Железобетонные колонны с заглубленными продольными стержнями без поперечного армирования тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.01, кандидат наук Мурадян, Виктор Арутюнович

• Мурадян, Виктор Арутюнович
• кандидат наук
• 2013

Оглавление диссертации кандидат наук Мурадян, Виктор Арутюнович

Оглавление

Введение

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Исследования железобетонных стоек с заглубленной продольной арматурой

1.2. Диаграмма деформирования бетона и ее аналитическое описание

1.3. Существующие методы расчета железобетонных колонн

1.4. Вопросы математического моделирования поведения железобетона

1.5. Задачи исследования

ГЛАВА 2. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОЛОНН С УВЕЛИЧЕННЫМ ЗАЩИТНЫМ СЛОЕМ БЕТОНА

2.1. Программа экспериментальных исследований, характеристики материалов и изготовление колонн

2.2. Конструкции опытных образцов

2.3. Методика испытания опытных колонн

2.4. Влияние различных факторов на характер разрушения и несущую способность железобетонных элементов с увеличенным защитным слоем бетона

2.5. Деформативность опытных образцов

Выводы по главе 2

ГЛАВА 3. УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ МЕТОДОВ РАСЧЕТА ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОЛОНН

3.1. Определение диаграммы деформирования бетона в армированных железобетонных стойках

3.2. К оценке степени реализации диаграммы деформирования бетона во внецентренно сжатых стойках

3.3. Расчет прочности железобетонных стоек с ненапрягаемой арматурой

3.4. Упрощенные методы определения прочности и трещиностойкости железобетонных стоек

3.5. Об устойчивости арматурных стержней при сжатии

Выводы по главе 3

ГЛАВА 4. ИССЛЕДОВАНИЕ УСТОЙЧИВОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОЙ КОЛОННЫ МЕТОДОМ КОНЕЧНОГО ЭЛЕМЕНТА

4.1. Постановка задачи для железобетонной колонны

4.2. Конечно-элементная модель колонны

4.3. Анализ результатов численного моделирования пространственной конструкции

4.4. Исследование НДС сечений конструкции при плоской деформации

4.5. Оптимизационный анализ конструкции сведением к модели для анизотропной среды

Выводы по 4 главе

ГЛАВА 5. Технико-экономические преимущества и область применения железобетонных колонн с заглубленной арматурой

5.1. Преимущества железобетонных колонн с заглубленной продольной арматурой

5.2. Перепроектирование типовых железобетонных колонн на элементы с заглубленной арматурой

Выводы по главе 5

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

Приложение. Акты о внедрении результатов работы

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Железобетонные колонны с заглубленными продольными стержнями без поперечного армирования»

Введение

Успешное решение задач по развитию капитального строительства требует совершенствования не только организации и производства строительных работ, но и повышения технико-экономической эффективности строительных конструкций.

Одним из важных путей в этом направлении является снижение материалоемкости и веса железобетонных конструкций, являющихся основной современного строительства.

В области железобетонных конструкций ускорение научно-технического прогресса достигается как поиском новых, так и совершенствованием известных конструктивных решений и методов расчета. Учитывая, что сжатые элементы составляют весьма значительную часть общего объема железобетонных конструкций вопросы их рационального проектирования и расчета являются весьма актуальными.

При сжатии негибких железобетонных колонн с малым эксцентриситетом расстояние продольных стержней до боковых граней колонны практически не оказывает влияние на несущую способность. При расположении в таких конструкциях продольных стержней вблизи граней с соблюдением минимального защитного слоя установка поперечной арматуры необходима для предотвращения выпучивания продольных стержней. Представляется целесообразным обеспечить достаточную устойчивость продольных стержней за счет значительного увеличения толщины защитного слоя. Это позволит отказаться от поперечного армирования (полностью или частично), что приведет к существенной экономии арматурной стали, будет функцией ряда факторов: толщины защитного слоя, гибкости арматурного стержня, прочности бетона (так как с увеличением прочности бетона растет сцепление с арматурой), вида арматуры и т.д.

В настоящее время очень мало работ, посвященных этой проблеме. Это особенно касается экспериментальных данных о сопротивлении колонн внеш-

ней нагрузке. Не установлено влияние толщины защитного слоя на несущую способность и деформативность стоек. Не уточнены методы расчета таких конструкций. Не установлено оптимальное положение арматуры по сечению колонны, соответствующее максимальному критическому усилию, разрушающему конструкцию. Следует установить изменения оптимального защитного слоя бетона колонн с увеличением размеров поперечного сечения.

Исследованию этих и других малоизученных вопросов посвящена настоящая диссертационная работа. Решение поставленных в работе задач имеет существенное значение для рационального и надежного проектирования сжатых железобетонных элементов с заглубленной рабочей арматурой.

Цель диссертационной работы:

получение новых экспериментальных данных о работе железобетонных колонн с заглубленной продольной арматурой без поперечного армирования; разработка методов расчета таких конструкций и установление оптимальных параметров толщины защитного слоя по критерию максимальных критических усилий.

Автор защищает:

- новые экспериментальные данные о работе под нагрузкой железобетонных колонн без поперечной арматуры, в которых варьировались толщина защитного слоя бетона, процент продольного армирования, эксцентриситет внешней силы;

- новые данные о характере развития продольных и поперечных деформаций элементов без поперечного армирования, влиянии процента продольного армирования на несущую способность сжатых элементов в зависимости от эксцентриситета внешней силы;

- данные о влиянии продольной арматуры А500 на диаграмму деформирования тяжелого бетона и рекомендации по описанию этой диаграммы при различных процентах армирования;

- корреляционные зависимости предельной сжимаемости тяжелого бетона от процента армирования и эксцентриситета внешней силы; рекомендации

по расчету прочности железобетонных колонн, армированных сталью А500, основанные на перераспределении усилий с бетона на арматуру на нисходящем участии диаграммы деформирования бетона;

- предложения по эффективному использованию арматуры А500 в сечении железобетонной колонны и приближенные методы расчета таких конструкций с учетом полных трансформированных диаграмм деформирования материалов;

- методику оптимизационного анализа пространственной конструкции железобетонной колонны на основе параметрической конечно-элементной модели с учетом явлений трещинообразования и пластических деформаций;

- результаты анализа напряженно-деформированного состояния конструкции армированной колонны при изменении геометрических и физических характеристик при нелинейном деформировании, позволившего установить существование оптимальных значений толщины защитного слоя бетона по критерию максимальных критических усилий.

