Несущая способность трубобетонных колонн с предварительно обжатым бетонным ядром тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.01, кандидат наук Суровцов Максим Михайлович

• Суровцов Максим Михайлович
• кандидат наук
• 2019

Оглавление диссертации кандидат наук Суровцов Максим Михайлович

ВВЕДЕНИЕ

ГЛАВА 1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА. ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Общие сведения о трубобетонных конструкциях

1.2 Обзор исследований трубобетонных конструкций

1.3 Расчет прочности центрально сжатых ТБК с учетом гибкости

1.3.1 Определение критической силы

1.3.2 Учет гибкости в расчетах прочности трубобетонных конструкций

1.4 Основные выводы по результатам проведенного анализа

ГЛАВА 2 МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН

2.1 Обоснование выбора параметров экспериментальных образцов

2.2 Исходные материалы

2.3 Конструкция экспериментальных образцов

2.4 Методика проведения испытаний образцов

2.5 Основные выводы по второй главе

ГЛАВА 3 РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН

3.1 Результаты испытаний лабораторных образцов

3.2 Характер и механизм разрушения лабораторных образцов

3.3 Анализ результатов испытаний

3.4 Основные выводы по третьей главе

ГЛАВА 4 ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО ОБЖАТЫХ ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН С УЧЕТОМ ГИБКОСТИ

4.1 Предпосылки к расчету несущей способности

4.2 Основы расчета по нелинейной деформационной модели

4.2.1 Общие положения

4.2.2 Первый этап расчета

4.2.3 Второй этап расчета

4.3 Деформационный расчет несущей способности гибких колонн

4.4 Приближенный расчет на устойчивость

4.5 Инженерный метод расчета расчет несущей способности

4.6 Основные выводы по четвертой главе

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ ПО РАБОТЕ

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

ПРИЛОЖЕНИЕ А. РАСЧЕТЫ ДЛЯ СТАТИСТИЧЕКОЙ ОБРАБОТКИ

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. РЕЗУЛЬТАТЫ СТАТИСТИЧЕСКОЙ ОБРАБОТКИ

ПРИЛОЖЕНИЕ В. ВНЕДРЕНИЕ РЕЗУЛЬТАТОВ РАБОТЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Несущая способность трубобетонных колонн с предварительно обжатым бетонным ядром»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность избранной темы. Темпы и масштабы строительства в XXI веке предполагают экономное и энергоэффективное использование материалов. В частности, рациональное сочетание положительных свойств бетона и стали позволяет получить специфические конструкции с высокими эксплуатационными характеристиками. Сталь и бетон, объединенные для совместной работы в особой конструкции, именуемой трубобетонной, взаимно улучшают условия работы друг друга. При армировании элемента сплошной трубой стальная оболочка играет роль обоймы, которая воспринимает усилия под любым углом во всех направлениях. В результате бетон способен выдерживать напряжения, значительно превосходящие его призменную прочность. Бетонное ядро при этом защищает внутреннюю поверхность оболочки от коррозии, а также увеличивает ее общую и местную устойчивость при сжатии.

Целесообразно использовать трубобетонные конструкции в качестве различных конструктивных элементов, воспринимающих значительные сжимающие усилия, таких как опоры мостов и колонн высотных зданий, где в результате уменьшения поперечного сечения несущих конструкций расширяются возможности архитектурного проектирования и увеличивается полезная площадь помещений. Колонны из трубобетона (ТБК) имеют большую несущую способность, чем железобетонные, при равной площади поперечного сечения. Эти конструкции надежны при эксплуатации, в случае аварии характер разрушения остается пластичным даже при использовании бетона высокой прочности.

Помимо ряда преимуществ, трубобетонные конструкции имеют и некоторые недостатки, большая часть из которых легко устранима [52]. Однако, определенную сложность представляет решение проблемы реализации совместности деформирования бетонного ядра и стальной оболочки на любой стадии работы конструкции. Разница начальных значений коэффициентов поперечных деформаций для этих материалов (и ~ 0,3 для стали и и ~ 0,18-0,25 для квазиупругого бетона) приводит к тому, что материалы работают совместно лишь на первых этапах нагруже-ния. При дальнейшем увеличении нагрузки на поверхности контакта трубы и бетонного сердечника возникают дополнительные растягивающие напряжения радиального направления, и оболочка продолжает работать лишь в качестве внешней

арматуры. В результате на ранних стадиях работы проявляется повышенная дефор-мативность конструкции, что существенно снижает эффективность использования прочностных характеристик всесторонне сжатого бетонного ядра. Задолго до разрушения деформации укорочения достигают величин, не позволяющих обеспечить нормальную эксплуатацию здания либо сооружения.

Анализ проведенных ранее исследований показал, что выше указанные недостатки можно компенсировать усовершенствованием конструкции трубобетонных элементов либо технологии её изготовления. В первую очередь было предложено размещать на внутренней поверхности стальной оболочки анкеры с целью передачи растягивающих напряжений на поверхности контакта металла и бетона [85]. Данный способ является достаточно трудоёмким и дорогостоящим и его применение оправдано для участков колонн под узлами их сопряжения с перекрытиями или для колонн с очень большими поперечными сечениями.

Другим способом решения проблемы является создание различными методами предварительного обжатия бетонного ядра. В частности, возможно использование в качестве вяжущего в бетонной смеси напрягающего бетона [71,72,76,77,94], компрессионное уплотнение бетонной смеси с торцов трубы [73], а также изготовление центрифугированных колонн [112]. Также была предложена методика изготовление бетона, твердеющего под давлением (БТД) после длительного механического прессования бетонной смеси. Выполненные экспериментальные исследования [10,37,38,40-44,89] показали высокую эффективность усовершенствованных таким образом трубобетонных конструкций.

В то же время, специфической особенностью при работе гибких трубобетон-ных колонн (ТБК) может стать достижение первого предельного состояния вследствие больших необратимых деформаций и потери устойчивости 11-го рода. Существует ряд работ, посвященных исследованию устойчивости трубобетонных стержней, однако изучение влияния гибкости на несущую способность предварительно обжатых колонн никем ранее не выполнялось. С учетом изложенного актуальной является проблема разработка универсального метода расчета несущей способности трубобетонных колонн различной гибкости, в том числе предварительно обжатых.

Степень разработанности темы.

Изучение влияния гибкости на несущую способность сжатых ТБК проводилось во многих теоретических и экспериментальных исследованиях различных отечественных и зарубежных ученых. К ним, в первую очередь, следует отнести работы А.А. Гвоздева, Н.Г. Добудогло, А.А. Долженко, А.И. Кикина, С.Г. Кусябгали-ева, В.И. Маракуцы, В.Ф. Маренина, Д.Т. Нугуманова, В.А. Росновского, Р.С. Сан-жаровского, Н.Ф. Скворцова, Л.И. Стороженко, В.А. Трулля, В.М. Сурдина, И.С. Ярового, В.А. Шеховцова, Д.В. Цыгулева, K. Klöppel, W Goder, Yu M., Zha X., Ye J., Tao Z., Han L.H. (Китай), Walter Luiz Andrade de Oliveira, Silvana De Nardin, Ana Lucia H. De Cresce El Debs (Бразилия), G. Muciaccia, F. Giussani, G. Rosati, F. Mola (Италия), B. Bartnelety, J. Kruppa (Франция).

