опор в основном используется
гранитный щебень, имеющий коэффициент линейного
температурного расширения  1 = 0,79*10-51/град. Растворная часть
имеет коэффициент расширения по данным [22]  2 = 1,02-10-5
1/град. Разность между  1 и  2 составляет 0,23*10-51/град
(рекомендуемая предельная разность коэффициентов линейного
температурного расширения заполнителя и раствора 0,5*105
1/град). Расчеты с применением принятой структурной модели
показывают, что при такой разности коэффициентов расширения
гранита и раствора в последнем при охлаждении на 1 °С
возникают тангенциальные растягивающие напряжения, равные
0,08 МПа (рис. 3.17), и сжимающие радиальные напряжения,
равные 0,0096 МПа (в расчетах принимались: r1/r2 = 1,05; модули
упругости раствора Е1= 35 000 МПа, гранита Е2 = 60 000 МПа;
коэффициенты Пуассона: для раствора  1, = 0,2, для гранита  2 =
0,2). Расчеты выполнены в соответствии с формулами,
полученными на основании решения задачи Ламе [23]. Если
принять, что опора, изготовленная из бетона марки М500 и
гранитного щебня условной шаровой
формы, изменяет свою температуру от +20 до - 20 °С, то в ней
вокруг заполнителя должны возникнуть растягивающие тангенциальные напряжения, равные
  = +0,384 МПа. И наоборот,
при
повышении
темпера
туры, например, от +20 до +60°С
в растворной части появятся
сжимающие танген-циальные
  =напряжения,
равные
0,32МПа, и растягиваю-щие
радиальные
напряжения
в
контактной
зоне,
равные
  =0,384 МПа.
Рис.3.17. Напряженного
состояния структурного
элемента: обозначения
позиций, как на рис. 3.16
78
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Таким образом, при наблюдаемом в эксплуатации опор
диапазоне изменения температур в растворной части бетона
вокруг заполнителя могут
появиться значительные знакопеременные тангенциальные и
радиальные напряжения. При
этом необходимо отметить, что
тангенциальные напряжения
под влиянием сжимающих
напряжений в бетоне от предварительно напряженной арма- Рис. 3.18. Ориентация микротрещин в
туры по горизонтальным пло- контактной зоне структурного элемента
щадкам полностью погашаются. Вследствие этого непогашенными оказываются напряжения, действующие в основном по вертикальным площадкам, и
по этим площадкам постепенно образуются вертикальные
микротрещины. Растягивающие радиальные напряжения в
контактной зоне между растворной частью и заполнителем под
действием сжимающих напряжений в бетоне погашаются по
площадкам, перпендикулярным этим напряжениям, и остаются
непогашенными по площадкам, ориентированным параллельно
действующим сжимающим напряжениям. По этой причине
трещины в контактной зоне образуются с двух сторон ядра
крупного заполнителя и в основном ориентированы по этим
сторонам также в направлении действия сжимающих
напряжений  0 (рис. 3.18). Появление этих трещин наблюдается
в первую очередь в бетонах, для приготовления которых
используется гравий с гладкой поверхностью. При шероховатой
поверхности заполнителя и прочном его сцеплении с раствором
образование вертикальных трещин в контактной зоне
происходит значительно позже и при более жестких
воздействиях.
3. Несущая способность опор с продольными трещинами
3.1. Приближенная модель оценки изменения
прочности бетона при появлении трещин
Образование продольных трещин приводит к разделению
поперечного сечения опор на несколько частей, при этом
опоры, по сути дела, превращаются в составную конструкцию.
Однако из-за ограниченной длины трещин по длине опор и их
заделки в местах окончания в монолитный бетон сдвига
отдельных частей сечения опор друг
79
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
относительно друга на практике не
происходит. В значительной степени
сказывается
также
взаимное
зацепление берегов трещин между
собой из-за выступающих частиц
крупного заполнителя. Вследствие
этого в современных расчетах
несущей способности опор принято
считать, что продольные трещины в
момент образования имеют площадь
сечения, близкую к нулевой, а при их
расположении в сжатой зоне не
изменяют
распределения
напряжений и прочности бетона по
сравнению со сплошными сечениями.
По
этой
причине
принималось,
что
продольные
трещины не оказывают влияния на
несущую способность опор. Между
тем,
образование
продольных
трещин в бетоне сжатой зоны
сечения опор в определенной
степени изменяет напряженное состояние бетона в этой зоне и,
соответственно,
его
прочность.
Исследования показывают, что для оценки влияния продольных
трещин на прочность бетона наиболее приемлемым оказывается
подход, основанный на использовании теории прочности хрупких
материалов
(теории
Мора).
Последняя
является
феноменологической теорией, основанной не на какой-либо
критериальной гипотезе, а на логическом описании процессов
разрушения хрупких материалов. В этой теории отражается
экспериментально установленный факт разрушения материалов от
сдвига по наклонным площадкам с углом наклона а (рис. 3.19).
Подобный характер разрушения наблюдается и при испытаниях
опор контактной сети с повреждениями в виде продольных
трещин. Особенно отчетливо указанный характер разрушений
проявляется у опор, имеющих множество продольных трещин в
сжатой зоне.
В соответствии с указанной теорией в качестве критерия
разрушения принимается огибающая предельных кругов Мора.
Форма огибающей является механической характеристикой
материала. Для такого материала, как бетон, обладающего
различной прочностью на сжатие и растяжение, огибающая может
быть достаточно точно представлена в виде прямой
(рис. 3.20).
Ее аналитическое выражение имеет вид
  tg âí  ñâí ;
(3.3)
где  вн—угол внутреннего трения; свн—сила сцепления;  и  —
касательные и нормальные напряжения по площадке сдвига.
80
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
При линейном напряженном состоянии с помощью
зависимостей, определяемых кругом напряжений Мора,
выражение (3.3) может быть представлено в форме
 ñæ 
(3.4)
2ñâí cos  âí
1  sin  âí
Изображенная на рис. 3.20 зависимость    определяет область
характеристик напряженного состояния материала, когда
происходит разрушение (координаты точек выше прямой), и
область характеристик, при которых разрушение не происходит
(координаты ниже прямой). Ее основными параметрами являются
угол внутреннего трения  вн и сцепление свн. Первый из них зависит
от соотношения прочностей бетона на сжатие и растяжение, второй
количественно равен прочности бетона на срез при отсутствии
нормальных напряжений. При определении этих параметров
используются данные испытаний стандартных образцов, и поэтому
они представляют собой средние характеристики бетона. Короче
говоря, используемые при оценке прочности бетона параметры  вн и
сш являются результатом усреднения случайных величин  м|. и свн.
элементарных объемов, возникающего вследствие совместной
работы последних в общем объеме бетона образцов.
При образовании продольных трещин в сжатом бетоне
параметры  т| и свн изменяются. Это происходит по двум причинам.
Прежде всего, при физическом разделении сжатого бетона
трещинами на столбики исчезает совместность работы всех
элементарных объемов бетона, и каждый столбик начинает
работать самостоятельно со своими параметрами  вн. и свн, также
усредненными, но уже по меньшему объему бетона по сравнению с
исходным. Вторая причина изменения параметров  вн свн состоит в
существенном влиянии на эти параметры качества береговых
поверхностей трещин. Это
влияние состоит в том, что в отличие от идеализированных
«математических
разрезов»
реальные трещины имеют
чрезвычайно не однородные
поверхности берегов. Они
содержат множество острых
углов, впадин, раковин и
мелкого заполнителя, микротрещин. Такое качество боковых поверхностей трещин
приводит к тому, что по их
берегам образуется большое
Рис.3.20. Критерий
количество непрерывно распре
разрушения бетона Мора –
деленных
различных
Кулона в диаграмме   
концентра торов напряжений
И
ослаблений.
81
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Появление последних приводит к существенному снижению
отмеченных параметров и, соответственно, к снижению прочности
бетона. Такое снижение прочности бетона можно оценить с
помощью выражения (3.4), приняв  сж = Rв. При этом условии
прочность бетона, ограниченного трещинами, можно получить из
зависимости
RB 
2c ÂÍ cos  ÂÍ
1  sin  ÂÍ
(3.5)
где  вн и СВН — средние значения угла внутреннего трения и
сцепления бетона, находящегося между трещинами.
Угол внутреннего трения  вн, как уже указывалось,
характеризует соотношение прочностей бетона на растяжение и
сжатие и определяется по огибающим кругам Мора. Для
построения огибающей необходимы испытания соответствующих
образцов на сжатие и растяжение, причем образцы должны точно
учитывать характеристики образующихся в бетоне трещин.
Очевидно, что в силу технических и методических трудностей в
настоящее время вряд ли возможно изготовление и испытание
таких образцов. Поэтому целесообразно поступить следующим
образом. Прежде всего, следует отметить, что угол внутреннего
трения бетона  вн зависит от состава бетона, качества
примененных для его приготовления материалов, уровня
напряженного состояния бетона и, по оценкам ряда
исследователей [24], равен примерно 35°. Уменьшение или
увеличение этого угла приводит к изменению прочности бетона.
Однако следует заметить, что даже значительные вариации
величин отмеченного угла слабо влияют на изменение прочности
бетона. В частности, при уменьшении угла внутреннего трения
почти на 40% прочность бетона в соответствии с (3.5) снижается
только на 25%. Физически такое уменьшение вряд ли возможно,
так как получаемые при этом значения угла характерны уже не
для сплошного материала, а входят в область величин, присущих в
основном раздробленным материалам. Реально можно считать, что
при появлении продольных трещин в сжатом бетоне угол
внутреннего трения не уменьшится более чем на 5 — 10%, а это
означает снижение прочности бетона всего лишь на 4 — 7%.
Поэтому в целом при анализе прочности поврежденного бетона
допустимо считать, что угол внутреннего трения в бетоне с
трещинами не изменяется и равен своему исходному значению.
Сцепление Свн физически характеризует сопротивляемость
бетона сдвигающим усилиям и численно равно, как отмечалось,
прочности бетона при чистом сдвиге. При отсутствии
концентраторов напряжений и однородном напряженном
состоянии эта характеристика является константой и применима
для описания прочностных свойств бетона при любой ориентации
площадок сдвига. При появлении кон-
82
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
центраторов напряжений на эту
б)-.
характеристику существенное
влияние начинает оказывать напряженное состояние в зоне
этих концентраторов. В силу
разнообразия
размеров
и
положения последних напряженное состояние приобретает
особенности, а сама характеристика сцепления становится в
значительной степени неопределенной и неприменимой для
описания прочностных свойств
бетона.
Поэтому,
чтобы
получить выражения, необходимые для оценки прочности
бетона при наличии концентраторов
напряжений, можно использовать модель бетонного элемента,
образовавшегося в результате появления двух вертикальных
трещин в стенке опоры. Данный элемент удобно представить в
виде плоского пластинчатого бруска с параллельными гранями,
а концентраторы напряжений заменить тонкими краевыми
трещинами, наклоненными под углом 6 к горизонтальной
плоскости (рис. 3.21). Брусок нагружен сдвигающими
напряжениями, параллельными краевым трещинам и
имеющими на некотором удалении от трещин значение т0.
При
действии
сдвигающих
напряжений
работа
представленного бруска в значительной степени определяется
напряженным состоянием в области вершин трещин. В
соответствии с положениями механики хрупкого разрушения
основной характеристикой такого напряженного состояния
является коэффициент интенсивности напряжений (КИН).
При этом вследствие воздействия сдвигающих напряжений
этот коэффициент называется коэффициентом интенсивности
второго рода.
При действии сдвигающих напряжений отмеченный
коэффициент определяется выражением [25]
(3.6)
K II  FII   c 0
где FII   - безразмерный коэффициент характеристики
наклонных трещин;
 —характеристика трещин, равная
c cos 0

; с—глубина трещин; В—ширина образца.
B
В предельном состоянии, когда начинается взаимный
сдвиг двух частей бруска по трещинам, коэффициент
интенсивности напряжений достигает значения вязкости
разрушения второго рода.
83
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Тогда прочность бетона на сдвиг в соответствии с
выражением (3.6) может быть определена зависимостью
Rc 
K IIc
(3.7)
FII   c
где КПс — вязкость разрушения второго рода для бетона.
Выше отмечалось, что сцепление бетона свн численно
равно его прочности на сдвиг Rс. Тогда, положив в
выражении (3.5) Rс = свн, можно получить формулу для
определения прочности бетона при образовании в нем
вертикальных трещин:
RB 
2 K IIc cos  âí

FII   c 1  sin  âí

(3.8)
Таким образом, прочность бетона на сжатие при появлении
в нем вертикальных трещин определяется четырьмя
параметрами: углом внутреннего трения  вн, величиной
вязкости разрушения К11с, значением безразмерного
коэффициента характеристики трещин FII   и глубиной
трещин с.
В отношении угла внутреннего трения  вн уже были
сделаны замечания, и его можно считать практически
постоянной величиной, не зависящей от размеров наклонных
трещин. Вязкость разрушения бетона КIIc также является
константой материала и для бетонов на плотных заполнителях, к которым относится и центрифугированный
бетон, поданным исследований [26], может быть найдена из
выражения
KIIc=11,5KIc
(3.9)
где KIс — вязкость разрушения бетона при растяжении.
Как показывают результаты исследований [27], вязкость
разрушения для плотных прочных бетонов изменяется в
небольших пределах и в среднем ее можно принять
постоянной и равной примерно
КIc =0,113 кг/мм2 ìì .
Следовательно, изменение прочности поврежденного
вертикальными трещинами бетона в основном определяется
двумя параметрами: коэффициентом FII   и глубиной
трещин с.
Коэффициент FII   зависит от соотношения глубины
трещин и длины наклонного участка среза и находится из
решения краевой задачи теории упругости. Приближенно
этот коэффициент можно найти по выражениям [28], имея в
виду, что
c cos 0

B c cos 0

B
B

и пренебрегая в них вели чинами второго порядка
малости. Тогда: • при одной боковой наклонной трещине
84
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
(3.10)
FII    4.8862  28.193
• при двух боковых наклонных трещинах
(3.11)
FII    1.5  0.569  6.2622  25.013
Графики изменения FII в зависимости от величины 
приведены на рис. 3.22.
Выражение (3.8) имеет особенность при с = 0. При этом его
значении RB—>  т.е. при отсутствии трещин прочность бетона
стремится к бесконечности, что противоречит фактическим
данным по прочности бетона. При отсутствии трещин бетон
разрушается при вполне определенной нагрузке, и его прочность
является конечной величиной, поэтому,
êã
ìì
и Rc =0,6
ìì 2
кг/мм2 для бетона классов В30 - В45, можно получить, что
данное выражение справедливо при двусторонних трещинах для
стiп > 0,7 мм и при односторонней трещине для сmin > 1,5 мм.
Формула (3.8) является общим выражением для оценки
прочности бетона при образовании в нем продольных трещин.
Она открывает возможности анализа прочности бетона при
различном количестве образовавшихся продольных трещин с
использованием в качестве параметра ширины элементов
столбчатой структуры сжатой зоны бетона. Это выражение
связывает исходные прочностные характеристики бетона с
параметрами трещинообразования и позволяет прогнозировать
влияние на прочность бетона процессов трещинообразования, и
прежде всего глубины возможных наклонных микротрещин.
Последние всегда присутствуют в бетоне вследствие случайного
характера формы крупного заполнителя и других
неоднородностей.
На рис. 3.23 приведен график изменения прочности бетона RB в
зависимости от глубины трещин с при различных значениях
коэффициента
принимая в выражении (3.8) КIIc = 1,3
85
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
FII   . Он показывает, что с
увеличением глубины трещин
прочность бетона интенсивно
снижается. Такая же картина
наблюдается и при уменьшении расстояния между продольными трещинами.
Справедливость представленных выводов о прочности
бетона с продольными трещинами подтверждают многочисленные испытания железобетонных опор контактной
сети, проведенные на железных дорогах. При этих испытаниях нагрузке и разрушению подвергались опоры с
различным количеством трещин в сжатой зоне бетона.
Они подтвердили зависимость
прочности бетона от количества трещин, а также рассматриваемый механизм разрушения бетона. Во всех случаях наблюдалось разрушение за счет
сдвига по наклонным площадкам, причем с увеличением числа
трещин эта закономерность проявлялась все отчетливее.
К„, МПа
3.2. Несущая способность опор с одиночной продольной трещиной
Рассматриваемая зависимость прочности бетона от наличия в
нем концентраторов напряжений в виде микротрещин,
обусловленных образованием продольных трещин, позволяет в
целом оценить влияние этих трещин на несущую способность
опор. В этом направлении наибольший интерес представляет,
прежде всего, случай, когда в сжатой зоне располагается одна
продольная трещина с близко расположенными берегами,
имеющая поперечное сечение, близкое к нулю (рис. 3.24).
При существующих методах расчета несущей способности
железобетонных опор кольцевого сечения наличие такой трещины
в сжатой зоне сечения не изменяет несущую способность опор. В
этих методах прочность бетона в предельной стадии принимается
одинаковой по всей сжатой зоне и равной призменной прочности
бетона, т. е. прочность бетона в этих расчетах является константой
и распределена однородно по всему сечению. Не изменяется и
площадь сжатой зоны сечения при наличии в ней продольной
трещины. Однако, как было показано ранее, образование
продольной трещины влечет за собой появление вдоль ее берегов
концентраторов
напряжений
и
снижение
прочностных
характеристик
86
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
бетона. Причем это снижение происходит в узкой полосе вдоль
трещины. В результате этого прочность бетона распределяется
по сжатой зоне неоднородно.
Для количественной оценки влияния на несущую способность
опор, которое оказывает снижение прочности бетона в зоне
трещины, целесообразно рассмотреть равновесие сечения
кольцевого элемента при изгибе в предельной стадии. При этом
принимается, что сжимающие напряжения в бетоне по всей
сжатой зоне распределяются по прямоугольной эпюре и
оказываются равными:
• величине R BÒ в зоне трещины, причем RÂÒ  RB ;
• величине RB по остальной части сжатой зоны.
Напряжения в арматуре растянутой и сжатой зон
распределяются также по прямоугольной эпюре.
Для получения необходимых выражений вводятся
обозначения:
 0 — относительная площадь сжатой зоны сечения с
пониженной прочностью бетона около трещины;
 ê —относительная площадь остальной части сжатой зоны
сечения с расчетной прочностью бетона;
А5—площадь напряженной арматуры;
А — площадь всего бетонного кольцевого сечения опоры.