- методику оптимизационного анализа конструкции по расположению вертикальной арматуры колонны при сжатии на основе исследования плоского НДС сечения колонны.

- данные перепроектирования типовых железобетонных колонн на элементы с заглубленной арматурой.

Достоверность научных положений и выводов подтверждается статистической обработкой опытных данных автора, а также результатов численного эксперимента с расширенными границами варьирования изучаемых факторов.

Научная новизна работы:

- получены и проанализированы новые экспериментальные данные о несущей способности и деформативности железобетонных колонн с заглубленной арматурой без поперечного армирования; установлено влияние на работу таких конструкций процента продольного армирования, эксцентриситета внешней силы, толщины защитного слоя бетона;

- установлено влияние продольной арматуры А500 на диаграмму деформирования тяжелого бетона и предложены рекомендации по описанию диаграммы «<ть — еъу> при различных процентах армирования;

- разработаны корреляционные зависимости предельной сжимаемости тяжелого бетона от процента армирования и эксцентриситета внешней силы и даны предложения по расчету прочности железобетонных колонн, армированных сталью А500;

- предложены приближенные методы расчета железобетонных колонн с учетом полных трансформированных диаграмм деформирования материалов и даны рекомендации по эффективному использованию арматуры А500 в сечении железобетонной колонны;

- разработана методика оптимального анализа пространственной конструкции железобетонной колонны с использованием параметрической конечно-элементной модели при учете неупругих деформаций бетона;

- проанализировано влияние различных факторов на работу железобетонных колонн с заглубленной арматурой и определен характер изменения оптимального значения защитного слоя бетона колонны при увеличении размеров поперечного сечения, имеющий тенденцию к стабилизации, начиная с некоторой величины сечения;

- установлена взаимосвязь между результатами проведенного оптимизационного анализа пространственной конструкции колонны при сжатии и результатами анализа плоской деформации сечения колонны с целью выбора оптимального положения арматуры в ней, а также рассмотрены возможности оптимизационного исследования по армированию колонны введением эффективных упругих модулей.

Практическая ценность работы

Разработаны практические рекомендации по проектированию железобетонных колонн с заглубленной арматурой, учету влияния арматуры класса А500 на диаграмму деформирования бетона и работу железобетонных колонн.

Определены области рационального применения железобетонных колонн с заглубленной арматурой без поперечного армирования, установлены оптимальные величины защитного слоя бетона для обеспечения устойчивости арматурных стержней.

Разработана программа поиска оптимального расположения продольной вертикальной арматуры в колонне, пригодная для практического использования в проектной практике.

Внедрение результатов работы

Рекомендации по проектированию железобетонных колонн с заглубленными продольными стержнями и программа поиска оптимального защитного слоя бетона используется в проектной практике в проектных организациях ООО «Севкавнипиагропром», ОАО «Ростовгражданпроект», ЗАО «Озон» и др.

Результаты исследований автора внедрены также в учебный процесс в Ростовском государственном строительном университете - они включены в лекционные курсы по железобетонным конструкциям, в спецкурс, дипломное проектирование и научно-исследовательскую работу студентов.

Апробация результатов. Основные положения диссертации доложены и обсуждены на Международных научно-практических конференциях «Строи-тельство-2010», «Строительство-2011», «Строительство-2012», «Инновационные исследования строительных конструкций в работах молодых ученых Ростовской области».

Публикации. По материалам диссертации получен патент №2012130127/3, опубликованы 6 печатных работ, из них 4 - в рецензируемых научных изданиях, рекомендуемых ВАКом РФ.

Структура и объем диссертационной работы. Диссертация состоит из введения, 5 глав, основных выводов, списка литературы и приложений.

Работа изложена на 140 страницах, содержит 17 таблиц, 65 рисунков, библиографический список из 125 наименований.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ 1.1. Исследования железобетонных стоек с заглубленной продольной арматурой

Возможность снижения количества поперечной арматуры в железобетонных колоннах давно интересовало исследователей.

Анализ опубликованных результатов экспериментальных исследований работы сжатых железобетонных элементов, выполненных различными учеными нашей страны и за рубежом, показывает, что в ряде случаев количество поперечной арматуры в таких конструкциях может быть сокращено за счет увеличения предельно допустимого расстояния между хомутами.

Так, в работе [83] был проведен специальный эксперимент для сжатых железобетонных колонн с постоянным процентом продольного армирования и варьированием диаметра и шага хомутов при определенном классе тяжелого бетона. При этом расстояние между хомутами предполагалось увеличить по сравнению с предельно допустимыми по нормам в три раза.

Для определения влияния шага хомутов на прочностные и деформативные характеристики железобетонных колонн, сжатых с небольшими эксцентриситетами, авторами проведен эксперимент с варьированием таких факторов, как диаметр хомутов, их шаг, толщина защитного слоя.

Для определения нагрузки, которую воспринимают продольные стержни каркаса колонн до потери их устойчивости, испытано по 3 каркаса, идентичных тем, что установлены в экспериментальных железобетонных колоннах с шагом хомутов, равными 300 мм и 900 мм, и их диаметрами, в обоих случаях равными 6 мм (табл. 1.1). Физические и геометрические параметры колонн были назначены следующие: высота колонн - 1,8 м, сечение колонн с защитным слоем 340 мм х 300 мм, ширина сечения без защитного слоя 300 мм х 300 мм, продольная арматура была принята - 022 А400, поперечная - об А240 и оЮ А240, бетон класса В25.

Для изготовления колонн без защитного слоя между продольными стержнями каркаса и стенкой опалубки прокладывались листы пенопласта с

таким расчетом, чтобы пространство между продольными стержнями каркаса оказалось заполненным бетоном, а хомуты оказались не в бетоне. В верхней и нижней части колонн с отсутствием защитного слоя были сделаны оголовки с сечением 340 мм х 340 мм и высотой 300 мм (по обоим торцам арматурного каркаса имелись сваренные с ним стальные пластины 340x340x16 мм). Для усиления этих оголовков в них были размещены перпендикулярно к продольным стержням сетки в количестве 6 штук из 010 А400 с ячейками 50 мм х 50 мм. Сетки устанавливались с шагом 50 мм.