Проведенный анализ выполненных работ показывает, что учет гибкости при расчете несущей способности важен и достаточно сложен. Работы А.Л. Кришана и его учеников выявили специфические особенности силового сопротивления коротких предварительно обжатых ТБК. При проектировании и расчете таких конструкций важно учитывать действительный характер работы материалов, составляющих единую конструкцию.

К настоящему времени исследований работы гибких предварительно обжатых трубобетонных колонн ранее никем не проводилось. Это обстоятельство сдерживает широкое применению ТБК усовершенствованной конструкции.

Цель исследования: разработка универсального метода расчета несущей способности трубобетонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

Обозначенная цель работы обусловила задачи исследования:

1. Изучить существующие методы расчета несущей способности сжатых тру-бобетонных конструкций.

2. Провести экспериментальные исследования лабораторных образцов ТБК различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром, на основании которых выявить специфику напряженно-деформированного состояния (НДС) конструкции при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

3. Разработать деформационный метод расчета несущей способности трубобе-тонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки, учитывающий специфику НДС бетона и стали.

4. Разработать инженерный метод расчета несущей способности трубобетон-ных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

5. Оценить достоверность разработанных методов расчета путем сравнения полученных теоретических результатов с эмпирическими данными отечественных и зарубежных исследователей.

Объект исследования. Лабораторные образцы трубобетонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

Предмет исследования. Влияние геометрических и конструктивных характеристик на несущую способность предварительно обжатых трубобетонных колонн различной гибкости.

Научную новизну работы представляют:

- результаты анализа проведенных экспериментальных исследований о НДС образцов предварительно обжатых трубобетонных колонн, имеющих различную гибкость, в условиях осевого загружения кратковременной сжимающей нагрузкой;

- метод расчета несущей способности трубобетонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки на основе положений нелинейной модели деформирования сталебетона, учитывающий специфику НДС, реализованный в программе для ЭВМ, защищенной свидетельством о государственной регистрации программы для ЭВМ РФ № 2017617981;

- инженерный метод расчета несущей способности трубобетонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки;

- аналитические зависимости для определения коэффициента продольного изгиба ф и критической гибкости Хсг, соответствующей потере устойчивости сжатым трубобетонным элементом.

Теоретическая и практическая значимость работы:

- приведен анализ данных экспериментальных исследований, который свидетельствует о специфике НДС сжатых трубобетонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки;

- предложен деформационный метод расчета несущей способности сжатых трубобетонных колонн различной гибкости, учитывающий особенности их силового сопротивления и специфику НДС бетона и стали, реализованный на практике в формате программы для ЭВМ;

- предложен инженерный метод расчета несущей способности предварительно обжатых и необжатых трубобетонных колонн различной гибкости при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

Методология и методы диссертационного исследования: экспериментально-теоретические исследования с использованием стандартных методик.

Положения, выносимые на защиту:

1. Результаты анализа данных экспериментальных исследований по определению специфики НДС образцов ТБК различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

2. Деформационный метод расчета несущей способности сжатых трубобетон-ных колонн, учитывающий влияние гибкости.

3. Алгоритм расчета, основанный на пошаговом наращивании относительных деформаций наиболее сжатой зоны бетонного ядра с целью определения максимального значения продольного сжимающего усилия, воспринимаемого нормальным сечением конструкции;

4. Инженерный метод расчета центрально сжатых трубобетонных колонн по предельным усилиям, включая аналитические зависимости для определения критической гибкости и коэффициента продольного изгиба.

Степень достоверности научных результатов обеспечена использованием в экспериментах стандартных методик испытаний, современного сертифицированного и поверенного оборудования, использованием общепринятых положений механики твердого тела и теории железобетона, достаточно высокой сходимостью

при сопоставлении результатов расчета с эмпирическими данными, как самого автора, так и полученными из публикаций других исследователей.

Апробация результатов работы. Основное содержание работы было доложено в рамках различных конференций и чтений, в том числе на 68^74 научно -технических конференциях МГТУ «Актуальные проблемы современной науки, техники и образования» (г. Магнитогорск, 2010-2016 гг.); II Международная научно-практическая конференция «Строительная индустрия: вчера, сегодня, завтра» (г. Пенза, 2011 г.); Международная научно-практическая конференция «Архитектура. Строительство. Образование» (г. Магнитогорск, 2012-2015 гг.); VII Академических чтениях РААСН «Механика разрушения строительных материалов и конструкций» (г. Казань, 2014 г.); Международные академические чтения «Безопасность строительного фонда России» (г. Курск, 2015 г.); Международная научно-техническая конференция «Строительство, архитектура и техносферная безопасность» («ICCATS-2017», г. Челябинск, 2017 г.).

Публикации. По теме диссертации опубликованы 2 монографии, 9 статей, в том числе 3 статьи в изданиях, рецензируемых ВАК, и 1 статья в издании, входящем в международную систему цитирования Scopus. Получено свидетельство о государственной регистрации программ для ЭВМ РФ №2017617981.

Внедрение результатов работы. По результатам проведенных экспериментальных и теоретических исследований осуществлено проектирование и практическое внедрение трубобетонных колонн высотой от 9 м до 13 м взамен стальных опор при реконструкции Доменного цеха ОАО «ММК». Замена стальных опор пешеходной галереи литейного двора в соответствии с проектом ОАО «Магнитогорский ГИПРОМЕЗ» привела к сокращению металла на 63%, что позволило снизить стоимость опор на 38,7%.

Основные положения диссертации включены в содержание учебно-методических материалов, используемых в образовательном процессе в ФГБОУ ВО «МГТУ им. Г.И. Носова».

Структура диссертационной работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, библиографического списка из 150 наименований и приложения. Основной текст изложен на 170 страницах, содержит 9 таблиц и 70 рисунков.

В первой главе выполнен анализ экспериментальных и теоретических исследований трубобетонных конструкций в области расчета их несущей способности при центральном сжатии, с учетом влияния гибкости.

Во второй главе описана методика проведения экспериментального исследования лабораторных образцов трубобетонных колонн различной гибкости с необ-жатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

В третьей главе приведены результаты экспериментального исследования лабораторных образцов трубобетонных колонн различной гибкости с необжатым и предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном действии сжимающей нагрузки.

В четвертой главе изложены деформационный и инженерный методы расчета несущей способности сжатых трубобетонных колонн различной гибкости.

Работа выполнена в 2010-2018 годах на кафедре проектирования зданий и строительных конструкций ФГБОУ ВО «МГТУ им. Г.И. Носова», в том числе в рамках Федеральной целевой программы «Научные и научно-педагогические кадры инновационной России» на 2009-2013 гг. (государственный контракт № П-1454 от 03.09.2009г.) Министерства образования и науки РФ.

Автор выражает глубокую признательность научному руководителю доктору технических наук, профессору Анатолию Леонидовичу Кришану за ценные научные консультации и неоценимую помощь при выполнении диссертации.