В предельной стадии нагружения элемента с продольной
трещиной в сечении действуют следующие внутренние усилия
(рис. 3.25):
DÂÒ  À 0 RÂÒ —усилие сопротивления бетона сжатой
зоны, равное произведению площади сжатой зоны у трещины
À 0 на прочность бетона в этой зоне R ÂÒ
DB  A Ê RÂ Вв = А С,кЯв — усилие сопротивления сжатой
зоны, равное произведению остальной части площади сжатой
зоны на сопротивление бетона
RB в этой части;
Z s  As  0   k  c - усилие в напрягаемой арматуре сжатой
зоны, равное произведению
площади арматуры сжатой зоны
As  0   k 
на остаточное
растягивающее
напряжение
 c  Rsc   0 о'с представляющее
собой сопротивление напрягаемой арматуры в момент
разрушения бетона (Rsc= 400
МПа);
Z s  As Rs 1   0   k  усилие сопротивления напрягаемой арматуры растянутой
зоны, равное про-
87
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Рис. 3.25. Распределение усилий в поперечном сечении элемента с
продольной трещиной
As 1   0   k  на ее
изведению площади арматуры
сопротивление растяжению Rs . При равенстве нулю проекции всех
сил на горизонтальную ось получаем
 0 ARBÒ   k ARB  As  0   k  c  As Rs 1   0   k   0
Откуда
Rs As   0 ARBÒ As Rs   c 
k 
(3.12)
ARB  As Rs   c 
Из условия равновесия моментов внутренних и внешних сил,
расположенных по одну сторону от рассматриваемого сечения
относительно оси, проходящей через центр сечения, вытекает:
(3.13)
88
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Из выражения (3.13) с учетом (3.14) окончательно получается
зависимость для определения несущей способности опор с
продольной трещиной в сжатой зоне:
В приведенных выражениях (3.14) и (3.15) rB=r1+r2 /2 , rs –
радиус расположения напряженных стержней.
Анализ выражений (3.12) и (3.15) показывает, что они
являются более общими по сравнению с известными
формулами расчета кольцевых элементов без трещин. В них
учитывается влияние ослабления, вызванного появлением
продольной трещины в сжатой зоне бетона. При отсутствии
такого ослабления, т.е. при  0 = 0, формулы (3.12) и (3.15)
превращаются в отмеченные выше известные выражения для
расчета кольцевых сечений.
Таким образом, для оценки влияния образования
продольной трещины в опорах на их несущую способность
требуется
знать
дополнительно две
характеристики:
относительную площадь зоны влияния трещины  0 и прочность
бетона К^ в этой зоне. Обе характеристики связаны между собой
размером наклонных трещин. Сейчас нет достаточных данных
для получения полной картины закона распределения и параметров этого распределения для глубины отмеченных трещин.
Однако наблюдения и исследования краев продольных трещин
показывают, что в общем случае разброс размеров
концентраторов напряжений и соответствующих им
эквивалентных размеров трещин чрезвычайно велик, но в
среднем их глубина находится в пределах нескольких
миллиметров и для оценочных расчетов может быть в первом
приближении принята равной 2 — 3 мм. При этих значениях
глубины наклонных трещин вряд ли стоит ожидать, что
относительная площадь влияния трещины  0 окажется
значительной и приведет к существенному изменению несущей
способности сечений.
На рис. 3.26 представлены графики изменения
относительной пло--щади сжатой зоны сечения  k   k   0 от
размеров относительной площади влияния трещины  0 при
различной прочности бетона R BÒ в пределах зоны влияния
трещины. Величина  0 варьировалась в широких пределах —
от 0,0182 до 0,0728, что соответствует изменению ширины
полосы ослабленного бетона вдоль каждого берега трещины от
20 до 80 мм. При выборе предельного значения  0
принималось, что влияние продольной трещины вряд ли
распространится на расстояние большее, чем толщина стенки
опоры, которая обычно находится в пределах 60-80мм.
Прочность бетона R BÒ варьировалась в пределах от 0,3 Rв до
0,8Rв (Rв — призменная прочность бетона без трещины).
Остальные ве-
89
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
личины при расчетах с помощью приведенных выражений
(3.12) и (3.15) принимались постоянными и равными: RB = 38
МПа; Rs = 1400 МПа; А = 700 см2;  c = -400 М Па и Аs =
6,28 см2.
Анализ приведенных графиков показывает, что по мере
увеличения относительной площади сжатой зоны бетона с
пониженной прочностью возрастает суммарное значение
относительной площади сжатой зоны  k . Такая же тенденция
наблюдается и при изменении прочности бетона в отмеченной
зоне, ослабленной трещиной. По мере снижения прочности
бетона значение  k возрастает. Такое поведение  k означает
то, что по мере увеличения зоны влияния продольной
трещины и снижения прочности бетона в этой зоне для
восприятия действующих изгибающих моментов требуется
одновременное увеличение и относительной площади сжатой
части бетона  k . При таком общем выводе в отношении
изменения относительной площади сжатой зоны бетона
справедливой оказывается и другая закономерность. Она
выражается в том, что, например, при значении  0 = 0,0182 и
прочности бетона при наличии трещины RТB =0,8RB величина
 k превышает  k всего лишь на 4%. Более того, при
возрастании  0 , до величины 0,0728, т.е. в четыре раза, и
уменьшении прочности бетона до значения 0,З RB, т. е. более
чем в три раза, значение  k увеличивается всего лишь на
15%.
На рис. 3.27 показаны графики изменения несущей
способности опор в зависимости от изменения
относительной площади сечения  0 с пониженной
прочностью бетона и изменений прочности бетона RТB. Они
показывают, что даже при четырехкратном снижении
прочности
90
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
бетона в зоне трещины против исходного значения прочности
бетона Rв вне зоны трещины несущая способность опор
уменьшается всего лишь на 6,5%.
Полученное значение снижения несущей способности опор
при образовании одной продольной трещины в сжатой зоне
сечения следует считать предельным. Реально влияние
продольной трещины на изменение прочности бетона и
несущей способности опор будет еще меньше, о чем
свидетельствуют результаты ультразвуковых исследований. С
большой долей вероятности можно считать, что зона влияния
отмеченной трещины вряд ли превысит размер крупного
заполнителя, используемого для изготовления опор. Это значит,
что при установленной ГОСТ 19330 — 98 крупности заполнителя
10 - 20 мм ширина зоны влияния трещины составит 20мм, или
 0 = 0,0182 в сечении опоры на уровне условного образца
фундамента. Прочность бетона, определенная с помощью
рассмотренной ранее модели в виде бруса с односторонней
наклонной трещиной по выражению (3.8), при максимальной
глубине трещины с=10 мм и КЦс =1,3 кг/мм3/2 оказывается равной
RТB = 4,5 МПа, или 0,1 Rв, где Rв = 38 МПа. При этих значениях
 0 и RТB несущая способность опоры снижается всего лишь на
1,8%. При меньших глубинах наклонных трещин это снижение
оказывается еще меньшим.
Таким образом, появление одиночных продольных трещин в
сжатой зоне опор в общем приводит к снижению несущей
способности конструкций, однако это снижение будет
незначительным и не окажет серьезного влияния на
работоспособность опор. Это, собственно, и подтверждают
результаты испытания опор с одиночными продольными
трещинами.
3.3. Несущая способность опор с сеткой
трещин в сжатой зоне бетона
Более значительное влияние на несущую способность опор
оказывает множество продольных трещин в сжатой зоне, или так
называемая сетка трещин, под которой понимается такое их
распределение, при котором трещины располагаются вдоль
окружности опоры с шагом, величина которого меньше
толщины стенки. Опыт показывает, что при множественном
растрескивании бетона опор трещины имеют небольшое
раскрытие (в пределах 0,05 — 0,1 мм) и располагаются, как
правило, с шагом 20 — 40мм. Причины такого расположения
трещин были рассмотрены ранее, и связано это с воздействием
отрицательных температур воздуха. При большем шаге
расположения трещин последние могут считаться одиночными,
и их влияние на несущую способность опор может быть
оценено с помощью рассмотренной выше модели.
91
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
При отмеченном множественном растрескивании бетона в
сжатой
зоне
образуется
столбчатая структура. Выше
была
рассмотрена
модель
прочности отдельного столбика
в виде бруска с одной или двумя
наклонными трещинами исходя
из условия его разрушения от
Рис. 3.28. Схема сечения опоры с сеткой
сдвига. Имеется также точка
трещин
зрения [29], что разрушение этих
столбиков может происходить не только от сдвига в бетоне и
исчерпания их прочности, но также и вследствие потери ими
продольной устойчивости. При этом считается, что под действием
сжимающих напряжений от внешней нагрузки в столбиках возникает
продольный изгиб, а при критических напряжениях— излом. Однако
многие исследователи [30] не разделяют эту точку зрения. Они
считают, что в силу небольшого раскрытия трещин и плотного
расположения столбиков отсутствует возможность для поперечного
перемещения столбиков и потери ими устойчивости. Эта точка зрения
подтверждается многочисленными испытаниями опор контактной сети, имевших сетку трещин. Во всех случаях такие опоры разрушались
от раздавливания бетона, и не было отмечено ни одного случая, чтобы разрушение опор происходило от потери столбиками устойчивости,
характерным признаком чего является разделение каждого столбика на
несколько блоков.
В основе снижения несущей способности опор с множеством продольных трещин в сжатой зоне лежит уменьшение прочности бетона
вследствие образования этих трещин. Для оценки уменьшения прочности может быть использована модель столбика в виде бруска с двумя наклонными трещинами. Наблюдения показывают, что в натурных условиях глубина наклонных трещин редко превышает величину 3 — 5 мм.
При ширине столбиков 20 — 40 мм это дает значение  в функции
FII (  ) в пределах 0,1 - 0,25. При таких значениях  функция FII (  ),
как видно из рис. 3.22, слабо изменяется при вариациях величины А. и в
указанном диапазоне изменений может быть принята равной 1,5. При
этом значении FII (  ) прочность бетона при изменении глубины трещин
в пределах 3 — 5 мм снижается до величины (0,7 / 0,4)Rв.
Характерной особенностью процесса снижения прочности бетона
при множественном трещинообразовании является то, что это снижение происходит не по всему объему бетона по толщине стенки, а
только в наружных его слоях. Исследование характеристик трещинообразования показывает, что при множественном образовании трещин в бетоне опор эти трещины, кроме небольшого раскрытия, распространяются на небольшую глубину, не превышающую половины
92
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
толщины стенки. В результате этого по толщине стенки
формируются два слоя с различной прочностью бетона:
снаружи располагается растрескавшийся бетон пониженной
прочности, а внутри стенки сохраняется слой бетона с
первоначальной структурой и прочностью (рис. 3.28). При
таком распределении прочности бетона необходимые выражения для определения несущей способности опор,
полученные из условий равновесия, имеют вид:
а) для относительной площади сжатой зоны бетона:
As Rs
(3.16)
0 
Ò
AÒ RÂ  A0 RB  As Rs   c 
б) для несущей способности опор:

M  AÒ RBÒ rí  A0 RB rB  Rs   c As rs
sin
0
(3.17)
где АТ — площадь наружного кольца с пониженной прочностью
бетона;
А0 — площадь внутреннего кольца с нормальной прочностью
бетона;
R BÒ —прочность растресканного бетона наружного кольца; Rв—
начальная прочность бетона при отсутствии в нем трещин;
rн=r1+rт/2
rн=rТ+r2/2
rТ — радиус окружности, разделяющей наружное и внутреннее
кольцо; r1 и r2 — наружный и внутренний радиусы сечения
опоры.
Остальные обозначения приведены выше.
На рис. 3.29 показана кривая изменения несущей
способности
опор
в
зависимости
от
степени
снижения
прочности бетона наружных слоев,
построенная
на
основании
выражения (3.17). Кривая построена
для опор с характеристиками: As =
6,28см2; Rs = 1400МПМ; A = 700см2;
Rв = 22 МПа;  c = -400 МПа;
rТ— 18см; r2 = 21,5см.
Анализ приведенной кривой
показывает устойчивое снижение
несущей способности опор по
мере снижения прочности бетона в
наружном слое. Однако это
снижение происходит значительно
медленнее,
чем
уменьшается
прочность бетона. В частности,
при снижении прочности бетона в
наружном слое почти на 60% не9
93
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
сущая способность опор уменьшается только на 20% по сравнению с ее
значением при неповрежденном бетоне. Выше было показано, что при
растрескивании бетона отмеченное снижение его прочности реализуется при шаге трещин 20 мм и глубине наклонных трещин 5 мм, и такая
картина трещинообразования является часто повторяемой. Следовательно, можно считать, что с образованием сетки трещин снижение несущей способности опор может достигать 20%. Данный вывод полностью подтверждается результатами испытаний опор с сеткой трещин в
нижней части опор. При этом наблюдалось, как правило, уменьшение
несущей способности опор на величину порядка 15 — 20% против расчетного значения несущей способности опор. О сильном влиянии сетки
трещин на несущую способность опор свидетельствуют и случаи разрушения эксплуатируемых опор с такой сеткой на отдельных дорогах. В
связи с этим опоры с указанными повреждениями относятся к категории
остродефектных и должны либо заменяться, либо усиливаться.
Таким образом, появление одиночных продольных трещин в сжатой зоне бетона опор приводит к снижению несущей способности опор
в пределах 1 — 2% и не оказывает существенного влияния на эксплуатационные качества опор. В то же время множественное растрескивание
опор или образование в них сетки трещин приводит к существенному
снижению несущей способности опор и в ряде случаев было причиной
их разрушения.
Появление продольных трещин, а также сетки трещин в растянутой
зоне не оказывает влияния на несущую способность опор. Однако и при
таком расположении они оказывают отрицательное воздействие на опоры, ухудшая их надежность и долговечность.
4. Коррозионная стойкость железобетонных опор и
фундаментов
4.1. Изменение свойств арматуры и бетона при электрокоррозии
Коррозионная стойкость является одним из наиболее важных параметров железобетонных опор и фундаментов контактной сети, от которого в значительной степени зависит их надежность и долговечность.
Длительный опыт эксплуатации железобетонных опор и фундаментов
показывает, что данные конструкции являются достаточно стойкими
при воздействии агрессивной среды и способны противостоять ему без
дополнительных защитных мероприятий. В условиях такой среды опоры и фундаменты могут сохранять свои эксплуатационные качества в
течение длительного времени и обеспечивать безопасность и бесперебойность движения поездов.
94
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Наиболее опасным и требующим специальных усилий по нейтрализации и предотвращению является известный фактор воздействия на
опоры и фундаменты контактной сети токов утечки с тяговых рельсов
на участках постоянного тока. Под влиянием этих токов, попадающих
на конструкции через цепи заземления, возникают электрокоррозионные явления на поверхности металлической арматуры, анкерных
болтов, закладных металлических устройств, приводящие к
интенсивному разрушению этих металлических деталей. Основные
причины утечки токов с рельсов, закономерности их формирования,
критерии опасности и пути ограничения рассмотрены в
фундаментальных работах А. В. Котельникова, В. И. Ивановой, К. Г.
Марквардта [31] и ряда других ученых. В результате этих
исследований установлено, что наиболее тяжелые последствия токи
утечки вызывают в анодных и знакопеременных зонах потенциалов
рельс — земля при низких сопротивлениях цепей заземления опор и
фундаментов. Такие последствия возникают всегда, когда плотность
тока утечки с арматуры, анкерных болтов опор и фундаментов
превышает величину 0,6 мА/дм2 или сопротивление цепи заземления
оказывается менее 25 Ом/В среднего потенциала рельс — земля.
Опоры, у которых плотность тока с арматуры в подземной части опор
больше или величина сопротивления цепи заземления меньше отмеченных величин, принято относить к категории электрокоррозионно
опасных опор.
При воздействии токов утечки электрокоррозионному разрушению
подвергаются как арматура, так и бетон [32]. В последнем под влиянием анодного тока происходит ряд необратимых изменений: часть
бетона в результате выноса положительных ионов выключается из
работы из-за увеличения макропористости; другая часть, в которой
возрастают напряжения из-за перекристаллизации ряда веществ,
становится менее прочной, увеличивается ее неоднородность.
Одновременно с этим увеличивается проницаемость бетона
вследствие увеличения его пористости и роста среднего диаметра пор.
При этом увеличивается опасность проникновения агрессивных
веществ в структуру бетона. Однако следует отметить, что указанные
изменения в бетоне происходят с небольшой скоростью, а основные
отрицательные последствия воздействия постоянного тока на
железобетон связаны в основном с электрокоррозионным
разрушением арматуры и других металлических несущих элементов в
подземной части опор и фундаментов. В результате длительных наблюдений и исследований удалось определить основные особенности и закономерности протекания процессов электрокоррозионного разрушения арматуры и металлических деталей фундаментов в подземной части
опор. Прежде всего следует отметить неравномерность выноса металла
по глубине подземной части конструкций при электрокоррозии
арматуры и металлических деталей. Сейчас совершенно однозначно
установ-
95
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
лено, что наибольший вынос металла из подземной части опор и фундаментов наблюдается на глубине 0,7 - 1 м от поверхности грунта при отсутствии грунтовых вод и в уровне грунтовых вод при их наличии. Кроме
этой неравномерности выноса металла по глубине подземной части опор
и фундаментов, наблюдается также неравномерность выноса металла по
поверхности арматуры и анкерных болтов. На поверхности последних
образуются многочисленные язвы, питтинговая коррозия, углубления с
открытыми краями. В значительной степени такое протекание электрокоррозионного разрушения арматуры и болтов объясняется присутствием в бетоне крупного заполнителя, экранирующего в местах контактов
поверхность арматуры от анодных токов и создающего повышенную
плотность тока вне этих контактов. Подтверждением влияния крупного заполнителя на характер разрушения поверхности арматуры и болтов
может служить факт отсутствия неравномерности разрушения арматуры при воздействии анодного тока в водных электролитах и цементнопесчаных растворах. В этих средах арматура растворяется практически
равномерно без образования глубоких язв, питтинга и углублений. При
этом под действием анодного тока растворяется сначала периодический
профиль, затем разрушается основной металл. Арматура в этом случае
приобретает практически гладкую поверхность.