На каркас наклеивались тензодатчики с базой 20 мм до бетонирования колонн, с последующей их гидроизоляцией. На бетон датчики наклеивались с базой 50 мм после бетонирования колонн, непосредственно перед испытанием. Испытания колонн были начаты через четыре месяца после бетонирования. Для определения продольных и поперечных деформаций бетона на колоннах устанавливались индикаторы часового типа с ценой деления, равной 0,01 мм.

Таблица 1.1

Конструктивные параметры опытных образцов

8=300мм Б=600мм 8=900мм сечения стоек

06 010 06 010 06 010

колонны без защитного слоя 3 шт. 3 шт. 3 шт. 3 шт. 3 шт. 3 шт. «--_ ! 8'

колонны с защитным слоем а = 20 мм 3 шт. - - - - - о (уУУлу Л / //И 00 И://V 141 ~~о СО

каркасы колонн 3 шт. К-1 К-2 К-3 - - - 3 шт. К-1 К-2 К-3 -

< > X < > о 00 СЧ1

эскизы каркасов колонн 30 280 Т1— " N N 4 И22 А400 ^^ 30 А 8 1 I 30 280 Т1— У 2О6А240 / N 4022 А400^ 30 те 8 § 1 I § я 30 25 / 2 010 Мла/ \ 4 «22 А400 ^ — § 1 1 - 1 8 1р тт 1 5

Анализ основных результатов показал следующее:

При испытании каркасов с жестким сердечником, с шагом хомутов 8=300 мм и диаметром хомутов, равным 6 мм, выяснилось, что максимальная нагрузка, которую они могут вынести, равна 380 кН.

При этом напряжение в продольных стержнях было близко к пределу те-

1 е, =206х1(Г5.

кучести, а максимальные продольные деформации составили Ьи

При испытании каркасов с жестким сердечником с шагом хомутов 900 мм и диаметром хомутов, равным 6 мм, выяснилось, что во всех трех каркасах этой серии продольные стержни теряли устойчивость при нагрузке, равной в среднем 52 кН. Прочностные характеристики продольной и поперечной арматуры при этом полностью не реализовались.

При испытании железобетонных стоек с защитным слоем, шагом хомутов 8=300 мм и диаметром хомутов, равным 6 мм, средняя разрушающая нагрузка составила 3680 кН. Потери устойчивости продольных стержней до разрушения стоек не наблюдалось. После разрушения бетона стоек происходила потеря устойчивости продольных стержней, расположенных со стороны «шубы». Разрушение происходило во всех трех случаях по наклонному сечению.

Испытание железобетонных стоек с шагом хомутов 8=300 мм, диаметром хомутов равным 6 мм, но без защитного слоя показало, что их несущая способность в среднем составила 3430 кН. В процессе испытаний продольные стержни на участках между хомутами теряли устойчивость при нагрузке, в среднем составляющей 3260 кН. Так же, как и при испытании стоек с защитным слоем, теряли устойчивость продольные стержни, расположенные со стороны «шубы». Разрушение стоек происходило либо по наклонной плоскости, либо за счет образования вертикальных трещин, разделяющих бетонный массив стойки на несколько крупных частей. Нагрузка разрушения в стойках данной серии несколько меньше, чем в стойках с защитным слоем.

Средние продольные деформации бетона стоек составили 292 х10"5, а поперечные - 100x10"5. Максимальные, средние по серии деформации в продольной арматуре превысили ЗООх 10"5, а в хомутах - 130х Ю"5.

При испытании стоек с шагом хомутов 8=300 мм и диаметром хомутов,

равным 10 мм, было выяснено, что средняя разрушающая нагрузка составила 3367 кН, что меньше чем в аналогичных стойках, но с диаметром хомутов, равным 6 мм.

Разрушение стоек с 8=300 мм и диаметром хомутов 10 мм происходило как по наклонной плоскости, так и за счет образования вертикальных трещин, разделяющих бетонный массив на несколько крупных частей.

При испытании трех стоек с шагом хомутов 8=600 мм и диаметром поперечной арматуры, равным 6 мм, было установлено, что средняя разрушающая нагрузка этих стоек равна 3000 кН, меньше, чем средние разрушающие нагрузки, полученные при испытании предыдущих железобетонных стоек. При испытании их, во время потери устойчивости продольными стержнями, бетон стоек продолжал нести возрастающую нагрузку. Это говорит о том, что в данном случае прочностные характеристики продольной арматуры полностью не реализовались.

При испытании стоек с шагом хомутов равным 600 мм, но диаметром хомутов равным 10 мм выяснилось, что их несущая способность в среднем равна 2583 кН, ниже, чем в аналогичных стойках, но с хомутами диаметром 6 мм.

При испытании стоек с шагом хомутов 8=900 мм и диаметром хомутов, равным 6 мм, средняя разрушающая нагрузка составила 2400 кН. В данном случае также после потери продольными стержнями устойчивости, стойки продолжали нести возрастающую нагрузку, что говорит о недоиспользовании прочностных ресурсов продольной и поперечной арматуры. Разрушение колонн происходило либо по наклонной плоскости, либо за счет образования вертикальных трещин, разделяющих бетонный массив стойки на несколько крупных частей.

При испытании стоек с шагом хомутов 8=900 мм и диаметром хомутов, равным 10 мм, средняя разрушающая нагрузка составила 2600 кН, что больше средней разрушающей нагрузки аналогичных стоек, но с хомутами диаметром 6 мм. При испытании стоек с 8=900 мм и диаметром хомутов, равным 6 мм, прочностные характеристики продольной и поперечной арматуры полностью

исчерпаны не были.

На рис. 1.1 приведен график зависимости начала потери устойчивости продольной арматуры от шага и диаметра хомутов. Из графика видно, что нагрузки начала потери устойчивости продольной арматуры образцов с шагом хомутов равным 300 мм и 600 мм и диаметром хомутов равным 6 мм по величине превышают нагрузки аналогичных образцов с диаметром хомутов равным 10 мм. У стоек с шагом хомутов Б=900 мм наоборот, большие по величине нагрузки начала потери устойчивости продольной арматуры, имеют стойки с диаметром хомутов равным 10 мм. На основании этого графика авторы делают вывод, что при назначенных конструктивных характеристиках стоек, в образцах с шагом хомутов до 670 мм применение хомутов с диаметром, превышающим 6 мм нецелесообразно.