ГЛАВА 1 СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА. ЦЕЛЬ И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1 Общие сведения о трубобетонных конструкциях

Предложение производить косвенное армирование бетонных конструкций, в частности - колонн, с целью повышения их несущей способности, было высказано еще в начале прошлого века французским ученым Арманом Габриэлем Консиде-ром [42]. Также исследованиями косвенного армирования в начале XX века занимались такие ученые как Н.М. Абрамов, В.П. Некрасов, Р. Залигер [89]. Одним из вариантов косвенного армирования бетона, разработанного в развитие первоначальной идеи применения спиральной арматуры стало использование сплошной внешней стальной оболочки. Такие конструкции стали называть трубобетонными. Хотя до настоящего времени всеобще устоявшееся именование отсутствует, и одни авторы предлагают термин «сталетрубобетон», другие - просто называют стальными трубами, заполненными бетоном. В любом случае, данные конструкции являются примером рационального использования стальной оболочки и ядра из бетона, которые существенно и взаимно улучшают характеристики друг друга и в целом несущую способность элемента. Более полно преимущества трубобетонных конструкций конструктивного, технологического и экономического характера представлены в [46].

Область применения таких конструкций также достаточно широка. В настоящее время трубобетонные конструкции находят широкое применение при строительстве уникальных зданий и сооружений во многих странах мира: США, Франции, Канаде, Японии, Австралии, Германии и др. [82]. В одном лишь Китае к 2000 году было построено более 40 небоскребов с трубобетонными каркасами, а впоследствии, в 2010 г. была введена в эксплуатацию 600-метровая телевизионная башня «Canton Tower» (г. Гуанчжоу) - одно из самых высоких сооружений в мире. Кроме того, в этой стране хорошей альтернативой традиционным железобетонным и стальным мостам стали именно трубобетонные арочные мосты, которых возведено уже более 200. [82].

Следует признать, что Россия по темпам внедрения столь перспективных конструкций на данный момент отстаёт от мирового уровня. Отмеченные в работах

[41-44] недостатки делают «классические» трубобетонные конструкции технически недостаточно совершенными. По этой причине были выполнены многочисленные исследования, направленные на усовершенствование трубобетона.

1.2 Обзор исследований трубобетонных конструкций

Экспериментально-теоретическим исследованиям трубобетонных конструкций посвятили свои работы многие ученые. Большая часть из них посвящена изучению физико-механических характеристик элементов круглого поперечного сечения при центральном сжатии, потому что это напряженно-деформированное состояние трубобетонного стержня является наиболее рациональным. Предпочтительно использовать трубобетон в качестве центрально сжатых элементов малой гибкости при больших нагрузках.

По имеющимся литературным данным [70], первые исследования трубобетонных конструкций относятся к началу XX столетия. Немецкий инженер Гесснер произвел испытания 36 образцов, из которых 18 труб было заполнено бетоном, а 18 пустых. Длина образцов была подобрана от 2 до 6 м. Испытания показали, что тру-бобетонные образцы работают эффективно. На основании результатов опытов Гесснер предложил формулу для определения разрушающей нагрузки для таких элементов. В последствии эта формула не прошла экспериментальную проверку [68-70].

Изучению причин увеличения сопротивляемости материала, заключенного в металлическую оболочку, посвящены работы Рабю [42]. Под его руководством в Парижской лаборатории школы мостов и дорог с 1915 года проводился ряд оригинальных опытов, в частности испытывались трубы, заполненные песком и гравием. При этом было отмечено, что сыпучий материал в замкнутом сосуде может выдерживать значительные нагрузки и ведет себя как упругий материал, увлекая оболочку в работу за счет трения. Примерно такие же результаты были получены и при испытании трубобетонных элементов.

В 1934 году В.С. Лор провел испытания шести бетонных колонн в стальной обойме, а также четырех бетонных цилиндров без нее [42]. При этом, для трубобетонных образцов разрушающая нагрузка была зафиксирована в пять раз больше.

Исследования трубобетонных конструкций в нашей стране начались в начале 30-х годов XX века. Первыми исследователями трубобетона были Аистов Н.Н., Гвоздев А.А., Добудогло Н.Г., Долженко А.А., Передерий Г.П., Росновский В.А., [11-14,23,24,83,84,87,88].

Впоследствии работу сжатых ТБК изучали О.Н. Алперина [1], М.Ш. Гареев [10], В.И. Гнедовский [15], А.И. Кикин [31,32], А.Л. Кришан [37-56], С.В. Коврыга [34], К.С. Кузнецов [57], А.Ф. Липатов [59], Л.К. Лукша [60-63], И.Г. Людковский [64.65], В.И. Маракуца [67], А.Ф. Маренин [68-70], Г.М. Мартиросов [71,72], Г.В. Мурашкин [76,77], А.П. Нестерович [79], В.И. Римшин [8], А.И. Сагадатов [89], Р.С. Санжаровский [90-93], А.А. Сахаров [94], Н.Ф. Скворцов [96], Л.И. Сторо-женко [100-107], В.Н. Сурдин [108], В.А. Трулль [31.32], В.М. Фонов [110,111], В.Л. Шабров [114], А.И. Шахворостов [115], И.С. Яровой [116] и другие исследователи.

Академик Г.П. Передерий [83] в развитие идеи Менаже, Бертнера и Вейриса о многотрубном армировании предложил бетонную конструкцию, армированную трубобетонными стержнями малого диаметра, связанных в пучок хомутами. Сечение конструкций получилось прямоугольным. В 1931 году Ленинградский филиал научно-исследовательского института транспортного строительства под руководством Г.П. Передерия [84] приступил к изучению трубчатой арматуры с целью применения ее в несущих конструкциях большепролетных мостов. Было испытано 55 трубобетонных образцов и 15 пустых труб с наружным диаметром от 64 до 171 мм при прочности стали от 1750 до 6130 кг/см2 и прочности бетона 245 кг/см2.

На основании проведенной работы сделаны выводы, что предельная нагрузка, воспринимаемая колонной, в значительной степени зависит от процента армирования трубами, процент армирования ниже 7 нерационален. Несущая способность элементов увеличивается с повышением марки бетона, заполняющего трубы. Была изготовлена и испытана большая модель пролетного строения. На основании результатов испытаний был запроектирован и построен мост им. Володарского пролетом 101 м через реку Неву в городе Ленинграде.

Почти в одно и то же время В. А. Росновский [87,88] предложил однотрубную конструкцию, сечение которой состояло из металлической оболочки, заполненной бетоном. Под руководством профессора Стрелецкого с 1931 года им было изготовлено 64 лабораторных образца, испытания проводились при осевом сжатии. Диаметр образцов находился в диапазоне от 160 до 350 мм, толщина стенки оболочки составляла 3-6 мм, высота образцов - 700-1000 мм, заполнение осуществлялось низкомарочным бетоном. Трубы изготовлялись из листовой стали на электросварке, а бетон в образцах уплотнялся вручную. Опыты проводились с целью определения напряжения в бетоне, заключенного в трубу, и модуля упругости испытываемых образцов, которые были необходимы для расчета арочных мостов. Эти испытания можно считать первыми крупными в ряду исследований трубобетонных конструкций [94].

На основании опытов была предложена зависимость для определения временного сопротивления бетона, а также установлено, что трубобетонный элемент проходит три стадии напряженного состояния под нагрузкой: упругую, пластическую и разрушающую. Причем в упругой стадии для всех образцов зависимость а-е была идентичной. Разница наблюдалась лишь при приближении к предельному состоянию. При испытаниях за предельное состояние принималось достижение конструкцией относительных продольных деформаций значения 220 10-5. За разрушение принято достижение величины продольной деформации 10-20 мм/пм и образование складок на стенке трубы. Отмечено, что труба-оболочка в начальный период загружения работает в основном, как продольная арматура, а в поперечном направлении включается в работу лишь после достижения предельного состояния бетоном. Установлено, что модуль упругости бетона зависит от его прочности и возраста и не зависит от толщины стенки и диаметра трубы.