Образующиеся на поверхности арматуры или анкерных болтов указанные повреждения создают концентраторы напряжений и являются
одной из причин непропорционального уменьшения площади поперечного сечения арматуры и снижения ее прочности. Особенно чувствительной к появлению этих концентраторов и снижению прочности является арматура из высокопрочной проволоки. Экспериментами установлено, что при среднем уменьшении площади сечения такой арматуры
в пределах 3 — 4% при воздействии электрокоррозионных процессов ее
прочность снижается на 30 — 40%. Одновременно под влиянием концентраторов напряжений резко меняется характер разрушения арматуры при действии растягивающих напряжений и уменьшается ее деформативность. В предельной стадии при разрушении арматуры исчезает
характерная для неповрежденной арматуры «шейка», а разрушение происходит путем «скола» по наклонной плоскости. При этом разрушение
происходит хрупко без появления пластических деформаций. Уменьшение деформативности и повышение хрупкости арматуры с повреждениями ее поверхности при этом приводит к нарушению совместной
работы проволок в растянутой части арматурного пакета и исчезновению влияния количества арматуры на несущую способность опор. Это
влияние определяется в предположении, что в работу опор в предельном
состоянии включается весь арматурный пакет. Опоры с поврежденной
проволочной арматурой разрушаются от последовательного достижения каждой проволокой своей прочности. Из-за этого часто разруше-
96
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ние опор происходит при значительном количестве остаточного
металла в сечении и сопровождается характерным треском,
возникающим при разрыве каждой проволоки.
В случае небольших выносов металла при электрокоррозии
проволочной арматуры, составляющих не более 10% исходного
веса проволоки, прочность арматуры на растяжение может быть
оценена с помощью выражения
K IC
(3.18)
R ðñ 
F1 ae bg
где Кic —вязкость разрушения высокопрочной проволочной
êãñ 'мм; F .—безразмерный коэффициент,
арматуры
на
1
ìì
2
ìì
растяжение,
зависящий
от глубины трещин и учитывающий влияние повреждений на
поверхности арматуры, их шага и диаметра арматуры; а и Ь —
коэффициенты, равные а = (0,025/0,029) см; Ь = (14 / 15) см/г;
g - удельные потери металла на единицу длины, г/см.
На рис. 3.30 показаны кривые изменения прочности
металла арматуры в зависимости от удельного среднего выноса
металла и различных параметров трещин, в частности их
глубины и шага. Анализ приведенных кривых показывает, что
зависимость (3.18) достаточно точно количественно и
качественно отражает процесс изменения прочности
проволочной арматуры при ее электрокоррозии. Экспериментальная
кривая
изменения
прочности
арматуры, построенная по
результатам испытаний корродированных образцов, взятых
из натурных опор, находится в
поле,
ограниченном
теоретическими
кривыми
изменения прочности. При
соответствующем
подборе
значений коэффициента Рх
(рис. 3.31) можно добиться
высокой степени совпадения
экспериментальных и теоретических значений прочности.
Приведенное
выражение
(3.18) для оценки прочности
проволоки справедливо, как
указывалось, при небольших
выносах
металла,
не
превышающих 10% исходного
веса проволоки, и при небольших глубинах поперечных
трещин и боль-
97
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
шом их шаге, превышающем диаметр проволоки.
Оценка прочности арматуры при этих ограничениях
важна тем, что в этом
случае при электрокоррозии арматуры могут еще не
появиться продольные трещины и опоры сохраняют
монолитность
и
все
признаки
конструкции.
Снижение деформативных
свойств арматуры находится
только в начальной стадии.
В более поздней стадии
оценку прочности проволочной арматуры проводить
нет смысла, так как на этой
0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 2c/d
стадии теряются как прочРис.3.31. Изменение коэффициента F1 в
ностные, так и деформазависимости от глубины трещины с к
тивные свойства арматуры
диаметру арматуры d
и
опоры
начинают
работать в иной схеме, чем это предусматривается их
расчетом.
Следует
отметить,
что
рассмотренные
закономерности изменения прочности и деформативности
арматуры в общем характерны для высокопрочной
проволоки и практически не наблюдаются при электрокоррозии низкоуглеродистых арматурных сталей и анкерных
болтов, изготовленных из этих сталей. Несмотря на то что на
них также образуются концентраторы напряжений, они
вследствие
высокой
пластичности
оказываются
нечувствительными к этим концентраторам, а их прочность
уменьшается пропорционально уменьшению площади сечения арматуры. В связи с этим во многих случаях опоры,
армированные стержневой низкоуглеродистой арматурой,
даже при появлении в них продольных трещин и наличии
коррозии сохраняют несущую способность, достаточную для
восприятия внешних нагрузок.
4.2. Развитие трещинообразования в
бетоне при электрокоррозии арматуры
Процесс электрокоррозии арматуры и анкерных болтов
сопровождается, кроме собственно растворения металла,
появлением продуктов его коррозии. Последние имеют больший
объем, чем объем растворенного металла, и вследствие этого
создают в бетоне механическое давле-
98
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
ние. В результате этого давления в бетоне появляются
растягивающие напряжения, при превышении которыми предела
прочности бетона на растяжение появляются трещины. Для
оценки механизма появления и развития этих трещин
целесообразно рассмотреть модель, представленную на рис. 3.32.
В этой модели предполагается, что пучок арматуры находится на
достаточной глубине от поверхности и в нем при появлении
продуктов коррозии реализуется состояние всестороннего
сжатия, а в бетоне на контакте с арматурой появляются
радиальные сжимающие и тангенциальные растягивающие
напряжения. При достижении последними предела прочности в
бетоне, как отмечалось, образуются трещины. Ранее уже
указывалось (см. гл. II), что прочность центрифугированного
бетона на растяжение неодинакова по различным направлениям.
Наименьшее значение этой прочности отмечается по
площадкам, параллельным боковой поверхности опор, и
поэтому трещины образуются в первую очередь на этих
площадках. В силу наличия в бетоне различных ослаблений
длина образующихся трещин оказывается значительно большей
общего диаметра пучка. В этом случае для нахождения длины
тангенциальных
трещин
можно
применить
простой
асимптотический метод, основанный на принципе микроскопа. В
соответствии с этим методом действующее на бетон от арматуры
давление продуктов коррозии заменяется двумя силами F,
приложенными к противоположным берегам прямолинейной
трещины длиной 2С. Эти силы действуют в середине трещины
перпендикулярно к ее поверхности. В удалении от трещины
напряжения в бетоне отсутствуют. При силе F=pD и
коэффициента те интенсивности напряжений K1=F/П2С длина
трещин при условии К1=КIC, оказывается равной [33]
1  pD 
C 

2  K IC 
2
(3.19)
99
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
В последнем выражении величины К}С и р в момент образования
трещин изменяются незначительно. В первом приближении при начале развития электрокоррозии их можно принять равными: р = 2 МПа;
К1С = 0,1 МПасм05. При этих условиях длина трещин в основном зависит от диаметра D пучка проволок. Если положить, что опора
армирована проволокой диаметром 4 мм, то при одиночном
расположении проволок длина трещин составляет 3,2см, при парном
расположении струн — 12,8 см, при трех струнах в пучке — 41 см. В
подземной части обычных центрифугированных опор расстояние
между пучками арматуры составляет порядка 8 см. Это показывает, что
уже при попарном расположении проволок трещины от соседних
пучков при элсктрокоррозии соединяются в одну трещину. В
результате этого образуется единая кольцевая трещина, разделяющая
подземную часть на два цилиндра, входящих друг в друга. Сечение
опоры приобретает составной характер.
Образование кольцевой трещины в стенке опоры приводит к
увеличению диаметра наружного цилиндра, которое компенсируется
возникновением продольных трещин. Процесс образования и места
их расположения во многом носят случайный характер. Во всяком
случае, установлено, что в подземной части опор возникает несколько
продольных трещин и их количество значительно меньше числа
пучков арматуры.
Отмеченный механизм возникновения и развития кольцевых и продольных трещин в целом характерен и для опор, армированных
стержнями. В фундаментах этот
механизм
несколько
иной
и
характеризуется
образованием
одной трещины над анкерным
болтом по каждой грани.
Следует отметить еще одну важную
деталь в возникновении и развитии
трещин в подземной части опор и
фундаментов
при
появлении
электрокоррозионных разрушений
арматуры и бетона. Она состоит в том,
что, наряду с развитием трещин в
кольцевом
тангенциальном
направлении
и
последующим
образованием продольных трещин в
подземной части опор, под влиянием
давления продуктов коррозии в
подземной части происходит развитие
кольцевых и продольных трещин и в
надземную часть опор (рис. 3.33).
100
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
При этом, как показывают наблюдения, высота развития трещин в
надземной части достигает 10 — 15 см. Этот факт является
примечательным, так как позволяет в ряде случаев обнаруживать
электрокоррозию арматуры подземной части без откопки.
Электрокоррозия арматуры, металлических болтов и деталей в
опорах контактной сети и их фундаментах является наиболее
опасным повреждением. Для предотвращения ее необходимо
всемерно повышать электрическое сопротивление верхнего пояса
опор и фундаментов контактной сети. В настоящее время для этих
целей разработан комплекс изолирующих элементов (рис. 3.34) и
конструкций фундаментов, обеспечивающих высокую степень
защищенности опор от воздействия токов утечки и исключающих
электрокоррозионные повреждения.
Процессы электрокоррозии арматуры протекают в любом
бетоне, и на скорость этих процессов мало влияют характеристики
бетона, в частности его прочность и плотность. Испытаниями,
проведенными во ВНИИЖТе на призматических образцах длиной
200 мм и сечением 50x50 мм, изготовленных из бетона различной
прочности и имеющих в их центре заделанные стальные электроды,
установлено, что после воздействия анодного тока одинаковой
плотности на металлические электроды трещины в бетоне
различной прочности появляются практически одновременно. В
любом случае, появление трещин в образцах, изготовленных из бетона
МЗОО, происходило всего лишь на несколько часов (в пределах 5 —
10 ч) раньше, чем в образцах, изготовленных из бетона М600.
101
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
4.3. Сохранность защитных свойств бетона
по отношению к арматуре
Как уже отмечалось, основным фактором сохранности арматуры в
бетоне и отсутствия токов утечки является образование в нем
щелочной среды. Одной из основных характеристик бетона,
определяющей его защитные свойства, является величина рН
капиллярной и поровой влаги бетона. Эта величина, представляющая
собой логарифм значения концентрации ионов водорода с обратным
знаком, при пассивном состоянии арматуры колеблется в пределах от
12,2 до 12,7. Однако эта величина водородного показателя не остается
постоянной в процессе эксплуатации, а постепенно уменьшается под
действием углекислого газа окружающей среды. Явление это
получило название карбонизации бетона. Процесс карбонизации
начинается на поверхности конструкций и постепенно
распространяется внутрь бетона. Скорость распространения
карбонизации зависит от плотности бетона и условий доступа воздуха.
Для центрифугированного бетона при хорошем доступе воздуха
скорость карбонизации вследствие высокой плотности бетона в целом
достаточно низкая. Непосредственные измерения глубины
карбонизации бетона с помощью пробы фенолфталеина, проведенные
на ряде дорог при отсутствии промышленных выбросов, показали, что
после 20 лет эксплуатации центрифугированных опор глубина
карбонизации бетона составила 1,5 — 2 мм. На участках со
значительными промышленными выбросами эта глубина составила
3 — 4мм также после эксплуатации опор в течение 20 лет. Для опор,
выполненных из вибробетона, при аналогичном сроке эксплуатации
глубина карбонизации бетона оказалась значительно больше и
составила величину порядка 12мм. При этом необходимо отметить,
что данные по глубине карбонизации центрифугированного бетона
относятся к опорам, не имеющим внешних повреждений конструкции. Однако при наличии повреждений в форме микротрещин, а
также при уменьшенной плотности бетона над арматурными
стержнями глубина карбонизации бетона и ее скорость резко
возрастают. В частности, на ряде опор с отмеченными повреждениями
и несовершенствами после 5 лет эксплуатации она составила 3 — 4мм,
а после 16 лет эксплуатации глубина фронта карбонизации достигла
примерно 8 мм. Поэтому для обеспечения сохранности арматуры и
достижения требуемых сроков эксплуатации в пределах 50 — 70 лет
толщина защитного слоя бетона должна быть не менее 18 — 20 мм.
Особое значение для сохранности арматуры в бетоне имеет
неравномерное распределение пористости и влажности бетона по
объему конструкций. Ранее отмечалось, что в силу специфического
метода уплотнения бетона центрифугированных опор и
особенностей их тепловлажностного режима по толщине стенки
опор бетон имеет не-
102
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
равномерное распределение пористости и влажности. В
наружных слоях пористость и влажность бетона значительно
меньше, чем во внутренних.
Влажность бетона имеет ключевое значение с нескольких
точек зрения. Во-первых, влажность бетона при его изготовлении
влияет на величину и степень гидратации цемента, а также на
пористость бетона. Избыточная влажность приводит к формированию в бетоне крупнопористой структуры, и, наоборот, при
правильно подобранном составе и оптимальной влажности бетон
приобретает высокую плотность, обеспечивает надежную защиту
арматуры от коррозии и создает физический барьер для
защиты ее от агрессивных сред. Во-вторых, влажность бетона
является решающим фактором в части насыщения пор водой,
которое, в свою очередь, определяет удельное электрическое
сопротивление бетона и, следовательно, перемещение электронов
между катодом и анодом арматуры. Кроме того, анодная и
катодная реакции возникают в местах образования влажной
пленки на стальной поверхности, и по этой причине более
высокая степень насыщения
пор водой создает более
благоприятные условия для
протекания электрохимических
процессов. Одновременно степень насыщения пор является
одним из факторов, контролирующих скорость поступления
кислорода к поверхности арматуры. Поступление кислорода
к ней в воде происходит
значительно медлен нее, чем в
газообразном состоянии, вследствие того, что кислород рас
пространяется в воде путем
диффузии. Однако необходимо
учесть, что, хотя в газообразном состоянии кислород и
более интенсивно поступает к
поверхности стальной арматуры, это способствует ускорению коррозии арматуры только при степени насыщения
водой пор бетона, превышающей
35 — 50%.При меньшей степени
Рис. 3.35. Механизм коррозии
насыщения даже при интенсивном
арматуры фундамента в зоне
перехода в грунт
поступлении кислорода к арматуре
коррозия последней практически
при останавливается. Прекращается
также коррозия арматуры при повышении
уровня насыщения пор водой до 90 — 100%.
103
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
Таким образом, в пористом влажном бетоне создаются
условия для возникновения и протекания коррозионных
процессов на арматуре. Это, собственно, подтверждает и опыт
эксплуатации центрифугированных опор. Так, в опорах,
установленных на ряде участков дорог, коррозионный износ
стержней арматуры, располагавшейся в недостаточно плотных
внутренних слоях бетона, достигал 50% и являлся причиной
разрушения этих опор. В то же самое время при расположении
арматуры в плотных маловлажных слоях бетона, создающих
физический барьер для интенсивного поступления кислорода к
стальной поверхности, вероятность появления и развития
коррозионных процессов чрезвычайно мала. Особо следует
отметить случай, когда арматура вдоль опоры располагается
последовательно в различных плотно-влажностных участках
бетона. В этом случае вследствие непрерывности арматурного
каркаса и соединения через арматуру участков различной
плотности и влажности бетона коррозионные процессы
начинаются на поверхности арматуры в более пористых
участках. В этих участках поведение арматуры приобретает
анодный характер, а в более плотных участках бетона—
катодный. Однако по мере истощения содержания кислорода у се
поверхности в плотном бетоне на поверхности стали образуются
анодные зоны (рис. 3.35), и арматура в отмеченном бетоне
начинает корродировать более интенсивно, чем та часть,
которая находится в менее плотном бетоне. Таким механизмом
протекания коррозии арматуры, находящейся в бетоне
различной плотности и влажности, в значительной мере
объясняется факт появления в ряде случаев в наружных слоях
опор трещин и отслоений бетона, вызванных воздействием
давления продуктов коррозии арматуры. При этом в опорах в
отмеченных случаях толщина защитного слоя бетона, как
правило, находилась в пределах допустимых величин, а глубина
нейтрализации бетона не превышала 1 — 1,5 мм. В связи с этим
одним из важнейших условий обеспечения длительной
сохранности арматуры в бетоне опор является размещение ее по
всей длине в плотных слоях бетона.
4.4. Влияние хлоридов на коррозионную стойкость
арматуры опор
Кроме пористости и влажности, на коррозионную стойкость
арматуры в бетоне значительное влияние могут оказать хлориды.
Они попадают в бетон различными путями: вносятся
компонентами бетона, содержатся на поверхности арматурной
стали, проникают в бетон с водой, диффундирующей из
грунтовой воды или агрессивной газовой среды, переносятся
мигрирующей аэрозольной влагой. В последнем случае источник
хлоридов лежит вне бетона.
104
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
В настоящее время считается, что проникновение хлоридов не
изменяет прочности бетона. Более того, проникновение
хлоридов в цементный камень бетона изменяет его поровую
структуру. При этом уменьшается содержание крупных пор и
повышается содержание мелких радиусом менее 150А. В
результате этого уменьшается водопроницаемость цементного
камня, а присутствие в исходных цементах повышенного
количества трехкальциевого алюмина (С3А1) способствует
связыванию поступающих в бетон ионов хлора и, следовательно,
снижению концентрации в бетоне свободных ионов.
Наибольшую опасность хлориды представляют для стальной
арматуры. Поступающие в бетон вместе с влагой и кислородом
ионы хлора, имеющие малую массу и значительную
кинетическую энергию, легко вскрывают защитную окисную
пленку на поверхности арматуры, и процесс коррозии становится
неизбежным. Для протекания этого процесса в присутствии
кислорода требуется невысокая влажность бетона, при которой
степень заполнения пор водой составляет всего лишь 10 — 12%
предельного значения заполнения. При меньшей степени
заполнения пор процесс коррозии приостанавливается. С
другой стороны, в силу щелочности влажного бетона для
протекания процессов коррозии арматуры определяющее
значение имеет также концентрация ионов хлора у
поверхности арматуры в бетоне. На основании опыта эксплуатации железобетонных конструкций в средах с хлоридами
установлено, что предельно допустимая концентрация ионов
хлора в бетоне для ненапряженных конструкций должна
составлять не более 0,1 % от веса цемента и для предварительно
напряженных конструкций — не более 0,06%. При меньших
концентрациях ионов хлора коррозия арматуры не
наблюдается.