3200 --+---

^ 06 | 2800 -----

0Ю

2400 ---9 --"

2000 -----

1600 -------—|

1200 300 400 500 600 700 800 8,мм

о - хомуты диаметром 6мм V - хомуты диаметром 10мм

Рис. 1.1 .График зависимости начала потери устойчивости продольной арматуры от шага и

диаметра хомутов

Также на графике видно, что с увеличением шага хомутов с 300 мм до 900 мм нагрузка начала потери устойчивости продольной арматуры стоек с хомутами диаметром 6 мм уменьшается неравномерно, то есть «скорость» уменьшения нагрузки начала потери устойчивости продольной арматуры стоек с хомутами диаметром 6 мм с шагом хомутов от 300 мм до 900 мм меньше, чем от

Г г 06 )

у 010

' \

N

г

300 400 500 600 700 800 8

600 мм до 900 мм. На скорость уменьшение нагрузки начала потери устойчивости продольной арматуры в стойках, имеющих хомуты диаметром 10 мм, увеличение расстояния между хомутами с 300 мм до 900 мм влияния не оказывает.

На рис. 1.2 приведен график зависимости разрушающей нагрузки от шага и диаметра хомутов, из которого видно, что несущие способности стоек, имеющих хомуты диаметром 6 мм, по величине превышают несущие способности стоек с хомутами диаметром 10 мм, в интервале расстояний между хомутами от 300 до 800 мм.

3600 э-------

3200 — ----

2800 --^---

010^--—

2400 ------—^¿от

2000 300 400 500 600 700 800 8,мм

□ - стойки с защитным слоем, с хомутами 6мм о - стойки с хомутами 6мм V - стойки с хомутами 10мм

Рис. 1.2. График зависимости разрушающей нагрузки от шага и диаметра хомутов

Причем скорость убывания несущей способности стоек с хомутами диаметром 6 мм более равномерна, чем в стойках с хомутами диаметром 10 мм. Из графика также видно, что в стойках с хомутами диаметром 10 мм, увеличение шага хомутов от 600 мм до 900 мм на величину несущей способности стоек существенно не отразилось. Таким образом, график позволяет сделать вывод о том, что в стойках с шагом хомутов от 300 мм до 800 мм применение хомутов с диаметром более 6 мм нецелесообразно, так как это не увеличивает несущей способности стоек.

\ > 06

010) -

300 400 500 600 700 800 8

На рис. 1.3 приведен график зависимости начала потери устойчивости продольной арматуры от коэффициента поперечного армирования Из графика видно, что в стойках с хомутами диаметром 6 мм увеличение поперечного армирования с 0,042% (8= 900 мм, диаметр 6 мм) до 0,126 % (8= 300мм, диаметр 6 мм) обусловило увеличение нагрузки начала потери устойчивости продольной арматуры с 1630 до 3260 кН. В то же время, увеличение коэффициента поперечного армирования в стойках с хомутами диаметром 10 мм с 0,116 % (8= 900мм, диаметр 10 мм) до 0,349% (8= 300 мм, диаметр 10 мм) привело к увеличению нагрузки начала потери устойчивости продольных стержней с 2130 до 2900 кН.

3200 2800 2400 2000 1600 1200

0.04 0.08 0.12 0.16 0.2 0.24 0.28 0.32 Мх,(%) п - стойки без защитного слоя 8=300мм, 06мм; ^ - стойки с 8=300мм, 010мм; * - стойки с 8=600мм, 06мм; О - стойки с 8=600мм, 010мм; V - стойки с 8=900мм, 06мм; д - стойки с 8=900мм, 010мм;

Рис.1.3.График зависимости начала потери устойчивости продольной арматуры от коэффициента поперечного армирования Таким образом, можно сделать вывод, что при увеличении цх на 0,084% начало потери устойчивости хомутов возрастало на 1590 кН, то есть на 0,001% увеличение р.х приходится 18,9 кН увеличение нагрузки начала потери устойчивости. В то же время в стойках с хомутами диаметром 10 мм, увеличение цх на 0,233 % вызвало увеличение нагрузки начала потери устойчивости продольных стержней на 767 кн. Таким образом, на 0,001% увеличения цхприходится 3,3 кН

£

V

( и- 010 V

/ /

1

V

увеличения нагрузки начала потери устойчивости продольными стержнями стоек.

На рис. 1.4 приведен график зависимости разрушающей нагрузки от (ix, из которого видно, что в стойках с хомутами диаметром 10 мм увеличение |ix с 0,116% до 0,174% не увеличило несущей способности. В тоже время, увеличение в стойках с хомутами диаметром 6 мм |д.х с 0,042% до 0,126% увеличило несущую способность стоек с 2400 до 3430 кН. В стойках с хомутами диаметром 10 мм увеличение ц,х с 0,116% до 0,349% увеличило несущую способность стоек с 2400 до 3367 кН. То есть, на 0,001% увеличения в стойках с хомутами диаметром 6 мм происходило увеличение несущей способности на 12,26 кН, а в стойках с хомутами диаметром 10 мм увеличение происходило на 3,29 кН.

3600 3200 2800 2400 2000 1600

0.04 0.08 0.12 0.16 0.2 0.24 0.28 0.32 Мх,(%)

о - стойки с хомутами 6мм V - стойки с хомутами 10мм

Рис. 1.4.График зависимости разрушающей нагрузки от коэффициента

поперечного армирования Результаты испытаний каркасов и железобетонных стоек приведены в таблице 1.2.

На рис. 1.5 приведен график зависимости вклада хомутов в общую вели-

хО о ^ л

О у V 010 и

1 — — V -V

чину разрушающей нагрузки, которая создается за счет работы хомутов (Л^) из стержней диаметром 6 и 10 м класса А240 при расстоянии между ними 300, 600 и 900 мм.