Под руководством В.А. Росновского в 1933 году были изготовлены и испытаны две консольно-арочные фермы пролетом 4,5x13x4,5 м с арками из труб диаметром 350 мм и стенкой толщиной 3 мм, заполненных бетоном марки 100. Испытания арок показали, что они могут выдерживать нагрузки больше расчетных. Результаты испытаний послужили обоснованием проектов двух большепролетных

железнодорожных мостов через реку Лопань и Исеть. Всего в период 1930-1950 гг. проф. В.А. Росновский провел испытания более 200 образцов.

Н.А. Аистовым [42] были проведены испытания трубобетонных образцов на центральное сжатие длиной 1200 мм. Испытаниями установлено, что вблизи опорных сечений образца продольные деформации трубы меньше, чем в сечениях более удаленных от опор. Поперечные деформации в сечениях вблизи опор больше, чем в сечениях, удаленных от опор. Н.А. Аистов это объясняет упрочненными конусами, которые появляются у торцов образца во время загружения.

В 1933-35 г. г. под руководством проф. А.А. Гвоздева [11] проведена серия опытов над центрально сжатыми трубобетонными образцами. Для опытных образцов были использованы сварные трубы с круговым и овальным периметром по сечению трубы. По длине образца трубы имели переменную толщину, что достигалось путем проточки на наружной поверхности желобков различной глубины. Для заполнения труб с тонкой стенкой был принят жесткий бетон с кубиковой прочностью 500 кг/см2, а для труб о более толстой стенкой - пластичный бетон с кубико-вой прочностью 200 кг/см2.

В результате проведенных опытов было установлено, что в начальный период загружении трубобетонный образец уменьшается, а в период предельного состояния увеличивается в объеме. Эффект бокового давления увеличивается с увеличением толщины стенки трубы. В момент достижения предельного состояния стальная оболочка работает как обойма, т. е. она воспринимает только распор бетонного ядра, заключенного в ней. Таким образом, вся вертикальная нагрузка воспринимается только бетонным ядром. Следует отметить, что именно А.А. Гвоздевым впервые теоретическим путем была получена зависимость для определения прочности тонкостенных труб, заполненных бетоном, работающих на центральное сжатие.

Экспериментальная проверка теоретических положений А.А. Гвоздева производилась Н.Г. Добудогло [23]. Исследовалось влияние толщины стенки и диаметра трубы на прочностные характеристики трубобетонной колонны, влияние

возраста и марки бетона, сцепление, возникающее между бетонным ядром и стенкой трубы, продольный изгиб при центральном и внецентренном сжатии и другие вопросы. Испытывались образцы диаметром 250-300 мм с толщиной стенки от 2 до 9 мм, длиной 600—5000 мм. Опытами подтвердились теоретические положения А.А. Гвоздева, но были внесены некоторые изменения в основную расчетную формулу. Г.Н. Добудогло обнаружил также, что потеря устойчивости от продольного изгиба при центральном сжатии трубобетонного элемента может наступить уже при отношении ¡№=15^16. До этого разрушение элемента наступает только при достижении бетоном предела прочности, а труба в предельном состоянии выступает в качестве обоймы.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Суровцов Максим Михайлович, 2019 год

- -

010 -

- -

и. ¿и ?5 -

-

-

1 1 | 1 | I | | | |

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1.0 1.1 Я

Рисунок 1.2 - Зависимость коэффициента ф от функции относительного эксцентриситета и относительной гибкости Для облегчения расчета гибких сжатых железобетонных элементов в Еврокоде предлагается использовать заранее построенные критические зависимости (рисунок 1.2), по которым коэффициент продольного изгиба ф находится в функции от-

е,.

носительного эксцентриситета

к

и относительной гибкости

7 '» 1

где (L20);

h - размер колонны в плоскости изгиба;

фсг - коэффициент ползучести;

П - отношение длительной составляющей сжимающей силы к ее полной величине.

Критика такого подхода дана в работе в работе А.Д. Беглова и Р.С. Санжа-ровского [3]. Во-первых, здесь не учтено влияние размеров поперечного сечения на величину коэффициента ф. Кроме того, используемый относительный эксцентри-e

ситет ~ требует построения зависимостей вида (рисунок1.2) для каждого типа поперечного сечения. Относительная гибкость А не позволяет учесть геометрических особенностей различных форм сечений железобетонных колонн, что вносит еще большую погрешность в вычисление коэффициента продольного изгиба. Учет ползучести с помощью коэффициента фсгц достаточно условен. Безусловным достоинством рассматриваемой методики ученые считают учет влияния различных классов

бетонов на величины расчетных усилий с помощью коэффициента

R, Eb

Для уточнения методики Евростандартов авторы [3] предлагают вместо отно-

е

сительного эксцентриситета ~ использовать приведенный эксцентриситет т и

условную гибкость Я, определяемые по формулам

е

т = р , (1.21)

А = А

1

Eb -1 1 (1.22)

R r

V

Ek_ Rb

где р - ядровое расстояние; г - радиус инерции сечения. В результате появляется возможность одновременного учета геометрических и физических особенностей поперечных сечений рассчитываемых железобетонных

элементов, что делает рассматриваемую методику более приемлемой для практических расчетов.

Сложность такого расчета связана с большим разнообразием диаграмм с, -

растяжения стали и съ — £ъ сжатых бетонов различных классов. Данные показывают, что материалы с близкими диаграммами встречаются крайне редко, что делает необходимость учета действительного вида диаграмм для разных классов бетона и стали очень сложной задачей.

Как указано в работе [3], влияние разброса диаграмм с, —£, и съ — £ъ на расчетные данные будет заметно проявляться при небольших эксцентриситетах. Ввиду этого предлагается методику расчета внецентренно сжатых стержней отделить от методики центрально сжатых элементов. Для второй возможны две модели расчета: внецентренное сжатие с использованием эмпирических значений случайных эксцентриситетов, и касательная (либо приведенно-модульная) критическая сила Эйлера, с учетом коэффициента запаса, учитывающего возможные несовершенства. Как вариант, возможно использование эмпирической зависимости случайных эксцентриситетов от гибкости (рисунок 1.3).

«и Р

50

100

150

200

Рисунок 1.3 - Случайные эксцентриситеты в сжатых элементах

За рубежом расчет несущей способности сжатых трубобетонных элементов, в основном, выполняют с помощью коэффициента продольного изгиба. исследования ТБК в этом направлении проводят многие ученые из Японии, Бразилии, США,

но наиболее масштабные - в Китае. При этом в действующих нормах проектирования КНР предложен упрощенный вариант вычисления ф

г ]

10 _ 4

а

(1.23)

р- 1 _ 0,115

Vа У

Расчеты показывают, что формула (1.23) занижает коэффициент продольного изгиба, что приводит к возникновению серьезного запаса несущей способности трубобетонных колонн, то есть, перерасходу стали и бетона.