Ранее отмечалось, что имеется несколько источников
накопления ионов хлора в бетоне конструкций. Для
эксплуатируемых железобетонных опор контактной сети из
этих источников интерес представляют, прежде всего,
аэрозольные взвеси, наблюдаемые у побережий морей, соленых
озер. Как показывают наблюдения, аэрозоль морской воды
стабильно сохраняется в атмосфере на расстоянии до 200 — 1000 м
от берега. При этом концентрация хлоридов в аэрозолях в этих
зонах составляет величину порядка 0,7 — 0,03 мг/л/сут. На
расстоянии 1 — 3,5 км от берега концентрация хлоридов в
аэрозолях значительно меньше и составляет от 0,03 до 0,01
мг/л/сут. При этом концентрация и проникновение солей в
бетон опор, находящихся в прибрежной зоне, зависят от
расстояния их от берега, плотности бетона и длительности
эксплуатации. Например, в опорах, установленных на
расстоянии около 200 — 250 м от берега Сивашского залива,
концентрация ионов хлора в бетоне через 20 лет эксплуатации
опор составила около 0,02% веса цемента, а глубина
проникновения ионов в бетон не превышала 8 — 10 мм. Ана-
105
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
логичные данные получены и на
центрифугированных опорах, эксплуатирующихся в зоне Каспийского моря.
Учитывая, что по мере углубления в
бетон скорость проникновения ионов
хлора снижается, можно ожидать, что
при минимальной толщине защитного
слоя бетона, равной 18 мм, срок
достижения предельной концентрации
ионов хлора в бетоне превысит 50 — 60
лет. При уменьшении расстояния до
берега (менее 200 м) время накопления и
приобретения бетоном предельной
концентрации ионов хлора существенно
сокращается, и для обеспечения
безопасности
движения
поездов
необходимо в этой зоне вести систематические наблюдения за состоянием
бетона опор.
Вторым
важным
источником
накопления хлоридов в бетоне опор являются засоленные
грунты, встречающиеся преимущественно на Северном Кавказе,
в Казахстане и других районах. Здесь хлориды попадают на бетон
с поверхности конструкций в виде тонкодисперсной пыли. При
плотном неповрежденном бетоне эта пыль не создает условий для
проникновения хлоридов внутрь бетона и удаляется с поверхности
конструкций ветровыми потоками и дождями. Иная ситуация
имеет место, когда на внешней поверхности опор под действием
различных факторов образуются микро- и макротрещины. При
наличии таких повреждений тонкодисперсная пыль легко
проникает в эти трещины и в результате колебаний температуры
воздуха и конденсации влаги увлажняется. Одновременно
увлажняются и содержащиеся в ней хлориды, которые затем
начинают контактировать с арматурой. Возникает процесс ее
интенсивной коррозии, приводящий к разрушению опор. Такой
механизм разрушения центрифугированных опор линии питания
автоблокировки, в частности, наблюдался в 1980-е годы на
Западно-Казахстанской железной дороге (рис. 3.36).
Значительное насыщение бетона хлоридами может
происходить также в засоленных грунтах за счет увлажнения его
соленой грунтовой водой. В частности, в одном из районов
железобетонные опоры линии, питающей устройства
автоблокировки, были установлены в «сорных» местах, вода и
грунт в которых были перенасыщены хлоридами.
При этом содержание ионов хлора в бетоне подземной части
опор достигло 6% веса цемента. Однако после демонтажа опор и
освобождения арматуры от бетона на ней не было обнаружено
коррозионных повреж-
106
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор
дений. Арматура находилась в хорошем состоянии. Такое ее
состояние в значительной мере связано с затруднениями
доставки кислорода к поверхности арматуры в подземной части
опор. В целом для сохранности арматуры в бетоне опор,
установленных в районах с солончаковыми грунтами и
грунтовыми водами, пересыщенными хлоридами, необходимо
обеспечение монолитности бетона, его высокой плотности и требуемой толщины, защитного слоя.
Коррозионная стойкость бетона опор подробно рассмотрена в
работе [34]. Опыт показывает, что в целом принятые для
изготовления опор материалы и технологии обеспечивают
высокую коррозионную стойкость бетона и долговечную работу
опор. Основные проблемы связаны с выполнением требований,
касающихся стойкости бетона при воздействии внешних
факторов, в том числе проходящих поездов.
107
Глава 4
Диагностика подземной части
железобетонных опор
и фундаментов на участках
постоянного тока
1. Совершенствование методики
оценки электрокоррозионной
опасности
Электрокоррозионная опасность для арматуры и анкерных
болтов фундаментных частей опор контактной сети
наблюдается, как уже отмечалось, на участках постоянного тока
и обусловлена влиянием токов утечки с тягового рельса. Условия
отекания этих токов с рельсов, основные закономерности,
механизм попадания их на опоры рассмотрены в работах [35].
Оценка опасности электрокоррозии, которой могут быть
подвержены арматура железобетонных опор и анкерные болты
железобетонных фундаментов, является одним из важнейших и
ответственных этапов в техническом обслуживании опор,
предотвращении их случайного разрушения и средством
сокращения трудозатрат на диагностику.
Основным показателем опасности электрокоррозии опор от
действия токов утечки с рельсов является значение плотности
анодного тока, стекающего с поверхности арматуры в
подземной части конструкций. В соответствии с
современными нормативными документами по защите
строительных конструкций от электрокоррозии предельное
значение опасной плотности тока установлено равным
0,6 мА/дм2. Однако прямое измерение плотности тока не представляется возможным, поэтому в эксплуатационной
практике для оценки электрокоррозионной опасности
используются косвенные показатели. В качестве таких
показателей для железобетонных опор
108
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
и фундаментов контактной сети принимаются суммарный ток
утечки с опор (или фундаментов) или же сопротивление цепи
заземления опор, приходящееся на каждый вольт среднего
положительного потенциала рельс — земля. По этим
показателям опора считается электрокоррозионно опасной,
если с нее стекает ток более 40 мА или ее сопротивление
менее 25 Ом на каждый вольт среднего положительного
потенциала рельс — земля.
Оценка электрокоррозионной опасности опор по току
утечки и потенциалу рельс - земля проводится для всех опор,
имеющих сопротивление цепи заземления менее 10 кОм и
находящихся в анодных и знакопеременных зонах (рис. 4.1).
Для опор, имеющих сопротивление цепи заземления более 10
кОм, оценка электрокоррозионной опасности может
производиться только путем периодического измерения сопротивления цепи заземления. При этом необходимо иметь в виду,
что если по каким-либо причинам сопротивление цепи
заземления снижалось до уровня ниже 10 кОм, то оценка
электрокоррозионной опасности в этом случае должна
производиться, как отмечалось выше, по току утечки и
потенциалу рельс - земля.
Таким образом, для оценки электрокоррозионной опасности
опор по отмеченным косвенным показателям требуется в общем
случае значение двух величин: среднего положительного
потенциала рельс - земля в месте установки опор и
сопротивления цепи их заземления. По этим двум величинам
путем деления среднего положительного потенциала рельс—
земля на сопротивление цепи заземления опор определяется ток
утечки для каждой опоры, или путем деления сопротивления
цепи заземления каждой опоры на значение среднего
положительного потенциала рельс - земля находится
сопротивление цепи заземления опоры на каждый вольт
среднего положительного потенциала рельс - земля.
109
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Нахождение требуемого для оценки электрокоррозионной
опасности опор среднего положительного потенциала рельс земля длительное время осуществлялось путем измерения
вольтметром М231 в течение 30 мин с интервалом в 10 с
значений потенциалов при проходе поезда и нахождения на
основании этих измерений среднего положительного
потенциала в анодной зоне, средних положительного и отрицательного потенциалов в знакопеременных зонах и среднего
отрицательного потенциала в катодной зоне. На основании этих
измерений строились потенциальные диаграммы. Данная работа
оказалась чрезвычайно трудоемкой и требовала длительного
времени на ее выполнение. И это явилось одной из причин
появления ошибок в оценке электрокоррозионной опасности
опор и отказа в ряде случаев от снятия потенциальных
диаграмм.
В настоящее время с участием ВНИИЖТа разработана
группа специализированных приборов, позволяющих в
автоматическом режиме измерять при проходе поезда
потенциалы рельс - земля, определять по этим измерениям
средние положительные, средние отрицательные потенциалы в
данной точке, а также фиксировать там же максимальные
положительные и отрицательные потенциалы.
Использование названных приборов позволило резко
упростить и ускорить процедуру измерения потенциалов рельс—
земля и построения потенциальных диаграмм. При этом появилась
возможность без особого увеличения трудоемкости сократить
сроки корректировки потенциальных диаграмм, получать более
точную информацию по потенциальным условиям на
электрифицированных участках.
Более сложным моментом является измерение сопротивления
цепи заземления опор. До последнего времени для этих целей
использовались различные приборы общеэлектротехнического
назначения. Среди этих приборов следует отметить прежде всего
магнитоэлектрический прибор МС-08 (07), основанный на
известном методе амперметра-вольтметра и встроенном
логометре. После снятия с производства этих приборов
непродолжительное
время
использовался
измеритель
сопротивления
М-146.
Однако
из-за
значительной
чувствительности к помехам в цепях заземления и больших
погрешностей при измерениях от этого прибора пришлось
также отказаться.
В этих условиях единственным способом, позволявшим
измерять сопротивление заземления и рекомендованным
действующими «Указаниями по техническому обслуживанию
и ремонту опорных конструкций» (К-146), был способ
амперметра-вольтметра. Для его реализации применялся
амперметр-вольтметр типа М4231. Но для измерения
сопротивления цепи заземления опор этим способом и
прибором требовалось наличие в рельсе значительного
потенциала, что делало процесс измерения сопротивлений
зависимым от поезд-
110
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
ной обстановки, чрезвычайно медленным, трудоемким и
недостаточно точным.
Для устранения этих недостатков в последующие годы были
разработаны и рекомендованы к применению уже
упоминавшиеся специализированные приборы для измерения
сопротивления цепей заземления опор типа ПК-1 (ПК-1м),
ИСО. Отметим, что все приборы разрабатывались в
соответствии
с
требованиями,
установленными
для
электротехнических приборов подобного типа. Как правило,
они предназначались для измерения токов от 2,5 до 10 мА и
напряжений от 60 до 250 В. Последующие испытания и
применение отмеченных приборов показали большую
зависимость результатов измерений от типа прибора, его
диапазона измеряемых токов и состояния цепей заземления.
Для выяснения причин такого положения были проведены
комплексные испытания основных применявшихся и
применяющихся измерителей сопротивления цепей заземления
опор. Для испытаний были взяты приборы: ПК-1м, ИСО-1м,
МС-08, мегомметр М1101, импульсный прибор ПК.-2.
Испытания были проведены на двух группах опор: одна группа
состояла из опор со сроком службы свыше 30 лет, другая - не
более 10 лет.
Проведенные испытания со всей очевидностью показали,
что все приборы дают идентичные результаты (с учетом
измерительных характеристик) и могут одинаково применяться
только при отсутствии переходных сопротивлений в цепях
заземления опор или при небольших их значениях. Об этом
свидетельствуют измерения на второй группе опор, где под
закладные детали на бетон уложены изолирующие прокладки и
переходные сопротивления имеют чрезвычайно малую величину по сравнению с сопротивлением изоляции. С другой
стороны, все перечисленные приборы с типовыми
характеристиками
измерительного
тока
совершенно
непригодны для измерения сопротивления цепей заземления
опор, в которых имеются значительные переходные
сопротивления, сопоставимые с сопротивлением материала
конструкций. Эти сопротивления формируются по мере
эксплуатации опор на контакте между заземляемыми деталями
крепления контактной подвески и бетоном конструкций. При
таких переходных сопротивлениях использование для
измерения приборов с небольшими измерительными токами
приводит к искусственному завышению сопротивления опор и
ошибочному исключению (в ряде случаев) опор из числа
электрокоррозионно-опасных. Причем это завышение тем
больше, чем на меньший измерительный ток рассчитан
прибор. Об этом говорят результаты измерений, выполненных
на первой группе опор и представленных в табл. 4.1.
В таблице приведены значения сопротивлений, полученные
разными приборами в порядке их применения. Первым
применяется прибор
111
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
ПК-1м
и
последним
—
импульсный прибор ПК-2 с
большим измерительным током. Как следует из таблицы,
значения сопротивлений, полученных разными приборами,
значительно отличаются между
собой и несопоставимы со
значением
сопротивления,
полученным прибором ПК-2.
В табл. 4.2 приведены результаты измерения сопротивлений, полученные на той же опоре
при повторном измерении после
применения прибора ПК-2.
Таким образом, на опорах с
появившимся
переходным
сопротивлением
отчетливо
наблюдается
зависимость
показаний приборов от их
токовых характеристик. После
применения импульсного прибора и частичного пробоя
переходных сопротивлений показания приборов сближаются.
При этом следует отметить незначительное влияние на
полученные результаты состояния клеммных соединений
самого заземляющего спуска. Об этом свидетельствует тот факт,
что перед повторными измерениями сопротивления цепи
заземления опор была проведена ревизия спуска с заменой всех
клемм. Однако это не привело к существенному изменению
величин сопротивления, т. е. основное влияние на значение
сопротивления цепи заземления опор оказывают переходные
сопротивления в зоне крепления контактной подвески к
опорам.
Переходные
сопротивления,
повышающие
общее
сопротивление цепи заземления опор при небольших
измерительных токах и небольших токах утечки, тем не менее
могут легко пробиваться при повышении токов в цепи заземления
при коротких замыканиях на подвижном составе или при пробое
искровых промежутков. При этом сопротивление цепи
заземления опор резко снижается, и начинаются процессы
электрокоррозии арматуры. Отсюда следует вывод, что
переходные сопротивления в цепях заземления опор не могут
рассматриваться как положительное явление с точки зрения
защиты опор от электрокоррозии и их включение (при
обследовании) в общее сопротивление цепи заземления опор
может привести к отрицательным последствиям. Подтверждением
этому могут служить многочисленные случаи повреждения опор
от электрокоррозии арматуры.
112
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Для исключения влияния переходных сопротивлений при
оценке электрокоррозионной
опасности должны применяяться способы и приборы
измерения, способные пробивать переходные сопротивления и исключать их из
измеренного
сопротивления
цепи заземления опор. Как
показывает опыт [36], для
таких
целей
наиболее
приемлемым является импульсный метод, реализующий
значительные измерительные токи. Этот метод в настоящее
время использован для измерения сопротивления цепи
заземления опор и реализуется с помощью упомянутого
прибора ПК-2. В этом приборе для измерения сопротивления
цепи заземления опор встроено звено разряда калиброванной
емкости на измеряемую цепь. При этом измерительное
напряжение составляет около 600 В, а измерительный ток в
зависимости от сопротивления цепи заземления может
колебаться в пределах от десятых долей до десятков ампер.
Этих характеристик измерительного тока достаточно для
преодоления
любого
переходного
сопротивления,
возникающего в цепи заземления опор. На рис. 4.2 показаны
сравнительные характеристики выходного напряжения
приборов ПК-2 и МС-08. Как следует из рисунка, прибор ПК-2
имеет
постоянное
значение
выходного
напряжения
практически во всем диапазоне измеряемых сопротивлений. В
то же время прибор МС-08 при небольших сопротивлениях
имеет переменную характеристику выходного напряжения,
что может привести к значительным ошибкам при измерении
таких сопротивлений. Это подтверждает и практика
измерений сопротивления групповых заземлений, где ошибка
измерений в ряде случаев достигала 30%. Опытное применение
прибора ПК-2 показало его высокую эффективность и вместе с
тем
позволило
выявить
значительное
количество
электрокоррозионно-опасных опор, ранее определявшихся как
неопасные. И это объяснимо, так как выпускавшиеся опоры не
имели надежной изоляции крепежных деталей от бетона. В то
же время опоры, в которых установлена полиэтиленовая
изоляция, независимо от срока службы стабильно показывают
высокое сопротивление цепи заземления при измерении как
импульсным, так и другими приборами.
Итак,
из-за
установленного
влияния
переходных
сопротивлений целесообразно при оценке электрокоррозионной
опасности арматуры во избежание ошибок пользоваться
импульсным измерителем сопротивления ПК-2 или другими
подобными приборами.
113
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
2. Методы диагностики состояния
арматуры подземной части опор
В соответствии с существующими требованиями все
электрокоррозионно-опасные опоры должны подвергаться
диагностике в подземной части. При этом ставится задача
оценки состояния подземной части конструкций без откопки.
В порядке выполнения этой задачи было разработано
несколько методов диагностики подземной части опор.
Электрохимические методы. В настоящее время
известно несколько электрохимических методов диагностики
состояния арматуры подземной части опор [37]. Наибольшее
распространение получил тестовый метод, основанный на
зависимости степени анодной (положительной) поляризации
арматуры от ее электрохимического состояния. Как известно
[38], при наличии анодного тока пассивированная сталь (при
отсутствии коррозии) сильно поляризуется, т.е. ее потенциал
резко смещается в положительную сторону. В активном
состоянии при наличии коррозии степень поляризации
арматуры при одной и той же плотности тока
контролирующего импульса значительно меньше или она вовсе отсутствует.
Такое поведение стали в бетоне при воздействии анодного
тока было использовано для разработки метода,
предназначенного прежде всего для оценки состояния
высокопрочной проволочной арматуры предварительно
напряженных железобетонных опор. Однако он может быть
использован также для качественной оценки стержневой
арматуры и анкерных болтов.
Основной характеристикой в электрохимическом методе
является величина электрохимического потенциала, который
измеряется в переходном режиме (переходный потенциал)
после отключения внешнего источника тока. При этом
оценка состояния арматуры по значению отмеченного
потенциала должна производиться только при отсутствии на
арматуре наведенного потенциала. В случае же наличия на
арматуре наведенных потенциалов при диагностике опор
рекомендуется
осуществлять
положительную
и
отрицательную поляризацию арматуры, а оценку состояния
арматуры производить по значению суммарного переходного
потенциала  (рис. 4.3):
   t   t
где  t - переходный потенциал арматуры, измеряемый
после положительной поляризации в момент времени t после
отключения источника тока;  t —переходный потенциал
арматуры, измеряемый после отрицательной поляризации в
момент времени t после отключения источника тока.