Таблица 1.2

Основные результаты испытаний

Ms пп Конструктивные характеристики образцов Маркировка образца Нагрузка начала потери устойчивости Средняя нагрузка начала потери устойчивости Нагрузка разрушений образца Средняя нагрузка разрушений образца

1 2 3 4 5 6 7

1 S - 3 0 0 0 6 К-1-1 К-1-2 К-1-3 104 160 380 215 104 160 380 214,6

2 S - 900 0 6 К-3 К-4 К-5 50 58 48 52 50 58 48 52

3 С-4 С-8 С-16 3450 3900 3700 3680 3450 3900 3700 3680

- . S-300 06 с защ нтны м слоем

4 г L щ 1 S - 3 0 0 л 6 3 С-1 С-2 с-з 3200 3300 3300 3260 3400 3300 3600 3430

5 г р s - 3 00 0 1 0 С-15 С-17 С-18 2700 3000 3000 2900 3400 3400 3300 3367

6 г г1 J S = 600 л 6 С-1 С-9 С-12 2400 3050 2600 2680 3000 3100 2900 3000

7 • S 6 0 0 Я 1 0 С-19 С-20 С-23 2550 2550 2500 2530 2550 2700 2500 2583

8 г ■ ' S--900 0 6 С-10 С-11 С-22 1500 1800 1600 1630 2400 2400 2400 2400

9 ■ S-900 0 10 1 С-14 С-21 С-24 1600 2400 2400 2130 2850 2600 2400 2600

расстояние между хомутами, Б мм

Рис.1.5.3ависимость вклада хомутов в общую величину разрушающей нагрузки

Приведенные на графике значения Ых построены как средние по результатам испытания трех образцов-близнецов.

Сравнивая величины Ых для стоек с одинаковым шагом хомутов можно заметить, что они несущественно отличаются для образцов, в которых площадь поперечного сечения хомутов имеет различие в 2,78 раза (диаметр 6 мм и 10 мм).

В пределах принятых конструктивных соотношений продольной арматуры, параметров хомутов и геометрических размеров железобетонных стоек экономически целесообразно применять для хомутов стержни диаметром 6 мм из стали класса А240.

Авторами [83] предлагается в железобетонных элементах с полностью или частично сжатым сечением отказаться от установки конструктивной поперечной арматуры в виде хомутов. Диаметры и класс хомутов, а так же расстояние между ними должны назначаться расчетным образом исходя из необходимости создания требуемой несущей способности.

Целью работы [84] являлась экспериментальная проверка возможности увеличения максимально допустимого расстояния между поперечной армату-

рой, в случае использования в качестве продольной арматуры высокопрочной проволочной арматуры 05 класса Вр1500.

Опытные образцы для исследования величины напряжений в продольной арматуре сжатых элементов железобетонных конструкций представляли собой короткие колонны сечением 30x30см, высотой 150см. Колонны были армированы продольной арматурой из высокопрочной проволоки диаметром 5мм класса Вр1500. Опытные образцы марки СП-1 содержали по 81 05 Вр1500 с общей площадью поперечного сечения А5= 15,876см2; образцы марки СП-2 -по 41 05 Вр1500 с площадью сечения Д$=8,036см2.

Опыты показали, что во всех испытанных образцах напряжение в сжатой продольной арматуре достигло величины 1230-1570 МПа, это значительно превышает предельную величину 11=400МПа, заложенную в нормах.

В работе [76] была исследована прочность и трещинностойкость свай без поперечного армирования с центрально и периферийно расположенной продольной проволочной арматурой или изгибе и внецентренном сжатии.

Отказ от поперечного армирования позволил резко снизить металлоемкость и себестоимость изготовления свай. Однако для таких конструкций установлена более ограниченная область применения, чем для свай с поперечной арматурой.

В нормах отсутствуют прямые указания о расчете свай с увеличенной толщиной защитного слоя бетона. Наибольшие затруднения вызывает расчет сжатых с малыми эксцентрицитетами центрально армированных свай.

Автором работы проводилось исследование на предварительно напряженных образцах свай квадратного сечения размером 30x30 см длиной 370 см -для изгибаемых, 200 см - для внецентренно сжатых. Всего испытано 62 образца, в том числе: на изгиб - 20, на внецентренное сжатие - 42.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Мурадян, Виктор Арутюнович, 2013 год

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Агапов В.П., Васильев A.B. Моделирование колонн прямоугольного сечения объемными элементами с использованием суперэлементной технологии // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений, 2012. - №4.

- С. 48-54.

2. Алявдин П.В., Музычкин Ю.А. Анализ динамической модели фрагмента перекрытия здания // Вестник Белорусско-Российского университета, 2010.-№1.-С. 137-143.

3. Асаад Р.Х. Разработка методов расчета статически неопределимых железобетонных балок с учетом нисходящей ветви деформирования: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.01/ АсаадРафик Ходер. - Ростов-на-Дону: РИСИ, 1984.

- 179с.

4. Асмолов В.Г., Алёшин В.В., Селезнёв В.Е. Некоторые аспекты численного анализа сложного нелинейного напряженно-деформированного состояния железобетонных конструкций АЭС при действии сейсмических нагрузок // Известия РАН. Энергетика, 2013. - №1. - С. 116-129.

5. Аун Юсеф Жерманос. Кратковременное и длительное сопротивление железобетонных колонн средней гибкости с высокопрочной арматурой: автореф. дисс. ... канд. техн. наук: 05.23.01 / Аун Юсеф Жерманос. - М.: Российский ун-т дружбы народов, 1992. - 16 с.

6. Ахметзянов Ф.Х., Радайкин О.В. К определению зависимостей параметров поверхностных трещин в бетонных и железобетонных объёмных элементах //Известия Казанского государственного архитектурно-строительного университета, 2008. - №1. - С. 57-64.

7. Байков В.Н., Горбатов C.B., Димитров З.А. Построение зависимости между напряжениями и деформациями сжатого бетона на системе нормируемых показателей // Известия ВУЗов: Строительство и архитектура, 1977. - № 6. -С. 31-33.

8. Байков В.Н., Горбатов C.B. Определение предельного состояния внецентренно сжатых элементов по неупругим зависимостям напряжения-деформации бетона и арматуры. // Бетон и железобетон, 1985. - № 6. - С.13-15.