В одной из последних публикаций по данному вопросу [149] коэффициент ф предлагается определять по методике, аналогичной изложенной в Евронормах методике для расчета стальных конструкций [25]. В соответствии с этой методикой, коэффициент ф зависит от относительной гибкости сжатого элемента Л . Применительно к ТБК Л можно вычислить по формуле

Л-1

л

N 0

ЕЬ1Ь + Ер1р + ЕЛ

(1.24)

в которой Еь, Ер, Е,, 1Ъ, 1Ъ, I, - модули упругости и моменты инерции бетонного ядра, стальной трубы и продольной арматуры.

Формула для вычисления коэффициента продольного изгиба имеет следующий вид:

(ф_л/Ф2 _ 4Л', (1.25)

2Л

где Ф-Л2 + 0,16Л +1 (1.26)

Однако предложенные зависимости показали неудовлетворительную сходимость с экспериментальными данными [50]. В частности, образцов ТБК гибкостью Ае// =35^75 и поперечным сечением, приведенным к бетону, величина коэффициента ф значительно завышается. По этой причине предложенная методика нуждается в усовершенствовании.

В другой работе китайских ученых [150] предлагается производить расчет коэффициента продольного изгиба в зависимости от гибкости в следующем виде:

<р-

1,0

аЛ^ + ЬЛе// + с 0,77а /(Л + 35)2

(Ле# ^ Л0)

(Л0 < Ле// < Кг)

(Ле// >Лсг )

где

а

_1 + (35 + 2ЛсГ-Ло )е

Л -Ло)2

Ь = е - 2аЛ,

'сг'

с = 1 - аЛц-ЬЛ;

а =

13000 + 46571п

^235Л

V К*,р у

25

V Кьи + 5 у

,0.3

.0,05.

е

- а

Л+35)3'

(1.27)

(1.28)

(1.29)

(1.30)

(1.31)

(1.32)

В формулах (1.27) - (1.32):

А0 - минимальная гибкость приведенного сечения, при которой ее рекомендуется учитывать в расчетах несущей способности;

Асг - критическая гибкость колонны, при которой происходит потеря устойчивости второго рода.

Для колонн круглого поперечного сечения эти гибкости предлагается вычислять по формулам

п

Л0 =

1(420р + 550) Я

еИ

Л =

1743

Я

(1.33)

(1.34)

^ р

В этих формулах Я^ и Я$р принимают в Н/мм2, причем эффективную прочность сечения определяют по формуле

Я

А + А„

(1.35)

Данная методика позволяет по-разному производить расчет коэффициента ф в зависимости от значения гибкости, в частности, для элементов малой длины влиянием гибкости можно и вовсе пренебречь.

<

В то же время, если при увеличении гибкости сжатый элемент исчерпал несущую способность из-за потери устойчивости, то прочностные характеристики материалов могут быть не реализованы, и их влияние сказывается в меньшей степени.

Присутствуют в этом подходе и некоторые недостатки. Во-первых, формула (1.33) занижает значения гибкости Х0, виной чему может быть ошибка в записи [50]. Эмпирические коэффициенты также занижают универсальность этой формулы.

Во-вторых, формула (1.34) для расчета критической гибкости Хсг представляется излишне простой, и не учитывающей серьезного влияния конструктивных и прочностных характеристик конструкции [50].

В-третьих, расчеты коэффициента ф, выполненные с использованием приведенных зависимостей, существенно расходятся с данными экспериментов [50,51,138].

Ввиду выше сказанного, данный подход также не рекомендуется для расчета несущей способности трубобетонных колонн большой гибкости.

В заключение, можно констатировать, что на текущий момент не представлено достоверной методики расчета коэффициента продольного изгиба ф для тру-бобетонных колонн.

Наиболее современный подход к расчету сжатых железобетонных элементов предполагает использование нелинейной деформационной модели, что в виде рекомендаций отражено в российских и европейских нормах [99,120,121]. Однако эти рекомендации носят слишком общий декларативный характер, не подкрепленный конкретной методикой расчета.

1.4 Основные выводы по результатам проведенного анализа

Изложенный анализ позволяет сделать следующие выводы: 1. Трубобетонные конструкции являются прогрессивными и экономичными, среди основных преимуществ которых следует выделить повышенную в 1,8^2,5 раза несущую способность при сравнимой площади поперечного сечения, нежели для железобетонных или металлических. Ввиду этого значительно большую важность приобретает вопрос потери устойчивости сжатых элементов вследствие высокой гибкости.

2. Анализ показывает, что к настоящему времени выполнены экспериментальные исследования влияния гибкости на несущую способность только классических трубобетонных элементов. Короткие предварительно обжатые ТБК имеют заметно большую эффективность по сравнению с аналогичными образцами классической конструкции. При этом исследований по влиянию гибкости на несущую способность предварительно обжатых элементов не выполнялось.

3. Имеющиеся предложения по теоретической оценке несущей способности ТБК в основном рекомендуют производить учет гибкости за счет коэффициента продольного изгиба, значения которого зависят не только от гибкости сжатого элемента, но и физико-механических свойств используемых материалов, особенностей армирования конструкции и т.д. Такой подход имеет существенные ограничения в практическом применении и в настоящее время совершенно не позволяет учесть специфику работы предварительно обжатых ТБК.

4. К настоящему времени отсутствует универсальная методика расчета несущей способности трубобетонных элементов с учетом особенностей сложного напряженно-деформированного состояния бетонного ядра и стальной оболочки, физической, геометрической и конструктивной нелинейности трубобетона, а также наличия предварительного обжатия.

Все эти вопросы являются актуальными на сегодняшний день и подлежат исследованию в настоящей работе.

ГЛАВА 2 МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН

2.1 Обоснование выбора параметров экспериментальных образцов

Объектом экспериментального исследования являлись лабораторные образцы трубобетонных колонн круглого поперечного сечения, воспринимающие кратковременную сжимающую нагрузку. На рисунке 2.1 представлена информационная схема эксперимента.

Рисунок 2.1 - Информационная схема экспериментального исследования

Целью экспериментального исследования являлось изучение несущей способности образцов трубобетонных колонн в зависимости от их гибкости. Диаметр стальной оболочки, равный 108 мм выбирался исходя из возможностей испытательной оснастки и оборудования лаборатории, где проводились эксперименталь-

ные исследования. Выбор характеристик материалов был основан исходя из предполагаемой области применения ТБК рассматриваемой конструкции в качестве сильно нагруженных колонн высотных и многоэтажных зданий.

Как отмечалось ранее, Г.Н. Добудогло в своих работах обнаружил, что потеря устойчивости от продольного изгиба при центральном сжатии трубобетонного элемента может наступить при отношении расчетной длины к диаметру элемента, равному 15^16. При меньших гибкостях разрушение элемента наступает только от потери его прочности. Согласно же исследованиям, проведенным независимо друг от друга Р.С. Санжаровским и Л.И. Стороженко, можно заключить, что рациональная область применения сжатых трубобетонных элементов примерно ограничивается отношением l/d = 20. Поэтому для проведения экспериментальных исследований было решено ограничить нижнее значение условной гибкости лабораторных образцов именно величиной «20». Под условной гибкостью Xn в данной работе принята гибкость стальной трубы- оболочки элемента (без учета бетонного ядра), индекс «n» использован из соображений примененного в русско-английском политехническом словаре термина «nominal» [120,121].

Оболочки трубобетонных колонн были изготовлены из сталей двух марок -Ст3 и 09Г2С. В качестве ядра опытных образцов использовался бетон средней и повышенной прочности. Класс бетона составлял B40, В50 и В60.