114
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Для определения метода электрохимической поляризации
экспериментально
установлены
требуемые
плотности
поляризации тока и нормированы значения суммарного
переходного потенциала арматуры в зависимости от ее
состояния. Метод рекомендован «Указаниями по техническому
обслуживанию и ремонту опорных конструкций контактной
сети» (К-146) для диагностики состояния арматуры подземной
части опор на участках постоянного тока.
Длительные испытания и применение на железных дорогах
отмеченного метода показали, что в силу неучтенных факторов
и непреодолимых трудностей достоверность метода оказалась
недостаточно высокой, а в ряде случаев этот метод вообще
неприменим. Использование этого метода для диагностики
состояния подземной части опор ведет, как правило, к
значительной перебраковке опор, соответственно к избыточной
их замене, а также, что наиболее опасно, к пропуску дефектных
опор.
Анализ причин недостаточной достоверности или
неприменимости метода показывает, что это обусловлено
несколькими важными причинами. Прежде всего, в этом плане
необходимо отметить сильное влияние на результаты
применения метода токораспределения в отдельных проволоках
арматуры при их поляризации. Эти проволоки арматурного
каркаса опоры не имеют между собой металлического контакта,
а связь между ними осуществляется с помощью спирали через
тонкие прослойки цементного камня.
Ввиду этого сопротивление таких прослоек оказывается
случайной величиной, и поэтому случайным оказывается
распределение тока между отдельными проволоками как по
периметру, так и по длине. На важность этого фактора указывает
и то обстоятельство, что при использовании в качестве
противоэлектрода вместо рельса заземляющего контура,
смонтированного вокруг опоры, качество поляризации сильно
улучшается.
115
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Вторым моментом, влияющим на достоверность
метода, является влажность
бетона и грунта, окружающего опору. Тщательными исследованиями, проведенными во ВНИИЖТе и
других организациях, со
всей очевидностью установлено, что при влажности,
обеспечивающей сопротивление бетона в пределах 5000
Ом/см,
невозможно
различить поврежденную и
неповрежденную коррозией
арматуру. И наоборот, когда
опора находится в воде, вся
арматура активируется, и в
этом случае результаты
поляризации
также
оказываются ошибочными
(рис. 4.4). Но необходимо
учесть, что разные участки
опоры
могут
иметь
различную влажность, в
результате чего получаемым при этом усредненным переходным
потенциалом нельзя характеризовать состояние арматуры.
Именно на этот факт обращают внимание и зарубежные
исследователи [39]. По этой причине за рубежом ограничивают
применение электрохимических методов только случаями, когда
объект находится во влажном грунте.
Важным фактором является и наличие на поверхности
подземной части опор гидроизоляционного покрытия. Как
установлено электрохимическими измерениями, нанесение этого
покрытия не влияет на стационарный потенциал арматуры, но
приводит к значительным ошибкам при поляризационных
измерениях.
Следует отметить и то обстоятельство, что опора закопана в
грунт и находится в вертикальном положении. Из-за такого
положения по длине опоры формируется дифференциальная
пара, транспортирующая кислород. В верхней части у
поверхности грунта образуется анодная зона, а в остальной части катодная. Возникающие при этом токи также приводят к
изменению поляризационных характеристик арматуры.
Отдельно необходимо обратить внимание на наличие слоя
продуктов коррозии на арматуре. В случае целостности этого
слоя ржавчина во влажном состоянии при пропуске тока также
поляризуется и вносит ошибки в поляризационный потенциал
арматуры. Во ВНИИЖТе были проведены специальные
исследования, которые показывают, что поляризационный
потенциал ржавчины в ряде случаев сопоставим с по-
116
Глава 4, Диагностика подземной части железобетонных опор
ляризационным потенциалом металла (рис. 4.5). Собственно,
это явление и объясняет причины пропуска опор с
поврежденной арматурой, т.е. при значительной коррозии
электрохимический метод, по сути дела, неприменим.
Наконец, необходимо отметить и то обстоятельство, что опоры
находятся в потенциальном поле рельсов. Значение этих
потенциалов может сильно изменять потенциал арматуры, и
двойная поляризация окажется неэффективной. По этой причине
за рубежом в области потенциального поля катодной защиты
трубопроводов использование электрохимических методов не
рекомендовано.
Следует также отметить сильную зависимость анодной
поляризации арматуры от водоцементного отношения.
Установлено, что анодная поляризуемость растет с увеличением
водоцементного отношения бетона и, наоборот, при низком
водоцементном отношении арматура слабо поляризуется. В
этом, видимо, и заключается причина наблюдаемых случаев,
когда невозможно поляризовать арматуру опор, не имеющих
электрокоррозионных повреждений, в результате чего они могут
быть отнесены к разряду поврежденных опор.
Таким образом, электрохимический метод требует для
улучшения
параметров
достоверности
существенной
корректировки, что в настоящее время вряд ли возможно. При
отсутствии такой корректировки необходим большой объем
дублирующих испытаний, в частности откопки, что делает в ряде
случаев нецелесообразным применение этого метода.
В настоящее время в различных странах ведутся работы по
преодолению отмеченных недостатков электрохимического
метода. Предлагается в качестве
основного параметра коррозиионного состояния арматуры
использовать поляризационное
сопротивление. Однако эти
работы не вышли за пределы
лабораторных испытаний, и в
связи с этим, видимо, можно
согласиться с мнением одного
французского исследователя о
том, что законы электрохимии
- эта другая область по
сравнению с закономерностями
коррозии металлов и они
неприменимы для достоверной
оценки состояния арматуры в
бетоне.
Вибрационный метод.
Вибрационный метод
разрабатывался в дополнение к
электрохимическому, когда
степень коррозии арматуры
117
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
оказывалась значительной, и
этот метод не мог контролировать состояние арматуры.
В качестве основного параметра вибрационного метода
принимался логарифмический
декремент колебаний. Было
установлено, что по мере
развития коррозии арматуры
декремент
колебаний

сначала уменьшается, а затем
Рис.4.6.Изменения декремента
после образования трещин
интенсивно
увеличивается
колебаний  в зависимости от
(рис.4.6).
количества электричества Q,
Для
использования
этого
пропущенного через опору
метода были установлены нормативы значения логарифмического декремента колебаний опор, и увязаны эти
значения с изменением несущей способности опор. В
частности, было принято, что для опор, не имеющих коррозии
арматуры, декремент колебаний не превышает величину 0,15.
Для опор с повреждениями арматуры, снижающими несущую
способность на 25%, логарифмический декремент колебаний не
должен превышать значения 0,15—0,22. Для опор, находящихся
в аварийном состоянии, логарифмический декремент колебаний
превышает значение 0,22.
Определение логарифмического декремента в данном методе
должно было производиться путем возбуждения и записи
свободных колебаний опор и нахождения из виброграмм
декремента колебаний. При этом амплитуда колебаний должна
быть такой, чтобы в бетоне возникали напряжения,
обеспечивающие частотную независимость логарифмического
декремента колебаний.
Однако применение вибрационного метода встретило ряд
трудностей. Прежде всего, возникли трудности в возбуждении
колебаний требуемой интенсивности: нужно было прикладывать
к опоре значительное усилие (около 100кг на высоте 4м).
Кроме того, возникли трудности с использованием
нормативных значений логарифмического декремента
колебаний. Эти затруднения связаны в основном с тем, что
статистический разброс декрементов колебаний различных
бетонов при одинаковой прочности значительно превосходит
отклонения декрементов колебаний, обусловленные коррозией
арматуры. В частности, известно, что логарифмический
декремент бетонов одинаковой прочности, но разных составов
может колебаться в пределах 0,05 — 0,5, а изменение
логарифмического декремента колебаний, связанное с коррозией
арматуры, составляет всего лишь 60%. Это значит, что опоры
без снижения несущей способности, но с большим
естественным де-
118
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
крементом колебаний могут быть приняты за дефектные и
преждевременно заменены. Преодолеть эти затруднения можно
было бы, если бы были известны исходные значения
логарифмических декрементов колебаний опор. Однако на уже
эксплуатируемых опорах это осуществить практически
невозможно.
Для устранения этих трудностей в вибрационный метод был
внесен ряд усовершенствований. Прежде всего, в качестве
основного параметра метода был принят, как и ранее,
логарифмический декремент колебаний. Кроме того, на каждой
опоре определялся собственный декремент колебаний,
характеризующий материал конструкции в любой момент
времени. Для этого принималось, что декремент колебаний
является частотно независимым параметром и имеет
одинаковые значения на любых частотах колебаний. Это
позволяет измерять декремент колебаний на частоте, при
которой в колебаниях участвуют только неповрежденные
участки конструкции. Как установлено, такая частота находится
в диапазоне 600 — 800 Гц и может быть возбуждена ударом.
Неповрежденность испытуемого участка опоры можно
проверить, например, ультразвуковым прибором.
Полученная таким образом величина декремента колебаний
является, по сути дела, той нормой, с которой должен
сравниваться декремент колебаний, полученный в режиме
свободных изгибных колебаний опоры.
Исходя из принятых предложений, алгоритм диагностики
опоры вибрационным методом можно представить следующим
образом:
• в надземной части проверяется сплошность и ненарушенность
структуры бетона (например, прибором УК-1401М);
• с помощью удара молотком локально в надземной части
опоры вызываются колебания частотой 600 - 800 Гц и
определяется логарифмический декремент этих колебаний 1 ;
• опора вводится в режим свободных колебаний, при которых
определяется декремент колебаний всей опоры  2 ;
• производится оценка состояния опоры путем сравнения
величин 1 и  2 . Для неповрежденных опор эти величины
совпадают. При наличии повреждений в подземной части
декремент колебаний  2 превышает декремент колебаний 1 .
Данный алгоритм был реализован в приборе Интраскоп-98.1
с записью колебаний на магнитофон и последующей их
обработкой. Недостатком такой технологии являлась
невозможность контроля качества записей колебаний. В связи с
этим в дальнейшем отмеченный прибор был модернизирован в
направлении получения значений декрементов колебаний в
полевых условиях и обеспечения возможности их анализа.
Модернизированная версия прибора получила обозначение
Интраскоп 98.1 м.
119
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Следует отметить, что по алгоритму выполнения вибрационный метод
является физически безупречным. Однако для его осуществления требуется
выполнение условия о частотной независимости декремента колебаний.
Такое условие выполняется, если в бетоне при колебаниях создаются
механические напряжения в пределах 5% прочности бетона. Чтобы вызвать
такие напряжения в опорах, выполненных из бетона класса В40, к
последнему требуется приложить на высоте 4 м силу величиной около 450
кг.
Безусловно, вручную такую силу приложить проблематично, и в некоторой степени ошибкой было решить проблему получения декремента
колебаний при небольших внешних воздействиях путем применения
чрезмерного усиления сигналов от вибродатчика. И это явилось одной из
причин слабого применения вибрационного метода диагностики опор на
дорогах. Тем не менее вибрационный метод работоспособен, не требует
доступа к арматуре и при решении вопроса о возбуждении колебаний
требуемой амплитуды может использоваться при диагностике опор.
Одновременно его можно применять для определения прочности бетона по
значению только декремента колебаний от удара в надземной части. Нужно
отметить, что этот метод может быть эффективно использован для контроля
состояния отдельно стоящих опор, например опор продольного
электроснабжения.
Ультразвуковой способ диагностики подземной части опор. В связи с
трудностями повсеместного применения электрохимического и вибрационного методов диагностики подземной части опор на многих дорогах
широко используется также ультразвуковой метод диагностики. Этот метод
требует откопки опор и доступа к наружной поверхности конструкций.
Сущность метода состоит в том, что по мере электрокоррозии арматуры
вокруг стержней, с одной стороны, образуются продукты коррозии,
а с другой стороны, под действием
давления этих продуктов в бетоне
появляются микро- и макротрещины. Для
обнаружения
этих
повреждений
требуются ультразвуковые колебания
более низкой частоты (например, 60—150
кГц), чем при дефектоскопии металлических объектов. Однако более
низкой частоте колебаний соответствует
более длинная волна, что в свою очередь
влечет за собой
Рис. 4.7. Зона распространения
ультразвука в бетоне на частоте
60-150 кГц 1-измеритель; 2приемник; 3-опора
снижение разрешающей
способности ультразвуковых
колебаний.
колебаний.
120
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
На рис. 4.7 показано расспространение ультразвуковой волны
по толщине стенки опоры.
Датчик 1 излучает ультразвуковую волну, а датчик 2 принимает
отраженную.
При
рабочей
частоте излучающего датчика в
пределах 60 - 150 кГц глубина
проникновения в бетон ультразвуковых колебаний составляет
30 - 35 мм. Распространяющаяся
при этом волна имеет два важных параметра, характеризующих состояние материала. К
числу таких параметров относятся скорость (время) распространения ультразвукового импульса
в бетоне и затухание амплитуды
колебаний. Скорость распространенияультразвука характеризует структуру бетона. Она определяется делением общей длины
пути между измерителем и приемником на время для прохождения этого пути. При появлении трещин, поперечных по
отношению к направлению распространения волны, скорость
ультразвука падает, и тем в большей степени, чем больше число
трещин и ширина их раскрытия. Скорость распространения
ультразвуковой волны возрастает также и при появлении
трещин, расположенных вдоль траектории прохождения волны.
При этом возрастание скорости распространения волны
обусловлено дифракцией (преломлением) волны.
Затухание амплитуды ультразвуковой волны в бетоне
обусловлено наличием дисперсии и диссипации волн. В
корродированном железобетоне оба этих явления усиливаются
трещинами, а уменьшение амплитуды колебаний происходит изза
изменения
полного
акустического
сопротивления
прохождению волны (импеданса) благодаря трещинам в бетоне
и появлению продуктов коррозии на арматуре.
Затухание амплитуды ультразвуковой волны является
надежным диагностическим параметром и имеет хорошую
взаимосвязь с состоянием арматуры. Однако технические
трудности, связанные с созданием и регулированием начального
значения амплитуды ультразвуковых сигналов, особенно для
аппаратуры полевого исполнения, послужили причиной того,
что при разработке ультразвукового метода диагностики
использовался в основном параметр скорости (времени)
ультразвуковой волны.
На рис. 4.8 показан фрагмент железобетонной опоры, у
которой несколько прядей арматуры подверглись электрической
коррозии. Стрел-
121
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
ками на рисунке обозначено
направление
прозвучивания
бетона.
Для
измерения
скорости
ультразвуковых
колебаний использовался прибор
УК-1401 с базой 150 мм.
Результаты измерений показали, что в местах с корродированной
арматурой
резко
возрастает время (уменьшается
скорость)
распространения
ультразвука по сравнению со
временем его распространения
в неповрежденных местах.
Разница между значениями
времени в обоих местах превышала 8 -10 % (рис. 4.9).
Данная закономерность надежно подтверждена измеренииями,
выполненными
на
подземной части опор дорог
постоянного тока, и это послужило основанием для использования ультразвукового метода для диагностики
подземной части опор. Данный метод включен в «Указания по
техническому обслуживанию и ремонту опорных конструкций
контактной сети» (К-146).
Ультразвуковой метод является достаточно эффективным
инструментом диагностики, он нечувствителен к потенциальным
условиям дороги, высокопроизводителен. Однако для его
использования требуется откопка опор на глубину 0,5 —0,7м.
Метод резонансной частоты1. Поиск эффективных, надежных и
высокопроизводительных способов диагностики состояния
арматуры в железобетонных опорах привел к разработке нового
неразрушающего метода контроля состояния арматуры в бетоне.
В этом методе оцениваются не собственные колебания
конструкции, а определяются характеристики колебаний
находящейся в конструкции арматуры. Как уже отмечалось, в
процессе коррозии арматуры (независимо от природы этой
коррозии) последняя продуктами коррозии отделяется от
окружающего
бетона.
Вследствие
этого
участок
корродированной арматуры лишается связи с бетоном и может
рассматриваться как стержень, закрепленный определенным
образом с двух сторон. Частотные характеристики колебаний
такого стержня определяются длиной, диаметром, плотностью
стали и ее модулем упругости. Существенным является то
обстоятельство, что
__________
Написано совместно с Д. В. Санниковым.
122
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
амплитуда колебаний участка арматуры определяется состоянием
контактной зоны между арматурой и бетоном. В случае
отсутствия коррозии арматуры и хорошего сцепления бетона с
арматурой амплитуда колебаний последней оказывается
чрезвычайно малой и ограниченной. Однако в случае коррозии и
нарушения контактной зоны ограничения по положению
арматуры уменьшаются, степень свободы ее увеличивается и,
собственно, возрастает амплитуда колебаний стержня. Если в
этом случае с помощью генератора сигналов привести колебания
арматурного стержня в область резонансных частот, то амплитуда
колебаний сильно увеличивается, и стержень снова приходит в
соприкосновение с окружающим бетоном. В результате этого
колебания арматуры передаются на окружающий бетон, где они
могут быть зафиксированы датчиком колебаний. Испытания
показывают, что амплитуды колебаний, измеренные на
поверхности бетона конструкций, непосредственно зависят от
степени коррозии арматуры.
Для оценки резонансных частот корродированной арматуры в
первом приближении вследствие небольших диаметров арматуры
и значительной протяженности ее участков с повреждениями
можно представить арматуру в виде свободного стержня,
шарнирно опертого на опоры (рис. 4.10). Для такого стержня
собственная частота колебаний определяется выражением
(4.1)
где n - тон колебаний; r - радиус арматурного стержня; Е—модуль
упругости стали; l — длина участка стержня; g—ускорение силы
тяжести.
Однако необходимо отметить, что получаемая с помощью выражения
(4.1) резонансная частота и амплитуда колебаний в значительной
степени зависят от демпфирующих свойств окружающего арматуру
материала. В частности, известно, что частота и амплитуда
колебаний стержня уменьшаются, если демпфирующие свойства
окружающих материалов
123
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
возрастают. Если точно знать длину и радиус арматурного стержня,
то любое значение резонансной частоты и амплитуды колебаний
может означать только изменение свойств окружающего стержень
материала. Когда происходит коррозия арматуры, возникают условия,
при которых арматура продуктами коррозии отделяется от бетона и
происходит значительное уменьшение демпфирующих сил
арматурной стали. В этом состоянии, поскольку известна длина
коррозионного участка арматуры, основным показателем состояния
арматуры становится амплитуда колебаний.