9. Байков В.Н., Додонов М.И., Расторгуев Б.С., Фролов А.К., Мухаме-диев Т.А., Кунижев В.Х. Общий случай расчета прочности элементов по нормальным сечениям // Бетон и железобетон, 1987. - №5. - С.16-19.

10. Байков В.Н. Напряженно-деформированное состояние железобетонных элементов на базе обобщенных зависимостей физико-механических характеристик бетона и арматуры // Вопросы прочности, деформативности и трещиностойкости железобетона. - Ростов-на-Дону, 1980. - вып. 8. - С. 27-34.

11. Баклушев Е.В. Влияние гибкости и эксцентриситета приложения нагрузки на надежность внецентренно сжатых элементов // Бетон и железобетон, 1992.-№4.-С. 16-17

12. Балушкин A.J1. Особенности моделирования процесса трещино-образования железобетонных конструкций в стадии, близкой к разрушению // Вестник гражданских инженеров, 2010. - № 3. - С.49-54

13. Барбакадзе В.Ш., Мураками С. Расчет и проектирование строительных конструкций и сооружений в деформируемых средах. - М.: Стройиздат, 1989. -466с.

14. Бачинский В.Я., Бамбура А.Н., Ватагин С.С. Связь между напряжениями и деформациями бетона при кратковременном неоднородном сжатии // Бетон и железобетон, 1984. - №10. - С.18-19.

15. Беглов А.Д., Санжаровский P.C. Теория расчета железобетонных конструкций на прочность и устойчивость. Современные нормы и евростан-дарты. - Санкт Петербург, 2008. - 211 с.

16. Бенин A.B. Конечно-элементный метод оценки степени коррозии арматуры по анализу дефектов на поверхности железобетонного элемента //

Обозрение прикладной и промышленной математики. [Т.15], 2008. - № 1. -С. 112-114.

17. Берг О.Я., Щербаков E.H., Писанко Г.М. Высокопрочный бетон. М.: Стройиздат, 1971.-201 с.

18. Блягоз А.М., Шиляева О.В., Хунагов P.A. Моделирование устойчивости железобетонной панели// Новые технологии, 2012. - Вып. 3. - С.114-119.

19. Бойцов В.Н., Маилян Д.Р. Рекомендации по расчету внецентрен-носжатых предварительно напряженных железобетонных элементов геометрической гибкостью 10-60 из тяжелого бетона и высокопрочной арматуры. - Ростов-на-Дону: Ростовский ПромстройНИИпроект, 1984. - 22с.

20. Бондаренко В.М. Некоторые вопросы нелинейной теории железобетона. - Харьков: изд-во Харьков, гос. ун-та, 1968. - 323 с.

21. Винник A.B. Аналитическое решение трехмерной задачи о равновесии ортотропного параллелепипеда / Вюник Донецького национального университету, Сер. А: Природшга науки, 2011. - №2. - С. 51 -57.

22. Ганага H.H., Каган В.Б., Маилян Д.Р. Расчет прочности элементов с учетом эффекта преднапряжения арматуры // Бетон и железобетон, 1979. - №9. - С.28-29.

23. Ганага П.Н., Маилян Д.Р. К расчету прочности изгибаемых и вне-центренно-нагруженных железобетонных элементов // Строительные конструкции и их защита от коррозии. - Ростов-на-Дону, 1980.

24. Гвоздев A.A., Жумагулов Е.Ш., Шубик A.B. Длительное сопротивление железобетонных конструкций при неоднородной деформации // Бетон и железобетон, 1982. - №5. - С. 42-43.

25. Гвоздев A.A., Карпенко Н.И. Работа железобетона с трещинами при плоском напряженном состоянии // Строительная механика и расчет сооружений, 1965.-№2.-С. 20-23.

26. Гвоздев A.A., Мулин Н.М., Гуща Ю.П. Некоторые вопросы расчета прочности и деформации железобетонных элементов при работе арматуры в

пластической стадии // Известия ВУЗов: Строительство и архитектура, 1968, -№6.

27. Гвоздев A.A., Чистяков Е.А. К вопросу о несущей способности гибких внецентренно-сжатых стержней. // Бетон и железобетон, 1981. - № 4. - С.45.

28. ГОСТ 10180-90 (2003). Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам [Электронный ресурс]. - Электронная библиотека «Строительство», вып. 14 (июнь 2008). - Служба НТИ ЗАО «Современные информационные услуги».

29. ГОСТ 24452-80 (2005). Бетоны. Методы определения призменной прочности, модуля упругости и коэффициента Пуассона [Электронный ресурс].-Электронная библиотека «Строительство», вып. 14 (июнь 2008). - Служба НТИ ЗАО «Современные информационные услуги».

30. Гусев Б.В. Физико-математическая модель напряженного состояния бетона как композиционного материала при действии сжимающих нагрузок // Вестник гражданских инженеров, 2009. —№ З.-С. 101 -103.

31. Гуща Ю.П. Деформации железобетонных элементов в стадии, близкой к разрушению // Расчет и конструирование железобетонных конструкций, вып. 39. - М.:НИИЖБ, 1977.

32. Гуща Ю.П. Об учете неупругих деформаций бетона и арматуры в расчете железобетонных конструкций по первой и второй группам предельных состояний // Совершенствование конструктивных форм, методов расчета и проектирования железобетонных конструкций. Сборник научных трудов. - М.: НИИИЖБ, 1983.-С.11-18.

33. Дмитриев A.B. Динамический расчет изгибаемых железобетонных элементов при действии изгибающих моментов и продольных сил // Бетон и железобетон, 1996. - №5. - С.16-19.

34. Ермакова A.B. Основы метода дополнительных конечных элементов для расчета железобетонных конструкций по предельным состояниям // Вестник

Южно-Уральского государственного университета. Серия: строительство и архитектура, 2009. - № 35. - С. 8-13.

35. Зайцев JI.H. Провести исследование и разобрать рекомендации по расчету раскрытия нормальных трещин в ригелях железобетонных каркасов промышленных зданий в зоне приложения сосредоточенных сил. Отчет НИИЖБ.-М., 1978.

36. Зак М.Л., Гуща Ю.П. Аналитическое представление диаграммы сжатия бетона / Совершенствование методов расчета статически неопределимых железобетонных конструкций // Труды НИИЖБА. - М., 1987, - С. 103-106.