2.2 Исходные материалы

В результате ранее выполненных исследований по подбору бетонной смеси [74,75], для образцов применялся исходный бетон следующих составов (табл. 2.1):

Таблица 2.1

Исходные составы бетонной смеси

Материалы Состав №1 Состав №2 Состав №3

Цемент, кг/м3 420 480 580

Щебень, кг/м3 1065 1080 1210

Песок, кг/м3 575 530 460

Вода, кг/м3 200 210 225

Приготовление бетонной смеси осуществлялось из следующих материалов:

- портландцемент МЦОЗ (г. Магнитогорск), марки М500 [16] по ГОСТ 10178-85 (для состава № 1, табл. 2.1) (характеристики приведены в табл. 2.2);

- расширяющийся реопластичный безусадочный цемент «МасЙ01» (состав № 2, табл. 2.1);

- щебень фракции 5 -^20 мм, Белорецкий гранитный карьер (табл. 2.3);

- песок фракции 0^5 мм, Магнитогорский песчаный карьер (табл. 2.4);

Таблица 2.2

Физико-механические свойства цемента марки ПЦ-500

Результаты испытаний ГОСТ 30515-2013 ПЦ-500-Д0

тонкость помола - остаток на сите 008, [%] 15,0 4,0

нормальная густота цементного теста, [%] не нормируется 27,9

сроки схватывания, [час/мин]: - начало - конец не ранее 45 мин. не позднее 10 ч. 2...49 4...13

предел прочности по ГОСТ 310.4-81: - изгиб 28 сут. [МПа] - сжатие 28 сут. [МПа] 4,4; 5,4; 5,9 29,4; 39,2; 49,0 6,7 50,0

активность при пропаривании, [МПа]: - I гр.эф. > - II гр.эф. > - III гр.эф. > 21; 25; 27; 32 18; 22; 24; 28 18; 22; 24; 28 34,3

Таблица 2.3

Физико-механические свойства щебня

Наименование характеристики Единица измерения Значение

объемная насыпная масса кг/м3 1300

удельная масса кг/м3 2500

дробимость % 12,5

водонасыщеность % 3,1

пустотность % 4,0

морозостойкость - 300

Физико-механические свойства песка

Наименование характеристики Единица измерения Значение

объемная насыпная масса кг/м3 1330

удельная масса кг/м3 2600

влажность % 5,0

загрязненность % 2,8

модуль крупности - 2,7

пустотность % 39,0

Для изготовления лабораторных образцов были использованы стальные трубы по ГОСТ [19] 0108x6 мм из стали класса Ст3 и 0108x5 мм из стали класса 09Г2С. Образцы каждой серии готовились из торцованных отрезков от одной трубы.

2.3 Конструкция экспериментальных образцов

Для проведения эксперимента заформовали 27 серий образцов ТБК, из которых 12 серий необжатые, 12 серий - с предварительно обжатым (ПО) механическим способом бетонным ядром, и 3 серии образцов с ПО бетонным ядром, на напрягающем бетоне. Каждая серия представляла собой три идентичных образца.

Опытные образцы имели наружный диаметр сечения 108 мм, высота для образцов различных серий составляла соответственно 560 мм, 1120 мм, 1680 мм и 2240 мм.

Физико-механические характеристики исходного бетона определялись по контрольным образцам [17]. Изготовление всех контрольных образцов осуществлялось при формовании каждой серии лабораторных образцов ТБК, которые после распалубливания хранились в мокрых опилках, исключающих испарение из них влаги.

Лабораторные образцы закрывались с торцов металлическими пластинами из стали Ст3. Непосредственно перед проведением испытаний лабораторных образцов определялись необходимые физико-механические характеристики стали и бетона. Хранение образцов до испытаний осуществлялось в одинаковых условиях.

Для создания избыточного давления обжатия в бетонном ядре образца использовались либо длительное прессование стальными сердечниками диаметром 22 мм,

либо напрягающий бетон марки Бр1,5. В качестве стального сердечника использовалась труба диаметром 22 мм. При этом возникало предварительное обжатие бетонного ядра величиной около 3 МПа. Использованная методика прессования описана в работе [42]. На рисунках 2.2 и 2.3 представлены конструкция и внешний вид образцов.

Стальной сердечник Внешняя стальная оболочка

бетонное ябро без обжатия

Рисунок 2.2 - Конструкция лабораторных образцов ТБК и ПО ТБК

Рисунок 2.3 - Внешний вид изготовленных лабораторных образцов В таблице 2.5 представлены характеристики лабораторных образцов.

Конструктивные и геометрические особенности лабораторных образцов

№ Обозначение серии Краткое описание образца Высота образца, [мм] Условная гибкость (X) Коэффициент армирования, (ЗЮ) 1—, Площадь, см2

э» ^ ^ К 5 ^ к 3 й § | с Бетонного ядра

1 2 3 4 5 6 7 8 9

1 ТНА. 60.20 Трубобетонный, сплошного сечения, без предварительного обжатия бетонного ядра, сталь марки 09Г2С, класс бетона В60. 560 20 0,046 5 16,18 75,43

2 ТНА. 60.40 1120 40

3 ТНА. 60.60 1680 60

4 ТНА. 60.80 2240 80

5 ТОА. 60.20 Трубобетонный, кольцевого сечения, с предварительно обжатым (механическим способом) бетонным ядром, сталь марки 09Г2С, класс бетона В60. 560 20 0,079 5 16,18 71,63

6 ТОА. 60.40 1120 40

7 ТОА. 60.60 1680 60

8 ТОА. 60.80 2240 80

9 ТНА.40.20 Трубобетонный, сплошного сечения, без предварительного обжатия бетонного ядра, сталь марки 09Г2С, класс бетона В40. 560 20 0,046 5 16,18 75,43

10 ТНА.40.40 1120 40

11 ТНА.40.60 1680 60

12 ТНА.40.80 2240 80

13 ТОА.40.20 Трубобетонный, кольцевого сечения, с предварительно обжатым (механическим способом) бетонным ядром, сталь марки 09Г2С, класс бетона В40. 560 20 0,079 5 16,18 71,63

14 ТОА.40.40 1120 40

15 ТОА.40.60 1680 60

16 ТОА.40.80 2240 80

продолжение таблицы 2.5

1 2 3 4 5 6 7 8 9

17 ТМА. 60.20 Трубобетонный, кольцевого сечения, с предварительно обжатым (на напрягающем цементе «МасТ1о\¥») бетонным ядром, сталь марки 09Г2С, класс бетона В60. 560 20 0,079 5 16,18 71,63

18 ТМА. 60.40 1120 40

19 ТМА. 60.80 2240 80

20 ТНБ.50.20 Трубобетонный, сплошного сечения, без предварительного обжатия бетонного ядра, сталь марки СтЗ, класс бетона В50. 560 20 0,056 6 19,23 75,43

21 ТНБ.50.40 1120 40

22 ТНБ.50.60 1680 60

23 ТНБ.50.80 2240 80

24 ТОБ.50.20 Трубобетонный, кольцевого сечения, с предварительно обжатым (механическим способом) бетонным ядром, сталь марки СтЗ, класс бетона В50. 560 20 0,089 6 19,23 71,63

25 ТОБ.50.40 1120 40

26 ТОБ.50.60 1680 60

27 ТОБ. 50.80 2240 80

Условные обозначения серий, принятые в маркировке: Т - трубобетонный образец, Н - образец с необжатым ядром; О - образец с обжатым ядром; А - оболочка из стали марки 09Г2С, Б - оболочка из стали марки СтЗ; класс бетона; X - условная гибкость образца (в диапазоне 20-80); М - прессование бетонной смеси за счет энергии расширяющегося цемента марки «МасБ1о\¥.