Теоретически установлено [40], что амплитуда колебаний при
наличии демпфирования как функция частоты определяется
выражением
(4.2)
где fn — резонансная частота; у —коэффициент демпфирования; f частота колебаний.
Для примера могут быть рассмотрены колебания арматурной проволоки с диаметром d = 4 мм и предполагаемой ее длиной l = 50 мм.
В соответствии с выражением (4.1) при Е= 2-105МГТа и
у =0,00785
кг/см3 получим
fп = 3,9 кГц.
На рис. 4.11 представлены кривые распределения амплитуды при
различных значениях коэффициента демпфирования материала у,
окружающего арматуру. При этом в качестве характеристики
влияния на пик резонанса принимались амплитуда и фактор
дробности Q под ко-
0
3.3
3.6
3.9
4.2
4.5 f, кГц
Рис. 4.11. Распределение амплитуд колебаний арматурного стержня в зоне резонанса
124
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Рис. 4.12. Распределение колебаний стержня арматуры:
1 - без коррозии (зафиксированная арматура); 2-с коррозией (арматура в
свободном состоянии)
торым понимается отношение средней (центральной) частоты к
ширине частотной полосы на уровне половины резонансной
амплитуды. Как следует из рис. 4.11, чем меньше дробность Q,
тем больше возможности гашения колебаний у поверхности
арматуры, и чем больше показатель Q, тем больше нарушение
контактной зоны и больше возможность колебаний арматуры.
Для проверки метода резонансной частоты и оценки
состояния арматуры в бетоне были осуществлены лабораторные
испытания на образцах, имитирующих полное сцепление
арматуры с бетоном, и образцах, в которых нарушена контактная
зона между арматурой и бетоном. При этом особое внимание
обращалось на способ возбуждения колебаний арматуры, их
обнаружение и фиксацию на поверхности бетона. Учитывая
ожидаемый диапазон
резонансных частот колебаний,
находящихся в зависимости от степени ее коррозии в пределах от
1 до 20 кГц, для возбуждения колебаний арматуры использовали
акустический генератор. Передача акустической энергии от
генератора к арматуре осуществлялась посредствам прижатия
генератора к поверхности образца. Акустические сигналы,
прошедшие в бетон, возбуждали изгибные колебания
арматурного стержня. При этом самые большие колебания
возникали в арматуре на резонансных частотах при потере
арматурой контакта с бетоном. Возникающие в арматуре
изгибные колебания в свою очередь передавали обратно в бетон
колебания, которые на поверхности образцов фиксировались
высокочастотным акселерометром. Для обеспечения контакта
акселерометра с бетоном использовалась контактная акустическая смазка, а сам датчик прижимался к поверхности с
помощью
125
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
специального хомута. Испытания проведены при возбуждении
колебаний в диапазоне от 1 до 20 кГц.
Результаты испытаний представлены на рис. 4.12. Как следует из
рисунка, в диапазоне частот до 1 кГц не наблюдалось различий в
поведении арматуры с хорошим контактом и при нарушенном
контакте. Однако с частоты 1 кГц в поведении арматуры с
хорошим контактом и без такого контакта обнаруживаются
исключительно отчетливые различия. Арматура, имевшая
хороший контакт с бетоном, в диапазоне частот от 1 до 10 кГц
колебалась с очень малыми амплитудами, и в процессе колебаний практически отсутствовали резонансные пики. Что
касается арматуры, у которой нарушен контакт с бетоном, то
здесь отчетливо видно значительное увеличение амплитуды
колебаний, а также появление
многочисленных
резонансных
пиков. Данные испытания дали
убедительные
доказательства
возможности
обнаружения
отслоений арматуры от бетона
вследствие коррозии и позволили
осуществлять
практическую
диагностику
состояния
арматуры на эксплуатируемых
опорах.
Для
этого
был
разработан специальный прибор
в полевом исполнении.
На рис. 4.13 показаны результаты диагностики арматуры железобетонной опоры в надземной и
подземной частях. При этом в подземной части арматура подвергалась искусственной анодной
коррозии.
Как показывают измерения,
в надземной части практически
отсутствуют резонансные пики
колебаний,
а
амплитуда
колебаний имеет небольшую
величину. В подземной части на
частотах 10 и 12 кГц видны
значительные резонансные пики
при одновременном возрастании амплитуды колебаний.
Такое положение в точности
соответствует состоянию арматуры, подвергнутой коррозионному воздействию.
126
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор
Следует подчеркнуть, что при испытаниях сигналы с
подземной части обнаруживались в надземной части без
откопки. Это связано с тем, что, как отмечалось в гл. 3,
коррозионные трещины распространяются в подземную часть на
высоту 10— 15 см. Это обстоятельство позволяет значительно
упростить диагностику опор, повысить производительность
труда.
Новый резонансный способ и прибор прошли первичную
проверку и были рекомендованы для опытного использования
при
диагностике
опор,
причем
метод
позволяет
диагностировать состояние как проволочной, так и стержневой
арматуры. Им можно оценивать состояние арматуры в любой
точке конструкции, как в надземной, так и в подземной части
опор.
127
Глава 5
Ультразвуковая диагностика
прочности бетона и несущей
способности железобетонных опор
1. Методы оценки прочности бетона
эксплуатируемых конструкций
Как отмечалось в главе III, бетон в процессе эксплуатации испытывает различные воздействия, в результате которых его прочность изменяется во времени. Это изменение может происходить в трех направлениях:
• при благоприятных температурно-влажностных условиях вследствие
продолжающейся гидратации цемента прочность бетона может
возрастать;
• под влиянием окружающей среды в бетоне появляются
микроразрушения структуры, однако продолжающаяся гидратация
цемента
компенсирует
снижение
прочности
от
этих
микроразрушений, и в целом прочность бетона остается
постоянной;
• под влиянием окружающей среды в структуре бетона идет интенсивное накопление микроразрушений, гидратация цемента из-за неблагоприятных температурно-влажностных условий или вовсе отсутствует,
или идет крайне медленно, и вследствие этого идет устойчивое снижение прочности бетона.
Первый случай наблюдается в подземной части опор, где имеются
соответствующие условия для продолжения гидратации цемента и
роста прочности бетона. Второй случай характерен для небольшой
переходной зоны из грунта в надземную часть конструкций или для
теплых влажных районов эксплуатации опор. И наконец, третий
случай является доминирующим для надземной части всего парка
опор, эксплуатирующихся на сети электрифицированных железных
дорог.
Снижение прочности бетона является одним из факторов уменьшения несущей способности опор в процессе их эксплуатации и, соответственно, снижения их надежности и уровня безопасности. Однако
сниже-
128
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
прочности неодинаково
влияет на уменьшение несущей
способности различных типов
опор. Наиболее чувствительными к изменению прочности
бетона на сжатие являются
предварительно напряженные
опоры, армированные высокопрочной проволокой. У таких
опор
даже
небольшое
уменьшение прочности бетона
на сжатие приводит к ощутимому снижению несущей
способности (рис. 5.1, кривая 1).
Анализ показывает, что
отмеченная степень влияния
прочности бетона на несущую
способность предварительно
напряженных опор связана
прежде всего с применением высокой степени натяжения
высокопрочной проволоки. При такой арматуре степень ее
натяжения для полного использования прочностных свойств
достигала величин порядка 800 — 950 МПа. При таком натяжении
в предельном состоянии напряжения в сжатой зоне оказываются
непогашенными и несущая способность конструкций
определяется исключительно прочностными свойствами бетона.
Более того, при понижении прочности бетона под влиянием
предварительного
напряжения
уровень
микротрещинообразования превышается, а в стадии, близкой к
предельной, процесс микротрещинообразования приобретает
лавинный характер, в результате чего бетон теряет прочность
полностью. Иной характер влияния уменьшенной прочности
бетона на несущую способность наблюдается у опор с
ненапряженной арматурой. У этих опор решающее значение для
несущей способности имеет состояние и количество стержневой
арматуры. Даже при значительном снижении прочности бетона
несущая способность конструкций изменяется незначительно.
Она не может понизиться ниже определенного уровня из-за
наличия ненапряженной стержневой арматуры.
Из сказанного можно сделать вывод о том, насколько важен
контроль прочности бетона опор, особенно предварительно
напряженных. При этом следует подчеркнуть, что контроль
должен быть неразрушающим, при этом он должен позволять
оценивать прочность бетона на любом этапе эксплуатации
конструкций и на любой стадии деградации структуры бетона.
В настоящее время известно много методов неразрушающего
контроля прочности бетона. Их применяют преимущественно в
строительной индустрии для инспекционного контроля
прочности бетона строяние
129
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
щихся зданий и сооружений, а также для определения
передаточной и отпускной прочности бетона на заводах
железобетонных конструкций. Однако на практике отсутствуют
приемлемые
методы
контроля
прочности
бетона
эксплуатируемых конструкций, в которых снижение его
прочности происходит из-за появления повреждений в
структуре. По этой причине и в связи с участившимися
случаями разрушения опор из-за снижения прочности бетона
ВНИИЖТом была в 1984—1985 гг. предпринята попытка
разработки специального метода неразрушающего контроля
прочности бетона эксплуатируемых опор контактной сети. При
этом исследовалась возможность использования двух наиболее
распространенных методов контроля: отрыва со скалыванием и
упругого отскока. Метод отрыва со скалыванием был предложен
И. В. Вольфом и Б. Г. Скрамтаевым примерно 50 лет назад. Он
заключался в том, что из бетона конструкции вырывают
анкерное устройство в виде стержня с утолщенной головкой или
разжимного конуса. При этом вместе с анкерным устройством
вырывается небольшой конус бетона. Для осуществления метода
имеются различные приборы.
В соответствии со стандартом применительно к контролю
прочности бетона опор контактной сети исследовали два
варианта метода отрыва со скалыванием: с применением анкера в
виде стержня из высокопрочной проволоки с высаженной
головкой или анкера в виде разжимного конуса.
В результате испытаний было установлено следующее:
1. Анкер в виде стержня из высокопрочной проволоки с
высаженной головкой установить практически невозможно
вследствие недостаточного сцепления клея с бетоном при его
затвердевании в естественных условиях. При затвердевании клея
на воздухе на внутренней поверхности гнезда для установки
анкера появляется конденсат влаги, препятствующей
образованию надежного контакта клея с бетоном;
2. При использовании разжимного конуса усилие вырыва в
значительной степени зависит от первоначальной затяжки анкера,
что вносит большую неопределенность в результаты испытаний;
3. Метод
отрыва
со
скалыванием
трудоемок
и
малопроизводителен. При его применении повреждается
конструкция, что уменьшает ее несущую способность;
4. Этот метод неприемлем при повреждении бетона по всему
объему конструкции. Прочность бетона оценивается им на
небольшой глубине - до 20 мм. Более глубокая часть, которая,
как правило, имеет большое количество микроповреждений,
остается вне контроля.
Метод упругого отскока основан на наличии связи между
прочностью бетона и его упругими характеристиками. Их
оценивают по высоте отскока бойка ударника, плотно
прижатого к поверхности бетона. Этот метод наиболее прост,
удобен и наименее трудоемок. Для его
130
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
реализации используют, как правило, склерометр Шмидта или
прибор типа КМ.
Метод упругого отскока для определения прочности бетона
опор был испытан на ряде дорог. В результате испытаний
установлено следующее:
1. Для высокоточного контроля прочности бетона с
применением метода упругого отскока требуется построение
тарировочных зависимостей прочности от высоты отскока
бойка, которые для эксплуатируемых опор получить
практически невозможно. При отсутствии таких зависимостей
точность оценки прочности бетона находится в пределах ±50%,
причем, как правило, в сторону завышения. Данный вывод подтвержден результатами механических испытаний опор,
проводившихся
одновременно
с
неразрушаюшими
испытаниями;
2. Метод отскока непригоден для бетонов с прочностью
свыше 50 МПа, он требует корректировки при контроле
прочности бетона криволинейных поверхностей, а также
влажных бетонов;
3. Метод отскока позволяет контролировать прочность
бетона поверхностных слоев конструкций и не может быть
использован для контроля внутренних слоев, повреждающихся
в процессе эксплуатации в наибольшей степени;
4. Этот метод пригоден для контроля прочности бетона без
трещин. В зоне трещин или повреждений метод не отражает
фактической прочности бетона.
Таким образом, анализ и проведенные испытания показали
наличие непреодолимых трудностей в использовании
стандартных методов оценки прочности бетона, базирующихся
на зависимостях показатель — прочность. Получить такие
зависимости для эксплуатируемых опор не представляется
возможным в силу многообразия примененных материалов для
изготовления опор, особенностей технологий различных заводов,
многообразия условий эксплуатации различных конструкций и
т.д. Более того, непреодолимые препятствия создает то
обстоятельство, что повреждение и разрушение конструкций в
процессе эксплуатации происходит крайне неравномерно по их
объему. Разрушение может начинаться в одном месте, затем
приостанавливаться и происходить в другом месте, после этого
происходить снова в первом месте, и так далее, пока не будет
заполнен весь объем конструкции разрушениями и повреждениями.
Учитывая сказанное и принимая во внимание результаты
исследований, при разработке метода диагностики прочности
бетона и несущей способности железобетонных опор
отказались от традиционных подходов, связанных с
построением
тарировочных
зависимостей.
В
основу
разработанного ВНИИЖТом метода диагностики прочности
бетона и несущей способности предварительно напряженных
железобетонных опор положен новый подход [41], в
соответствии с которым проч-
131
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
нос
ть бетона и несущая спо-собность
опор
определяются
одним
параметром - объемом повреждений в структуре бетона независимо от марки опор, года их выпуска, завода-изготовителя, состава
бетона, применяемых материалов,
тех-нологии изготовления и т.д.
Представленный объем повреждений в структуре бетона устанавливается с учетом безопасности
конструк-ций одинаковым для всех
опор и принимается равным 40%. На
основании опыта эксплуатации и
исследований
считается,
что
основным видом повреждений являются микротрещины в структуре
бетона, возникающие в последнем под влиянием комплекса внешних
воздействий. Химические перерождения цементного камня
вследствие карбонизации извести и возможной гидратации цемента
из-за небольшого влияния не учитываются. При этом принимается во
внимание закономерность в расположении микротрещин в структуре их ориентация вдоль предварительно напряженной арматуры.
Для оценки объема повреждений в структуре бетона используются
ультразвуковые колебания. Основным показателем поврежденности
при этом является отношение времени распространения ультразвука в
направлении, перпендикулярном напряженной арматуре, ко времени
распространения ультразвука вдоль этой арматуры. Как показывают
исследования, по мере накопления повреждений в бетоне наиболее
интенсивно изменяется время распространения ультразвука в
направлении, перпендикулярном напряженной арматуре, и в
значительно меньшей степени вдоль нее (рис. 5.2). При этом при
отсутствии в бетоне повреждений это отношение близко к 1,05, а в
стадии, близкой к разрушению, оно равно 1,6-1,7.
Прочность поврежденного бетона RП с учетом отмеченного
показателя определяется с помощью выражения
RП = Rн{А-Вk),
(5.1)
где Rн — прочность неповрежденного бетона, определяемая любым неразрушающим способом на неповрежденном участке опоры,
например в подземной части конструкций; А и B -коэффициенты для
центрифугированного бетона предварительно напряженных опор,
равные соответственно 2,65 и 1,65; k -коэффициент поврежденности
бетона, определяемый по ультразвуковым измерениям.
132
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
Прочность неповрежденного бетона при использовании
ультразвукового метода может быть определена по формуле
Rí 
3486v 2.36
 500
y 0.645a 0.255
(5.2)
где v - скорость ультразвука, км/с; у—плотность бетона, кг/м3;
а - концентрация крупного заполнителя в бетоне.
Используя (5.1) и (5.2), можно определить прочность бетона
на любой стадии повреждения.
2. Технология диагностики железобетонных опор
Показатели состояния бетона. В целях повышения надежности и
достоверности диагностики прочности опор целесообразно
использовать комплекс показателей состояния бетона. К ним
следует отнести показатели:
П1, представляющий собой время распространения ультразвука
поперечно к направлению расположения предварительно
напряженной арматуры. Хотя этот показатель представляет собой
абсолютное время, которое зависит от состава бетона, его
температуры и влажности и может характеризовать его прочность,
тем не менее он является весьма информативным показателем с
точки зрения оценки качества бетона. При отсутствии повреждений
в бетоне для обследуемой группы опор он позволяет первично
оценить качество и прочность бетона. На основании массовых испытаний опор установлено, что при П1 < 36 мкс бетон опор, как
правило, имеет прочность, соответ-ствующую проекту;
П2, являющийся основным и, как
было указано, представляющий
собой отношение времени распространения ультра звука поперек
опоры
ко
времени
его
распространения вдоль опоры (рис.
5.3). Он характери-зует объем
повреждений
в
кон
кретной области. Вследствие того
что он является величиной относительной,
исключается
влияние
температуры и влажности бетона
при проведении измерений;
П3,
представляющий
собой
время распространения переднего
фронта ультра звуковой волны (рис.
5.4) и определяемый от места с
нулевой амплитудой до места
пикового значения первой волны.
Этот показатель важен с точки зрения оцен-
133
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
ки состояния структуры бетона. Он позволяет также выявлять причины
возникновения значительных величин показателя Ш. При отсутствии
микротрещин в бетоне показатель ПЗ независимо от прочности бетона мал
и находится в пределах 2 — 5 мкс. Однако при наличии микротрещин в бетоне
время переднего фронта значительно возрастает. В
этом случае большие величины показателя П1
могут быть объяснены насыщением бетона
микротрещинами,
что
учитывается
при
определении показателя П2. Если же П1 имеет
большое значение, но показатель ПЗ находится в
обычных пределах, появление больших значений
П1 может быть обусловлено составом бетона.
Прибор диагностики. Для диагностики прочности бетона и несущей способности железобетонных опор ВНИИЖТом и фирмой АКС разработан прибор УК-1401м (рис. 5.5). Прибор
имеет фиксированную базу измерений, равную
150 мм. Рабочая частота ультразвуковых Рис. 5.5.