37. Ильин О.Ф., Залесов A.C. Опыт построения обобщенного метода расчета прочности нормальных сечений изгибаемых железобетонных элементов с учетом особенностей свойств различных бетонов// Прочность, жесткость и трещиностойкость железобетонных конструкций. - М.: НИИЖБ, 1979. -С. 152-163.

38. Ильин О.Ф., Сапарбеков A.C. Сопротивление железобетонных стержней продольному изгибу // Бетон и железобетон, 1986. - №8. - С.26-28.

39. Казачек В.Г. Несущая способность и деформации гибких сжатых предварительно напряженных железобетонных элементов при кратковременном однократном и повторном нагружениях: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.01. -Минск, 1980.-278 с.

40. Карабанов Б.В., Ильин О.Ф. Особенности расчета изгибаемых пред-напряженных элементов со смешанным армированием по общему случаю // Бетон и железобетон, 1988. - №3. - С.23-25

41. Карпенко Н.И., Мухамедиев Т.А. Диаграммы деформирования бетона для развития методов расчета железобетонных конструкций с учетом режимов нагружения // Труды НИЖБА: Эффективные маломатериалоемкие железобетонные конструкции. - М, 1988. - С.4-17.

42. Карпенко Н.И., Мухамедиев Т.А. К расчету прочности нормальных сечений изгибаемых элементов // Бетон и железобетон, 1983. - №4. - С.11.

43. Карпенко Н.И., Мухамедиев Т.А., Петров А.Н. Исходные и трансформированные диаграммы деформирования бетона и арматуры // Труды НИЖБА: Напряженно-деформированное состояние бетонных и железобетонных конструкций. - М., 1986. - С. 7-25.

44. Карпенко Н.И. Общие модели механики железобетона. - М.: Строй-издат, 1996.-416 с.

45. Клейн В.Г. Моделирование процесса образования дефектов в железобетонных балках с использованием МКЭ // Вестник Московского автомобильно-дорожного государственного технического университета (МАДИ), 2009. - №2. - С. 86-89.

46. Клованич С.Ф. Модель прочности и деформаций бетона и грунта при сложном напряженном состоянии. Строительные конструкции // Межвед. н.-т. сб., вып. 59. - Киев: НИИСК, 2003. - С. 163-170.

47. Клованич С.Ф., Безушко Д.И. Метод конечных элементов в нелинейных расчетах пространственных железобетонных конструкций. - Одесса: Издательство ОНМУ, 2009. - 89 с.

48. Король Е.А., Харькин Ю.А. Исследование напряженно-деформированного состояния трехслойных железобетонных элементов и конструкций монолитного сечения методом компьютерного моделирования. // Вестник МГСУ. - 2010. - №4. - С. 117-120.

49. Кристенсен Р. Введение в механику композитов. - М.: Мир, 1982. -336 с.

50. Кузменко И.М., Подымако М.Э., Медведев В.Н. Применение метода конечных элементов при расчете композитного несущего элемента строительных конструкций // Вестник Белорусско-Российского университета. - 2006. -№1.-С. 109-113.

51. Лемыш Л.Л. Провести исследование несущей способности элементов типовых каркасных промзданий с более полным учетом особенностей работы

бетона и разработать рекомендации по их расчету. Отчет ЦНИИ-промзданий.

- М.,1982.

52. Лившиц Я.Д., Назаренко В.Б. Обобщенный метод расчета прочности железобетонных элементов мостов // Известия вузов. Строительство и архитектура. - 1981. -№8.

53. Лолейт А.Ф. Новый проект норм // 1-я Всесоюзная конференция по бетону и железобетону, 20-25 апреля 1930г., в. Москве. Труды, конференции -М., 1931.

54. Мадатян С.А. Технология натяжения арматуры и несущая способность железобетонных конструкций. - М.: Стройиздат, 1980. - 196с.

55. Мазур В.Ф. Длительное сопротивление сжатых коротких бетонных и железобетонных стержней с малыми коэффициентами армирования // Бетон и железобетон - ресурсо- и энергосберегающие конструкции и технологии (Материалы к Х-ой Всесоюзной конференции по бетону и железобетону). - Киев, 1988.-С. 12-157.

56. Маилян Д.Р. Исследование влияния предварительного напряжения на свойства материалов и работу гибких внецентренно сжатых железобетонных колонн: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.01. - Ростов-на-Дону, 1980. -277 с.

57. Маилян Р.Л., Мекеров Б.А. Методика учета эффекта преднапряжения при расчете прочности железобетонных элементов // Бетон и железобетон.

- 1983.-№9.-С. 28-30.

58. Маилян Д.Р. Методы расчета изменения свойств бетона и арматуры после предварительных силовых воздействий. // Совершенствование расчета и проектирования строительных конструкций. - Ростов-на-Дону: СевкавНИПИа-гропром, 1988.-С. 18-21.

59. Маилян Д.Р. Расчет преднапряженных гибких железобетонных колонн по деформированной схеме // Вопросы прочности, деформативности и трещиностойкости железобетона, вып. 8. - Ростов-на-Дону, 1980.

60. Маилян Д.Р., Ходжаев A.A. Методика расчета железобетонных конструкций с учетом дважды трансформированных диаграмм деформирования бетона // Перспективы развития научно-технического прогресса в проектировании и строительстве объектов агропромышленного комплекса Северного Кавказа. - Ростов н/Д: СевкавНИПИагропром,1988. - С.29-31.

61. Маилян Д.Р. Эффект неравномерного предварительного обжатия гибких железобетонных колонн. // Бетон и железобетон. - 1982. - №2. - С.32-33.

62. Маилян Р.Л., Аскаров Б.А., Маилян Д.Р., Зуфаров Г.К. Расчет прочности железобетонных элементов со смешанным армированием. - Ростов-на-Дону: РИСИ, 1987. - 90с.

63. Манискевич Е.С. Устойчивость и устойчивая прочность железобетонных рамных конструкций при кратковременном действии нагрузки: автореф. Дис.....канд. техн. наук. - Киев, 1979. -18 с.

64. Мекеров Б.А. Влияние предварительного напряжения на внецен-тренно растянутые железобетонные элементы и методика расчета прочности: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.01. - Ростов-на-Дону, 1983. - С.255.