2.4 Методика проведения испытаний образцов

Определение прочности при сжатии контрольных образцов бетона осуществлялось на гидравлическом прессе ИП-2000.

Испытания контрольных образцов стали на растяжение, вырезанных из внешней оболочки, проводились на универсальной испытательной машине УММ-20.

Для испытаний лабораторных образцов ТБК были использованы гидравлический пресс 2ПГ-500 и специальный стенд с домкратом Д. 140.150 на 140 тонн. Контроль за нагружением осуществлялся при помощи заранее оттарированного манометра. Испытание образцов производилось в возрасте 60 суток.

Чтобы компенсировать концентрацию напряжений в приопорной части образцов были установлены специально изготовленные металлические бандажи.

Измерение осевых и тангенциальных деформаций и стали во время кратковременных испытаний производилось в основном тензометрическим методом с использованием проволочных электротензорезисторов (ЭТР) с базой 20 мм. Показания тензорезисторов регистрировались информационно-измерительной системой АИД-4М. На образцах высотой 560 мм тензодатчики располагались в их среднем поперечном сечении, для образцов с большей гибкостью двухкомпонентные прямоугольные тензорозетки располагались в трех сечениях. Схема наклейки тензоре-зисторов на поверхность оболочки и внешний вид образца с закрепленными датчиками представлены на рис. 2.4 и 2.5.

Показания наклеенных на поверхность стальной оболочки тензорезисторов дублировались показаниями индикаторов часового типа (ИЧТ) с базой 200 мм и ценой деления 0,001 мм.

Рисунок 2.4 - Схема расположения ЭТР для образцов высотой 1120^2240 мм

Рисунок 2.5 - Внешний вид наклеенных на образце ЭТР и дублирующих их показания ИЧТ

Для определения значений осевых деформаций в бетонном ядре использовались тензометры Аистова (ТА). В каждом характерном сечении на противоположных сторонах образца устанавливались два тензометра. Схема расположения и внешний вид закрепленных на образце тензометров Аистова и ИЧТ приведены на рис. 2.6, 2.7.

Рисунок 2.6 - Схема расположения тензометров Аистова и ИЧТ для образцов высотой 1120 ^ 2240 мм в виде развертки

Рисунок 2.7 - Внешний вид установленных на образце тензометров Аистова

Закрепление приборов производилось с использованием металлических шпилек с резьбой М6, вкрученных в бетонное ядро таким образом, чтобы между шпилькой и внешней стальной оболочкой оставался промежуток 1-2 мм.

Для фиксации горизонтальных перемещений образца использовались про-гибомеры ПАО-6, которые устанавливались на неподвижных штативах в двух взаимно перпендикулярных плоскостях, проходящих через ось образца. На одном образце устанавливались шесть прогибомеров, по одной паре на расстояниях и % длины образца. Общий вид установленных на лабораторном образце приборов приведен на рисунке 2.8.

Рисунок 2.8 - Внешний вид прогибомеров при испытаниях образцов

Всего на один образец с высотой 560 мм крепилось два ИЧТ, два датчика Аистова, наклеивалось восемь электротензорезисторов и устанавливалось шесть прогибомеров. На образец с высотой 1120 мм и более крепилось шесть ИЧТ, шесть тензометров Аистова, наклеивалось двадцать четыре электротензорезистора (по восемь в сечении) и устанавливалось шесть прогибомеров.

Характеристики материала труб были определены по образцам, вырезанным из стенки. Модуль упругости стали Ев был определен на уровне 2,05х105 МПа. В таблице 2.5 представлены результаты испытаний контрольных образцов бетона и стали.

Результаты испытаний контрольных образцов бетона и стали

Серия Я,МПа Rbu,МПа Ebx103,МПа ^,МПа о^,МПа

ТНА.60.20 58,5 45,6 40,2 451 360

ТНА.60.40 58,5 45,6 40,2 445 355

ТНА.60.60 58,5 45,6 40,2 448 358

ТНА.60.80 58,5 45,6 40,2 455 363

Т0А.60.20 59,9 46,7 40,4 451 360

Т0А.60.40 59,9 46,7 40,4 445 355

Т0А.60.60 59,9 46,7 40,4 448 358

Т0А.60.80 59,9 46,7 40,4 455 363

ТНА.40.20 42,2 31,7 36,4 438 350

ТНА.40.40 39,9 29,9 35,7 436 348

ТНА.40.60 39,9 29,9 35,7 442 353

ТНА.40.80 42,2 31,7 36,4 445 355

Т0А.40.20 42,2 31,7 36,4 438 350

Т0А.40.40 39,9 29,9 35,7 436 348

Т0А.40.60 39,9 29,9 35,7 442 353

Т0А.40.80 42,2 31,7 36,4 445 355

ТМА.60.20 59,5 49,4 40,3 450 359

ТМА.60.40 59,5 49,4 40,3 447 357

ТМА.60.80 59,5 49,4 40,3 451 360

ТНБ.50.20 53,1 40,3 39,1 358 245

ТНБ.50.40 51,2 38,9 38,7 360 245

ТНБ.50.60 51,2 38,9 38,7 355 248

ТНБ.50.80 53,1 40,3 39,1 352 246

Т0Б.50.20 53,1 40,3 39,1 359 245

Т0Б.50.40 51,2 38,9 38,7 360 245

Т0Б.50.60 51,2 38,9 38,7 355 242

Т0Б.50.80 53,1 40,3 39,1 353 245

Условные обозначения:

R - прочность бетона при сжатии (кубиковая); Rbu - прочность бетона при сжатии (призменная); Eb - начальный модуль упругости бетона; о^ - временное сопротивление стали; о3,у - предел текучести стали.

Процесс испытания образцов осуществлялся в два этапа:

1. На первом этапе сначала производилась предварительная центровка по геометрической оси, затем, по электротензорезисторам - более точная центровка по физической оси. При этом осуществлялось пробное загружение образца до уровня 20% от теоретической разрушающей нагрузки N

2. На втором этапе производилось непосредственно испытание. Образцы нагружались ступенями по 10 % от N (с выдержкой 10 минут на каждой ступени) до величины 0,7Ки, в дальнейшем ступенями по 5% до остановки роста сжимающей нагрузки. За время выдержки фиксировались показания всех индикаторов электротензорезисторов.

Принципиальные схемы испытаний лабораторных образцов ТБК и ПО ТБК, изготовленных из стали марки 09Г2С и бетона класса В50 показаны на рис. 2.9, 2.10. Схемы испытаний для образцов других серий были идентичны представленным.

Рисунок 2.9 - Образцы серий ТНА.50.20 и ТНА.50.40 во время испытаний

Рисунок 2.10 - Образцы серий ТНА.50.60 и ТНА.50.80 во время испытаний

2.5 Основные выводы по второй главе

1. Исследование влияния гибкости на несущую способность параллельно проводились на образцах трубобетонных колонн традиционной конструкции, а также образцах с предварительно обжатым в поперечном направлении бетонным ядром. Обжатие осуществлялось как механическим способом, так и за счет использования напрягающего бетона.