прибор У К-1401м колебаний составляет 60 кГц, а
глубина проТаблица 5.1
134
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
никновения ультразвуковых колебаний в бетон находится в
пределах 35 мм. Прибор позволяет измерять время распространения
ультразвуковых колебаний в бетоне при одностороннем доступе к
поверхности опор, а также определять время распространения
переднего фронта волны. Прибор выполнен в портативном
исполнении и не имеет проводов. Передача в бетон и прием из
бетона ультразвуковых сигналов осуществляются с применением
сухого акустического контакта. Питание прибора происходит от
автономного источника энергии в виде батареек или
аккумуляторов. Масса прибора колеблется в пределах 250-300 г
(табл. 5.1).
Условия диагностики. Диагностика прочности бетона и несущей
способности опор должна осуществляться при установившихся
положительных температурах воздуха и воздушно-сухом состоянии
бетона. Измерения, выполненные при отрицательных температурах,
вследствие
проявления
значительной
температурной
несовместимости различных слоев бетона и появления внутреннего
напряженного состояния в опорах могут содержать большие
погрешности и не характеризуют фактическое состояние бетона. В
связи с этим таких измерений в практике обслуживания опор
контактной сети следует избегать.
Нежелательны также измерения на участке с опорами,
подвергшимися непосредственному сильному нагреву солнечной
радиацией. В этом случае из-за неравномерного нагрева поверхности
опоры имеется опасность закрытия внутренних структурных
микротрещин
и,
соответственно,
уменьшения
времени
распространения ультразвука. Наиболее рациональными условиями
проведения
измерений
следует
считать
установившийся
температурный режим воздуха в пределах от +5 до +30 °С и при
сухой погоде.
Важным моментом является также выбор участков на
поверхности опоры для проведения измерений. Наиболее
приемлемым для точности измерений и достоверности диагностики
следует считать участки, расположенные в сжатой зоне опор. Это
связано с тем, что, во-первых, в оценке несущей способности опор
основную роль играет состояние бетона, прежде всего в сжатой зоне
сечения. Во-вторых, при измерениях в растянутой зоне вносятся
ошибки в результаты измерений, связанные с тем, что в растянутой
зоне раскрываются поры и микротрещины, увеличивающие время
распространения ультразвука в бетоне вдоль опоры. Кроме того, в
растянутой зоне могут находиться невидимые глазу, но
фокусируемые ультразвуковым прибором поперечные трещины. В
связи с этим перед измерениями следует определить сжатую и
растянутую зоны сечения опор и затем проводить измерения.
Наконец, следует отметить влияние на результаты диагностики и
измерений наличия арматуры в бетоне. Во многих источниках
обращается внимание на то, что при проведении ультразвуковых
измерений вдоль
135
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
арматуры могут возникнуть ошибки из-за того, что
ультразвуковые сигналы проходят не по бетону, а по арматуре
(скорость распространения их по металлу больше, чем по бетону).
С этим в принципе можно согласиться, если измерения
проводятся на больших базах и при больших диаметрах арматуры.
При измерениях на небольших базах, как в случае с прибором УК1401м, влияние арматуры на результаты измерений переоцениваются. Длительные измерения и испытания прибора УК1401м при базе измерений 150 мм показали:
• спиральная и проволочная рабочая арматура не оказывает
существенного влияния на результаты измерений при любом
направлении прозвучивания;
• при прозвучивании вдоль стержневой арматуры диаметром
свыше 10 мм на базе 150 мм целесообразно устанавливать
датчики на расстоянии не менее 25 мм от края стержней.
•
Технология диагностики опор. Технология диагностики
ультразвуковым методом включает три этапа. На первом этапе
осуществляются полевые измерения показателей прочности
бетона и несущей способности опор. Здесь при снятии
отмеченных показателей необходимо учитывать состояние опор и
наличие повреждений. При этом возможны следующие случаи:
• на опоре не имеется дефектов и повреждений. В этой ситуации
производятся необходимые измерения в сжатой зоне сечения опор
на высоте 1,5 — 1,7м от уровня грунта. При этом не
рекомендуется измерять время распространения ультразвука в
поперечном направлении в случае расположения в базе прибора
шва полуформ. При таком расположении прибора могут
возникнуть ошибки, связанные с тем, что в шве полуформ может
оказаться бетон меньшей плотности из-за выноса цемента при
центрифугировании или даже трещина;
• на опоре имеются отдельные продольные трещины. В этом
случае в сжатой или нейтральной зоне выбирается участок, где
расстояние между трещинами позволяет произвести измерения
показателей на целом бетоне. При этом желательно, чтобы
датчики прибора находились на расстоянии 20 - 30 мм от края
трещин;
• на опоре имеется сетка трещин, под которой понимается
множество параллельно расположенных продольных трещин
небольшого раскрытия. Поскольку эта сетка является наиболее
опасным повреждением и влечет наибольшее расстройство
структуры бетона, то измерение показателей следует производить
в месте наибольшей концентрации плотности трещин, т.е. в базу
прибора при поперечном измерении должно попадать максимальное число трещин. При продольном измерении датчики
должны располагаться между трещинами. При этом измерения
должны вестись прежде всего на участке сетки трещин,
расположенном в сжатой части сечения опор;
136
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
• на опоре имеется множество продольных трещин наибольшего
раскрытия, но с шагом, при котором в базу прибора попадает
только несколько трещин. В этом случае измерения показателей
необходимо вести по той же технологии, что и в предыдущем
случае при наличии сетки трешин.
Во всех перечисленных случаях на каждом участке
необходимо производить не менее трех измерений, добиваясь
устойчивых значений показателей. В том случае, если
обнаруживается значительный разброс значений, необходимо
увеличивать количество измерений как в отдельном месте, так и
по длине конструкций. Отдельные случайные большие
значения показателей П1 и П2 необходимо отбрасывать и не учитывать.
На втором этапе по данным измерений осуществляется
оценка несущей способности опор и прочности бетона. При этом
могут использоваться две методики оценки несущей способности
опор: упрощенная и более точная.
При упрощенной методике несущая способность опор
определяется только в зависимости от значения показателя П2. В
табл. 5.2 приведена такая зависимость для предварительно
напряженных железобетонных опор.
Приведенная упрощенная методика оценки несущей
способности опор имеет запас примерно 30%. В ряде случаев для
повышения уровня выработки ресурса конструкций и при наличии
трудностей по замене
опор целесообразно использовать более точную
методику оценки их несущей способности. Она
состоит в следующем. Используется установленная
с помощью экспериментальных данных зависимость между прочностью
неповрежденного центрифугированного бетона и
временем прохождения в
нем ультразвука. При
использовании
прибора
УК-1401м эта зависимость
представлена в табл. 5.3.
При показателях П1 менее
31,2
мкс,
как
установлено экспериментами, прочность бетона
мало зависит от времени
распространения уль-
137
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
тразвука, и поэтому уу в этом случае необходимо принимать
одинаковой и равной 72,4 МПа.
Для установления прочности неповрежденного бетона опор
в качестве контрольного целесообразно использовать участок
опоры в переходной зоне, где, как указывалось ранее, прочность
бетона не изменяется с течением времени. Эта зона, по
опытным данным, находится на глубине 20 - 40 см от
поверхности грунта. Для получения значения прочности
неповрежденного бетона опора должна быть откопана на
указанную глубину и бетон подсушен до естественной
влажности, на что обычно требуется 2 - 3 дня в зависимости
от влажности грунта.
На основании измерения показателя П1 в подземной
части по табл. 5.2 определяется прочность неповрежденного
бетона. Затем в надземной части по приведенной выше
технологии определяются показатель П2 и прочность бетона в
надземной части опоры. Данные, полученные с помощью
формулы (5.1), приведены в табл. 5.4.
Используя данные табл. 5.4, по величине прочности
поврежденного бетона можно определить фактическую
несущую способность опор. Такие данные для некоторых типов
опор приведены в табл. 5.5.
Оценка результатов диагностики опор. В соответствии с
требованиями стандартов коэффициент безопасности по
прочности для центрифугированных опор должен составлять
не менее 1,6. На основании этого все опоры, у которых
соотношение между фактической несущей способностью и
фактической нагрузкой более 1,6, могут эксТаблица 5.4
138
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
плуатироваться без ограничений.
Если
это
условие не выполняется,
то производится замена
опор или их разгрузка.
Проверка приведенных методов показала,
что отклонение измеренной несущей способности по результатам диагностики от фактической
при использовании упрощенной методики не
превышает
30%.
В
случае
использования
уточненной методики точность оценки несущей способности
достигает 10 - 12%, что выше, чем допускается стандартом на
ультразвуковой контроль.
Диагностика
несущей
способности
ненапряженных
центрифугированных опор. В центрифугированных ненапряженных опорах вследствие их конической формы и замкнутого
поперечного сечения при действии температурно-влажностных
факторов возникает напряженное состояние, при котором
доминирующими являются тангенциальные напряжения.
Теоретически эти напряжения в два раза превосходят
напряжения, направленные вдоль образующей опор, и поэтому в
этих опорах появление и накопление повреждений происходит в
основном по площадкам, параллельным образующей
поверхности опор. По этой причине для ненапряженных
центрифугированных опор остаются справедливыми те же
закономерности в оценке прочности бетона, что и в оценке
прочности предварительно напряженных опор. Однако у этих
опор имеется особенность, связанная с тем, что в них в
результате усадки бетона могут появиться и поперечные
микротрещины, расположенные перпендикулярно к направлению
арматуры. Следствием этого является то, что показатель П2 у
ненапряженных опор может иметь значение меньше единицы.
Для уменьшения ошибок от влияния отмеченных микротрещин
измерения времени распространения ультразвука в бетоне
следует вести таким образом, чтобы прибор находился
преимущественно между стержнями арматуры. Во всяком случае,
следует устанавливать прибор на расстоянии не менее 25 - 30 мм
от стержней.
Ранее
было
отмечено,
что
в
ненапряженных
железобетонных центрифугированных опорах влияние
изменения прочности бетона на несущую способность в целом
несущественно. По этой причине показатели прочности бетона
и несущей способности опор оказываются более льготными,
чем у предварительно напряженных опор. В частности,
139
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона
для этих опор показатель П1 при исправном состоянии может
достигать 48 мкс, а показатель П2 в момент выработки ресурса
опорой может составлять 1,6. Показатель ПЗ по значению, в
принципе, должен совпадать с таким же значением показателя
предварительно напряженных опор.
Методически измерения показателей в ненапряженных
центрифугированных опорах осуществляются так же, как и в
предварительно напряженных. При этом необходимо помнить,
что ультразвуковой метод диагностики является косвенным и
что при проведении измерений и оценке результатов следует
вести их анализ, устанавливать причины отклонений от
установленных норм и правил.
Ультразвуковой метод контроля прочности бетона и несущей
способности опор прошел достаточно полные испытания и
широко используется на сети дорог. Правильное его применение
исключает случайные отказы опор по причине снижения
прочности бетона.
140
Заключение
Как уже было отмечено, опоры представляют собой один из
наиболее ответственных элементов контактной сети. От их
состояния во многом зависит безопасность и бесперебойность
движения поездов. Выход из строя даже одной опоры может
привести к длительным перерывам в движении поездов или
даже к серьезной аварии.
В настоящее время основную долю (до 95%) парка
эксплуатируемых опор составляют железобетонные опоры.
Причем подавляющая часть этого парка приходится на
предварительно напряженные железобетонные опоры,
армированные высокопрочной проволочной арматурой. Опыт
показывает, что эти опоры, несмотря на высокую начальную
безотказность по прочности, в процессе эксплуатации под
воздействием эксплуатационных факторов интенсивно снижают
свои исходные характеристики и, соответственно, свою
надежность. Наиболее жесткими воздействиями, которые
испытывают опоры в процессе эксплуатации, являются токи
утечки на участках постоянного тока, вызывающие
электрокоррозию арматуры и анкерных болтов в подземной
части конструкций, и влажностные деформации при отрицательных температурах (особенно низких), разрушающие
структуру бетона.
Безопасность движения поездов и экономика перевозок
требуют, чтобы эксплуатационная надежность опор была
высокой в течение всего расчетного срока их службы. Такое
требование может быть выполнено с использованием двух
обязательных элементов:
• оптимального конструирования опор и фундаментов;
• применения средств диагностики прочности и состояния
материалов конструкций.
Уже указывалось, что при конструировании железобетонных
опор контактной сети на начальном этапе массовой
электрификации в 1960-е годы в основном применялся
принцип экономической ответственности, или экономической
эффективности конструкций. Спроектированные по такому
принципу опоры, имевшие высокую начальную безопасность,
оказались крайне чувствительными к воздействию токов утечки
на участках постоянного тока. Эти опоры не имели спе-
141
Заключение
циальной изоляции по ограничению утечки этих токов с
арматуры и, по сути дела, не допускали стекания с арматуры
тока. Также чувствительными оказались эти опоры и к
структурным изменениям бетона, уменьшающим его
прочность. Все это привело к тому, что конструируемые по
отмеченному принципу опоры оказались с низкой эксплуатационной надежностью.
В последние десятилетия принят новый принцип
конструирования опор и фундаментов. В соответствии с этим
принципом опоры относятся к конструкциям, отказ которых
влечет большие материальные потери и создает угрозу жизни
людей. Сконструированные исходя из этого принципа опоры
могут допускать повреждения. При этом размер и объем
повреждений должны быть такими, чтобы они могли быть
обнаружены на стадии, не угрожающей безопасной эксплуатации опор.
На базе нового принципа конструирования в железобетонные
предварительно напряженные центрифугированные опоры
внесен ряд изменений и усовершенствований, позволивших
значительно повысить эксплуатационную надежность опор.
Прежде всего, в опорах применены специализированные
элементы, устанавливаемые при изготовлении опор для
изоляции закладных деталей от арматуры. Установка таких
деталей совместно с монтажной изоляцией позволяет получить
высокое сопротивление цепи заземления опор, гарантирующее
защиту опоры от воздействия токов утечки. Кроме этого,
применено смешанное армирование в опорах с рабочей
арматурой из высокопрочной проволоки, обеспечивающее
снижение чувствительности опор как к токам утечки, так и к
уменьшению прочности бетона из-за его деструкции.
Использовано также предлагавшееся ВНИИЖТом стержневое
армирование, причем уровень натяжения арматуры принят
таким, чтобы в предельной стадии предварительные
напряжения полностью погашались и опора работала в этой
стадии, как если бы она была с обычной напряженной
арматурой.
Следует подчеркнуть, что из всех имеющихся в настоящее
время типов предварительно напряженных опор наиболее
надежными являются опоры со смешанным армированием. У
этих опор имеется самая развитая поверхность арматуры в
подземной части конструкций, что в значительной степени
снижает риск повреждения опор при кратковременном попадании
тока на арматуру. Кроме того, электрохимические потенциалы
проволочной и ненапряженной арматуры отличаются между
собой. По этим потенциалам проволочная арматура имеет более
положительный потенциал по сравнению с потенциалом
стержневой арматуры и катодно защищается последней.
Наконец, опоры со смешанным армированием имеют более
высокую трещиностоикость по сравнению с опорами со
стержневой арматурой,
142
Заключение
что в значительной степени обусловлено различным уровнем
натяжения проволочной и стержневой арматуры.
В целом, что касается конструктивных решений
предварительно напряженных железобетонных опор, то
возможности совершенствования этих опор практически
исчерпаны. Замена одной металлической арматуры на другую
не меняет существа дела. Бетон в силу принятой технологии
изготовления опор и связанной с ней операцией уплотнения
практически достиг области оптимальной прочности,
плотности, морозостойкости. Вариации в его составе не дают
качественных изменений его характеристик. Нецелесообразным
является также повышение прочности бетона. Во-первых, это
приведет к значительному возрастанию стоимости опор, и, вовторых, высокопрочный бетон не оправдал прогнозов по
стойкости к агрессивным воздействиям и защите арматуры от
коррозии.
Отдельно следует отметить вопрос использования
неметаллической арматуры в опорах контактной сети. Этот
вопрос постоянно поднимается в связи с необходимостью
борьбы с электрокоррозией арматуры опор на участках
постоянного тока. В качестве такой неметаллической арматуры
в настоящее время может рассматриваться стеклопластиковая
и углепластиковая арматура. Однако замена металлической
арматуры на неметаллическую встречает ряд принципиальных
трудностей. В частности, стеклопластиковая арматура, являясь
электронепроводящим материалом и имея высокую
прочность, в то же время обладает труднопреодолимым
недостатком - повышенной ползучестью, не говоря уже о
необходимости ее защиты от щелочной среды бетона.
Повышенная ползучесть такой арматуры ведет к быстрому
возрастанию деформаций опор под нагрузкой и образованию
в них широко раскрытых поперечных трещин. В качестве
примера
можно
привести
результаты
испытаний
предварительно напряженных двутавровых опор контактной
сети со стеклопластиковой арматурой. Имея начальную
жесткость и трещиностойкость, сравнимые с жесткостью и
трещиностойкостью опор со стальной арматурой, эти опоры
уже через два года получили значительные прогибы под
нормированной нагрузкой , и на них в растянутой зоне
образовалось большое количество широко раскрытых трещин.
На основании результатов проведенных испытаний
дальнейшие работы по применению стеклопластиковой
арматуры были прекращены. В современных условиях
стеклопластиковая арматура используется в основном в
качестве нерабочей, конструктивной арматуры.
Что касается углепластиковой арматуры, то следует отметить
следующее. Углепластиковая арматура обладает высокой
прочностью, сравнимой с прочностью проволочной. Однако,
во-первых, она является электропроводящей, что при
использовании ее в опорах контактной
143
Заключение
сети потребует проведения мероприятий по обеспечению работы
рельсовых цепей. Во-вторых, эта арматура имеет небольшой
коэффициент трения по бетону, что также создает проблемы. Втретьих, углепласти-ковая арматура имеет очень небольшой
коэффициент линейного температурного расширения, а это
создает в бетоне и арматуре при колебаниях температуры воздуха
значительные дополнительные напряжения. И наконец,
углепластиковая арматура очень дорога, более чем на порядок
выше стоимости стали.