2. При проведении экспериментальных исследований определение прочностных и деформативных характеристик контрольных образцов бетона и стали, а также напряженно-деформированного состояния лабораторных образцов тру-бобетонных колонн в основном осуществлялось с использованием стандартного оборудования, измерительных приборов и методики испытаний.

3. Испытание образцов трубобетонных колонн высотой 1680 мм и 2240 мм потребовало изготовления и монтажа специального стенда. При этом загружение образцов создавалось гидравлическим домкратом с контролем величины с помощью заранее оттарированного манометра.

ГЛАВА 3 РЕЗУЛЬТАТЫ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ

ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН

3.1 Результаты испытаний лабораторных образцов

Основные результаты испытаний лабораторных образцов приведены в таблице 3.1.

Таблица 3.1

Основные результаты испытаний образцов ТБК

Серия Высота [мм] Rbu [МПа] N1 [кН] К [кН] Яе1/Ыи Ф

ТНА.60.20 560 45,6 752 1127 0,67 1,0

ТНА.60.40 1120 45,6 668 933 0,74 0,83

ТНА.60.60 1680 45,6 665 797 0,83 0,71

ТНА.60.80 2240 45,6 724 753 0,93 0,67

ТОА.60.20 560 46,7 919 1250 0,74 1,0

ТОА.60.40 1120 46,7 918 1067 0,86 0,85

ТОА.60.60 1680 46,7 796 884 0,90 0,71

ТОА.60.80 2240 46,7 763 820 0,95 0,66

ТНА.40.20 560 31,7 738 990 0,72 1,0

ТНА.40.40 1120 29,9 570 893 0,63 0,91

ТНА.40.60 1680 29,9 632 735 0,86 0,74

ТНА.40.80 2240 31,7 685 683 0,94 0,69

ТОА.40.20 560 31,7 804 1113 0,75 1,0

ТОА.40.40 1120 29,9 800 900 0,89 0,80

ТОА.40.60 1680 29,9 713 778 0,92 0,70

ТОА.40.80 2240 31,7 714 750 0,96 0,67

ТМА.60.20 560 49,4 1056 1447 0,73 1,0

ТМА.60.40 1120 49,4 907 1106 0,82 0,76

ТМА.60.80 2240 49,4 836 889 0,94 0,61

ТНБ.50.20 560 40,3 601 1072 0,56 1,00

ТНБ.50.40 1120 38,9 540 858 0,63 0,80

ТНБ.50.60 1680 38,9 485 724 0,67 0,68

ТНБ.50.80 2240 40,3 537 603 0,89 0,56

ТОБ.50.20 560 40,3 712 1186 0,6 1,00

ТОБ.50.40 1120 38,9 694 978 0,71 0,82

ТОБ.50.60 1680 38,9 556 762 0,73 0,64

ТОБ.50.80 2240 40,3 671 714 0,94 0,6

В таблице приведены следующие показатели:

Яьи - данные по средним значениям призменной прочности исходного бетона;

Ые1 - предел упругой работы;

Ыи - максимально достигнутая нагрузка;

- Ые/Ыи - отношение предела упругой работы образца к максимально достигнутой нагрузке;

- ф= Ыи/Ытах - коэффициент продольного изгиба (Ктах - прочность образца данной серии с условной гибкостью Хп = 20).

На рис. 3.1^3.4 наглядно представлена закономерность роста несущей способности при использовании предварительного обжатия бетонного ядра.

Рисунок 3.1 - Несущая способность характерных образцов различных серий

с условной гибкостью /Ч1=20

/.,-40

1100

1050

1000

•л

£

950

900

850

800

□НО ЕШПО

В60 (09Г2С)

933

1067

В40 (09Г2С)

893

900

В50 (СтЗ)

858

978

Рисунок 3.2 - Несущая способность характерных образцов различных серий

с условной гибкостью Хп =40

Рисунок 3.3 - Несущая способность характерных образцов различных серий

с условной гибкостью Хп =60

Рисунок 3.4 - Несущая способность характерных образцов различных серий

с условной гибкостью Хп =80 Из полученных результатов экспериментов видно, что разрушающая

нагрузка для образцов различных серий существенным образом зависит от гибкости. Так, увеличение гибкости А^ с 20 до 80 снижает несущую способность образцов серий ТНА.60.ХХ, ТОА.60.ХХ на 33-34%, серий ТНА.40.ХХ, ТОА.40.ХХ на 31-33%. Наибольшее влияние изменение гибкости сказалось на образцах серий ТНБ.50.ХХ и ТОБ.50.ХХ - несущая способность снизилась на 44%.

Образцы, изготовленные с ядром из БТД, показали следующее увеличение несущей способности по сравнению с образцами без предварительного обжатия: - Ап =20 - 12-14% (бетон В60), 15-18% (бетон В40);

- Хп =40 - 10-12% (бетон В60), 12-14% (бетон В40);

- Хп =60 - 9-11% (бетон В60), 10-11% (бетон В40);

- Хп =80 - 7-8% (бетон В60), 6-7% (бетон В40).

Таким образом, предварительное обжатие бетонного ядра оказало влияние на несущую способность ТБК, в большей степени - коротких (рисунок 3.5).

Рисунок 3.5 - Закономерность изменения эффекта от предварительного обжатия бетонного ядра на примере образцов, изготовленных из стали 09Г2С и ядром из

бетона класса В60

Для исследованного в работе диапазона гибкостей зафиксировано снижение эффекта предварительного обжатия бетонного ядра с ростом прочности исходного бетона, что согласуется с результатами ранее выполненных исследований [42].

Следует заметить, что образцы с Хп =20-40 исчерпывали несущую способность из-за потери прочности нормального сечения, тогда как образцы с Хп =60-80 разрушались вследствие потери устойчивости второго рода.

Выполненные замеры деформаций на внешней поверхности стальной трубы и в бетоне позволили построить зависимости «п-в» продольных и поперечных деформаций от относительного уровня нагружения образца.

Зависимости «п-в» для характерных образцов с предварительно обжатым и необжатым бетонным ядром, с внешней оболочкой из стали марки 09Г2С, приведены на рисунках 3.6-3.13. На рисунке 3.14 приводятся зависимости для образцов с бетонным ядром из напрягающего бетона. Аналогичные зависимости для образцов других серий, изготовленных с использованием внешней оболочки из стали марки Ст3, представлены на рисунках 3.15-3.18.

О)

СО

О £ *

>5 X

= I

Л I ^

ге

о>

и О X

н О

-300

-200

-100 0 100 200 Относительные деформации, х10Л-5

оо

300

400

500

■ ТОА.60.20 {продольные деформации) ■ТНА.60.20 (продольные деформации)

— ТОА.60.20 {поперечные деформации) ■-ТНА.60.20 (поперечные деформации)

01 ш о

о. сс > 3 зГ X

3 А» £ |

11

и

О

------------------------------ — ------------------------------ ------------------------------- ■ ^

• ж» \ N \ Ч \ Ч- \. П ОГ| у

л V \ \ \ \ к V 1-66— 11СП / у / * / X / * / и'

* 1 1 ' 1 • 1 / я * г * / У / ✓

* / * / / ■ / /

и П пУп 77 г / / / //