Таким образом, можно отметить, что на ближайшую
перспективу
основным
материалом
арматуры
для
железобетонных опор контактной сети будет сталь. Поэтому
вопрос защиты ее от электрокоррозии и совершенствования
изоляции опор, безусловно, требует дальнейшего внимания.
Отдельно необходимо рассмотреть вопрос конструкции
фундаментов опор. Исторически сложилось так, что все
фундаменты выполнялись из ненапряженного железобетона.
Небольшой
период
времени
применялись
блочные
фундаменты под железобетонные и металлические опоры, но
основной конструкцией являлись стаканные фундаменты.
Последние имели фундаментную часть сначала в виде двутавра, а затем базовой стала конструкция с трехлучевой
фундаментной частью.
Стаканные фундаменты имеют ряд преимуществ и в то же
время ряд недостатков. Прежде всего, необходимо отметить, что в
стакане происходит разрыв рабочей арматуры стойки и
фундамента. При отсутствии воды в стакане это дает
существенный
эффект
в
повышении
электрического
сопротивления опоры. Даже при отсутствии специальной
изоляции стойки сопротивление опоры в этом случае
поднимается до 8 - 10 кОм, т.е. практически до безопасного
уровня. Однако, когда стакан заполнен водой, ситуация резко
меняется. В этом случае происходит перетекание на арматуру
фундамента тока, стекающего с арматуры стойки. Вследствие
небольшой глубины стакана площадь стекания тока с арматуры
стойки оказывается значительно меньше, а плотность тока
значительно больше, чем если бы ток стекал со всей подземной
части опоры. По этой причине арматура стойки разрушается более
интенсивно, чем арматура фундамента. При этом разрушение
стойки происходит быстрее, чем разрушение фундамента. Это в
определенной степени освобождает от необходимости контроля
арматуры в подземной части фундамента, но требует более
тщательной диагностики состояния арматуры стойки в стакане.
Кроме ухудшения условий стекания тока, вода в стакане
(а она в старотипных фундаментах присутствует всегда)
приводит к растрескиванию его бетона, расстройству стыка
между стойкой и фундаментом при циклическом замерзании
и оттаивании воды в стакане. Для исключения этого явления в
современных стаканных фундамен-
144
Заключение
тах укорочена его длина, образованы отверстия для
вентиляции стакана и стойки, а также изменена привязка верха
фундамента к головке рельса. Эта привязка должна быть
исполнена таким образом, чтобы вентиляционные отверстия
находились над поверхностью грунта, обеспечивая вентиляцию
и отсутствие влаги в стакане фундамента. В таком состоянии
исключается трещинообразование в бетоне стакана, а
электрическое сопротивление опор оказывается в области
безопасных значений.
В целом конструкция трехлучевого фундамента отработана и
исчерпала
в
значительной
степени
возможности
совершенствования. Однако необходимо отметить, что
фундаменты опор работают в значительно более тяжелых
условиях, чем стойки, хотя для их изготовления используется
вибробетон, имеющий более низкие характеристики стойкости,
чем центрифугированный.
Фундаменты находятся в двух средах: в грунте и воздушной
среде. Вследствие этого путем капиллярного поднятия
происходит перемещение влаги в наружную часть, где она
накапливается. Это, в свою очередь, приводит к тому, что в
надземной и подземной частях вследствие различной влажности
создаются разные потенциальные условия и возникает опасность
коррозии арматуры в бетоне надземной части. Кроме того,
накопление влаги в надземной части приводит при циклических
замерзаниях и оттаиваниях к интенсивному исчерпанию
морозостойкости бетона. Это особенно характерно для
фундаментов, находящихся в суровых климатических условиях
и установленных во влажных болотистых местах. Повысить
марку бетона фундаментов по морозостойкости за счет подбора
состава бетона крайне проблематично. В связи с этим для
обеспечения высокой стойкости и сроков службы фундаментов,
сравнимых со сроками службы устанавливаемых в них стоек,
целесообразно совершенствование и применение фундаментов
осуществлять с учетом следующих соображений:
• при благоприятных температурных условиях (расчетная
зимняя температура до - 25 °С) применять стаканные фундаменты
с вентилируемым стаканом. При этом обеспечить положение
вентиляционных отверстий выше уровня поверхности грунта;
• при неблагоприятных температурных условиях (расчетная
зимняя температура от - 25 до - 40 °С) применять
железобетонные фундаменты, у которых морозостойкость
дополнительно
обеспечивается
путем
устройства
металлической обоймы на участке, находящемся над
поверхностью земли. Такой прием обеспечения морозостойкости бетона используется в районах вечной
мерзлоты. В этих же районах арматуру фундаментов следует
подвергать
термодиффузионному
цинкованию
либо
применять
в
отмеченных
районах
металлические
фундаменты;
145
Заключение
• в районах с вечной мерзлотой, сильным сезонным
промерзанием грунта, высокой пучинистостью, а также с
расчетными зимними тем пературами ниже - 40 °С следует
использовать металлические винтовые сваи.
Свайные железобетонные фундаменты из-за специфики
железных дорог целесообразно исключить из применения, так
как они требуют больших затрат на погружение, имеют низкую
стойкость как к отрицательным температурам, так и к токам
утечки.
Вторым элементом, обеспечивающим надежность опор,
является обязательное проведение диагностики с контролем
состояния конструкций. Заявления о том, что необходимо
разрабатывать и использовать конструкции, не требующие
контроля, являются необоснованными. Надо иметь в виду, что
конструкцию, которая не подвергается проверкам, как правило,
нельзя считать надежной. Однако необходимо иметь в виду, что
даже плохо спроектированные и плохо изготовленные
конструкции можно сделать надежными, если подвергать их
интенсивной диагностике, проверке, контрольным испытаниям.
Для осуществления этих проверок и испытаний должны
использоваться методики, которые будут
учитывать
следующие факторы:
• доступность применения;
• чувствительность методики и минимальный размер
повреждения, при котором применение данной методики
позволяет обнаружить это повреждение;
• частота проведения проверок.
В предыдущих главах были рассмотрены существующие
методы и приборы, применяемые при диагностике
железобетонных опор контактной сети. К числу этих методов
относится ультразвуковой метод контроля прочности бетона и
несущей способности центрифугированных опор. Применение
этого метода позволяет обнаружить опоры в предотказном
состоянии, способствует более полному использованию ресурса
несущей способности опор, позволяет осуществлять их техническую эксплуатацию по состоянию.
Резонансный способ диагностики при его широком
применении позволит значительно увеличить достоверность
диагноза состояния стальной арматуры опор, частично без
откопки. При этом данный способ может использоваться при
оценке состояния арматуры независимо от места ее
нахождения и вида конструкции.
Однако, несмотря на определенный прогресс в разработке
средств диагностики опор, проблема эта остается актуальной.
Нельзя решить ее один раз и навсегда. Процессы повреждения
опор и их материалов идут по неизвестным закономерностям,
причем с течением времени обнаруживаются новые явления.
Для своевременной оценки их опасности требуются
соответствующие средства диагностики, которые должны по-
146
Заключение
стоянно совершенствоваться. Причем это совершенствование
должно идти в направлении повышения достоверности
диагностики, расширения функциональных возможностей
приборов, снижения затрат труда на проверки. Правильная
постановка работ, разработка новых методов и приборов
диагностики, а также организация их оптимального использования позволят обеспечить безопасность движения поездов и
сэкономить эксплуатационные расходы.
147
Список литературы
1. Шилкин П.М., Порцелан А.А., Котельников А. В. Защита контактной
сети постоянного тока при различных способах заземления опор. М.:
Транспорт, 1977. 105 с.
2. Шейкин А.Е., Чеховский Ю.В., Бруссер М.И. Структура и свойства
цементных бетонов. М.: Стройиздат, 1979. 344 с.
3. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты / В.М. Москвин, Ф.
М. Иванов, С.Н.Алексеев, Е.А. Гузеев. М.: Стройиздат, 1980. 536 с.
4. Невиль А. М. Свойства бетона. М.: Стройиздат, 1972. 344 с.
5. Шестоперов СВ. Контроль качества бетона транспортных сооружений.
М.: Транспорт, 1975. 248 с.
6. Горчаков Г.И., Лифанов И.И.,Терехин Л.Н. Коэффициенты
температурного расширения и температурные деформации строительных
материалов. М.: Из-во Комитета стандартов, мер и измерительных
приборов, 1968. 168 с.
7. Горчаков Г. И., Капкин М.М.,Скрамтаев Б. Г. Повышение
морозостойкости бетона. М.: Стройиздат, 1965. 150 с.
8. Ламб Г. Теоретическая механика. Т. III. ОНТИ. НКТП СССР, 1936. 292
с.
9. Аквердов И.Н. Железобетонные напорные центрифугированные трубы.
М.: Стройиздат, 1967. 164 с.
10. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона.
М.: Госстройиздат, 1961.
11. Леонгардт Ф. Предварительно напряженный железобетон. М.:
Стройиздат, 1983.245 с.
12. Александровский СВ. Расчет бетонных и железобетонных
конструкций на температурно-влажностные изменения (с учетом ползучести).
М.: Стройиздат, 1966.443 с.
13. Рост прочности бетона при пропаривании и последующем твердении /
Под ред С. А. Миронова. М.: Стройиздат, 1973. 96 с.
14. Подольский В.И. Температурные напряжения в опорах контактной
сети в период эксплуатации //Труды ВНИИЖТ, вып. 503. М.: Транспорт,
1973. С. 31-43.
15. Запорожец И.Д., Окороков С.Д., Нарийский А. А. Тепловыделение
бетона. М.: Стройиздат, 1966.
16. Подольский
В.
И.
Усадочные
деформации
в
бетоне
центрифугированных опор контактной сети//Труды ВНИИЖТ, вып. 503.
М.:Транспорт, 1973. С 44-55.
17. Берг О.Я., Щербаков Е. Н. Напряженное состояние в зоне
расположения предварительно напряженной арматуры // Транспортное
строительство. 1964. №11. С 42-44.
18. Милованов А.Ф.,Тупов Н.И. Прочностные и упругопластичные
свойства бетона при нагреве до 20 °С. Тепломонтажные работы. Вып. 3 (47) /
ЦБТИ, 1965.
19. Стойкость бетона и железобетона при отрицательной температуре / В.М.
Москвин, М. М. Капкин, Б. М. Мазур, А. М. Подвальный. М.: Стройиздат,
1967. 132 с.
20. Шестоперов СВ. Долговечность бетона. Изд. 2-е. М.: Автотрансиздат,
1960.
148
21. Бетон для строительства в суровых климатических условиях / В.М.
Москвин, М.М. Капкин, А.Н. Савицкий, В. Н. Ярмаковский. Л.: Ленинградское
отделение Строй-издата, 1973. 169 с.
22. Некрасов К.Д,, Жуков В. В., Гуляева В.Ф. Тяжелый бетон в условиях
повышенных температур. М.: Стройиздат, 1972. 128 с.
23. Тимошенко СП. Курс теории упругости. Киев: Наукова думка, 1972.
508 с.
24. Поль Б. Макроскопические критерии пластического течения и хрупкого
разрушения. - В кн.: Разрушение. Т. II. М.: Мир, 1975. С. 336-520.
25. Справочник по коэффициентам интенсивности напряжений / Под ред.
Ю. Маратами. Т. I. М.: Мир, 1990.
26. Определение
критического
коэффициента
интенсивности
напряжений бетона и железобетона при поперечном сдвиге / К. А. Пирадков,
Е.Л. Гузеев, Т.Л. Мамаев, К. Ч. Абдуллаев // Бетон и железобетон. 1995. №
5. С. 18 — 20.
27. Подольский В. И. Эксплуатационные воздействия на опоры
контактной сети электрифицированных железных дорог и повышение их
надежности: Дис. на соиск. уч. степ, д-ра техн. наук. М., 1996. 303 с.
28. Справочник по коэффициентам интенсивности напряжений / Под ред.
Ю. Маратами. Т. II. М.: Мир, 1990. С. 481-482.
29. Фрейденталь А.М. Статический подход к хрупкому разрушению. — В
кн.: Разрушение. Т. II, М.: Мир, 1976. С. 616-645.
30. Новое о прочности железобетона / Под ред. К. В. Михайлова. М.:
Стройиздат, 1977.272 с.
31. Котельников А. В., Наумов А. В. Коррозия и защита сооружений на
электрифицированных железных дорогах. М.: Транспорт, 1974. 120 с.
32. Старосельский А. А. Электрокоррозия железобетона. Киев:
Будивельник, 1978. 169 с
33. Черепанов Г.Е., Ершов Л.В. Механика разрушения. М.:
Машиностроение, 1974.230 с.
34. Селедцов Э.П., Баранов Е.А. Эксплуатация опор контактной сети. М.:
Транспорт, 1970. 96с.
35. Котельников А.В. Блуждающие токи электрифицированного
транспорта, М.: Транспорт, 1986.278 с.
36. Практика эксплуатации глубинных анодных заземлений (обзор
зарубежной литературы). М.: ВНИИЖТ, 1976.36 с.
37. Гуков А. И. Вибрационный и электрохимический методы диагностики
// Электрическая и тепловозная тяга. 1981. №4. С. 38 — 40.
38. Ингибиторы коррозии стали в железобетонных конструкциях / С. Н.
Алексеев, В. Б. Ратинов, Н. К. Розснталь, Н. М. Кашурников. М.: Стройиздат,
1985. 272 с.
39. Соп7.а1ег .1. А., М\тапда .1. М., РеПи 8. СопзнЗегаИопк оГ
гергоаЧгсПэПиу оГ ро1еп11а1 апа соггозюп га1с теазигетешз т гетГогсес!
сопсге1е. Соггоз. 8а, 2004. 46. №4. С. 2467-2485.
40. Голоскоков Е.Г., Филиппов А. П. Нестандартные колебания
деформируемых систем. Киев: Наукова думка, 1977. 340 с.
41. Подольский В.И. Диагностика железобетонных опор контактной сети
ультразвуковыми приборами. Электроснабжение железных дорог //
Экспресс-информация, вып. 2, 1993. С. 14-26.
42. Костюков В.Д. Надежность морских причалов и их реконструкция. М.:
Транспорт, 1987. 224с.
149
Оглавление
Предисловие ..................................................................................................... 3
Введение............................................................................................................4
Глава 1. Эволюция опорного хозяйства контактной сети .....................................6
1. Эволюция конструктивных решений по опорам контактной сети .............6
2. Развитие системы технического обслуживания опор контактной сети .... 16
Глава 2. Железобетонные опоры....................................................................... 20
1. Предварительные данные о железобетонных опорах контактной сети .... 20
1.1. Сущность железобетона как материала опор контактной сети .............. 20
1.2. Цементный камень бетона и его свойства.............................................. 21
1.3.Влияние заполнителя на свойства бетона .............................................. 25
1.4.Контактный слой и его влияние на свойства бетона .............................. 28
2. Основные положения технологии изготовления опор контактной сети ... 30
2.1. Сущность центрифугирования как способа уплотнения бетонной смеси
30
2.2. Состав и подвижность бетонной смеси для центрифугированных опор 31
2.3. Укладка и уплотнение бетонной смеси ................................................. 32
2.4. Неоднородность распределения бетонной смеси при центрифугировании
34
2.5. Влияние коничности форм и режимов центрифугирования
на качество укладки и уплотнения бетонной смеси .................................... 36
2.6. Влияние арматуры на процесс укладки и уплотнения бетона................ 40
2.7. Тепловлажностная обработка бетона опор ............................................ 42
3. Прочность центрифугированного бетона и конструктивные особенности
центрифугированных опор ......................................................................... 43
3.1. Прочность центрифугированного бетона на сжатие.............................. 43
3.2. Прочность центрифугированного бетона на растяжение ...................... 44
3.3. Особенности армирования центрифугированных опор контактной сети
45
3.4. Влияние предварительного напряжения арматуры на стойкость
центрифугированных опор ......................................................................... 47
Глава 3. Эксплуатационные воздействия и работоспособность опор................. 53
1. Температурно-влажностные воздействия на опоры в процессе
эксплуатации .............................................................................................. 53
1.1.Виды температурных напряжений в опорах .......................................... 53
1.2.Температурные напряжения в опорах при периодических колебаниях
температуры воздуха................................................................................... 54
1.3.Влияние солнечной радиации на температурные напряжения в опорах 57
1.4.Влияние тепловых ударов на стойкость бетона опор ............................ 58
1.5. Влажностные напряжения в бетоне опор .............................................. 60
1.6.Влияние распределения температуры и влажности вдоль опор
на их напряженное состояние .................................................................... 64
1.7. Влияние предварительного обжатия бетона арматурой
на трещиностойкость опор ........................................................................ 65
2. Воздействие отрицательных температур на опоры контактной сети ....... 69
2,1. Характер воздействия отрицательных температур на бетон .................. 69
150
2.2. Увлажнение и деформации центрифугированного бетона
при отрицательных температурах................................................................ 71
2.3. Напряженное состояние центрифугированного бетона при замерзании
74
2.4. Механизм снижения прочности бетона в процессе эксплуатации ........ 76
3. Несущая способность опор с продольными трещинами ......................... 79
3.1. Приближенная модель оценки изменения прочности бетона при
появлении трещин ...................................................................................... 79
3.2. Несущая способность опор с одиночной продольной трещиной .......... 86
3.3. Несущая способность опор с сеткой трещин в сжатой зоне бетона ...... 91
4. Коррозионная стойкость железобетонных опор и фундаментов ............. 94
4.1. Изменение свойств арматуры и бетона при электрокоррозии............... 94
4.2. Развитие трещинообразования в бетоне при электрокоррозии арматуры
………………………………………………………………………….98
4.3. Сохранность защитных свойств бетона по отношению к арматуре ..... 102
4.4. Влияние хлоридов на коррозионную стойкость арматуры опор ........... 104
Глава 4. Диагностика подземной части железобетонных опор и фундаментов
на участках постоянного тока ......................................................................... 108
1. Совершенствование методики оценки элсктрокоррозионной опасности
108
2. Методы диагностики состояния арматуры подземной части опор ......... 114
Глава 5. Ультразвуковая диагностика прочности бетона и несущей способности
железобетонных опор ...................................................................................... 128
1. Методы оценки прочности бетона эксплуатируемых конструкций ........ 128
2. Технология диагностики железобетонных опор..................................... 133
Заключение ..................................................................................................... 141
Список литературы ......................................................................................... 148
151
152