65. Меньшикова Н.С., Сорока М.Д., Курамшина Р.П. Конечно-элементная модель ребристого монолитного перекрытия с постнапряжением. // Труды Братского государственного университета. Серия: естественные и инженерные науки. -Братск, 2010. -Т. 2. - С. 200-205.

66. Митасов В.М., Бехтин П. П. Смешанное армирование при различных уровнях предварительного напряжения // Бетон и железобетон, 1987. -№5. -С. 26-28.

67. Мулин Н.М., Гуща Ю.П. Арматура и условия ее работы в конструкциях // Бетон и железобетон, 1971. - №5.

68. В.А. Мурадян, Д.А. Дедух, Д.Р. Маилян. Железобетонная колонна: пат. №2012130127/3 Рос. Федерация, МПК. - 2012г.

69. Мурадян В.А., Маилян Д.Р. Железобетонные стойки с заглубленными продольными стержнями без поперечного армирования // Расчет и проектиро-

вание железобетонных конструкций: сборник научных трудов. - Ростов-на-Дону, 2009. - С. 94-95.

70. Мурадян В.А., Маилян Д.Р. Методика расчета железобетонных вне-центренно сжатых колонн // Инженерный вестник Дона. - 2012. - №4.

71. Мурадян В.А. Маилян ДР. Устойчивость арматурных стержней в сжатой железобетонной колонне // Строительство - 2010: материалы Научно-практической конференции. - Ростов-на-Дону: РГСУ, 2010.

72. Мурадян В.А., Шиляева О.В., Блягоз А.М. К расчету армированных железобетонных колонн методом конечного элемента // Новые технологии. -2013.-Вып. 3.

73. Мурашев В.И. Трещиностойкость, жесткость и прочность железобетона. - М.: Машстройиздат, 1958, - 268 с.

74. Мухамедиев Т.А. Методы расчета статически неопределимых, железобетонных стержневых и плоскостных конструкций с учетом нелинейных диаграмм деформирования материалов и режимов нагружения: автореф. дис. ... докт. техн. наук. - М.: НИИЖБ, 1990. - 47с.

75. Назаренко В.Б. Развитие методов расчета прочности железобетонных элементов: дис. ...канд. техн. наук: 05.23.01. - Киев, 1982.

76. Назаров А.Д. Исследование прочности и трещиностойкости предварительно напряженных свай без поперечного армирования: автореф. дис. ... канд. техн. наук-М., 1974.

77. Немиш Ю.Н. Развитие аналитических методов в трехмерных задачах статики анизотропных тел (обзор) // Прикл. Механика, 2000. - Т. 36, №2. -С. 3-38.

78. Нигмадулина Н.Х. Прочность железобетонных элементов с жестким армированием: дис. ...канд. техн. наук: 05.23.01. - Киев, 1981.

79. Новое в проектировании бетонных и железобетонных конструкций / под ред. Гвоздева A.A. - М.: Стройиздат, 1978. - 204 с.

80. Новое о прочности железобетона / под ред. Михайлова K.B. - М.: Стройиздат, 1977. - 272 с.

81. Павлов А.П. К расчету прочности изгибаемых железобетонных элементов // Инжинерные конструкции. Д., 1967.

82. Пирадов А.Б., Аробелидзе В.И. Длительная прочность внецентренно сжатых керамзитобетонных образцов // Бетон и железобетон. -1982. -№6. - С.22.

83. Провести экспериментальную проверку предельного расстояния между хомутами в сжатых железобетонных элементах: отчет по научно-исследовательской работе. - Свердловск., 1987.

84. Провести экспериментальные исследования и разработать рекомендации по расчету конструкций с учетом усилий и деформаций сдвига (толстых плит, балок переменной высоты, высоких балок, консолей) в составе сборных жестких узлов. Выполнить исследование влияния поперечной арматуры на прочность бетона в сжатых элементах и разработать предложения по ее расчетному назначению: отчет по научно-исследовательской работе. - Свердловск., 1995.

85. Прочность, структурные изменения и деформации бетона / Под ред. Гвоздева A.A. - М.: Стройиздат, 1978-297с.

86. Сегалов А.Е. О применении метода конечных элементов к расчету, железобетона с трещинами. Исследование стержневых и плитных железобетонных статически неопределимых конструкций. М. - 1979. - С. 90-106

87. Селезнев Ф.А. Влияние хомутов на несущую способность сжатых железобетонных элементов: автореф. дис.....канд. техн. наук. - М., 1992.

88. Семенов А.И. Предварительно напряженный железобетон с витой проволочной арматурой. - М., 1976.

89. СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. - М.: Госстрой СССР, 1985. - 78 с.

90. Солдатов А.Ю. Анализ устойчивости железобетонных стержневых конструкций с учетом физической нелинейности. // Строительная механика и расчет сооружений, 2012. №1. - С.30-34.

91. Солдатов А.Ю., Лебедев В.Л., Семенов В.А. Анализ устойчивости строительных конструкций с учетом физической нелинейности методом конечных элементов // Строительная механика и расчет сооружений, 2011. - № 6.

92. Соловьев Л.Ю. Оценка технического состояния сталежелезобетонных пролетных строений на основе идентификации конечно-элементных моделей в ПО «БоГ^к» // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета, 2011. - №1. - С. 99-106.

93. СП 52-101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. - М.: ФГУП ЦПП, 2004. - 54 с.

94. СП 52-102-2004. Предварительно напряженные железобетонные конструкции. - М.: ФГУП ЦПП, 2005. - 38 с.

95. Сухман В.Я. Прочность и жесткость кососжатых железобетонных колонн каркасов промышленных зданий: дис. ... канд. техн. наук. - М., 1986. - 298с.

96. Хакимов Ш.А. Особенности трещинообразования в балках с различной толщиной защитного слоя бетона // Воздействие статических, динамических и многократно повторяющихся нагрузок на бетон и элементы железобетонных конструкций. - М.: Стройиздат, 1972. - С. 65-86.

97. Цейтлин С.Ю., Милованов К.И. Влияние первичного загружения бетона на некоторые его свойства при разгрузке и последующем нагружении. - кн.; Заводская технология сборного железобетона. // Труды ВНИИжелезобетона. -М.: Стройиздат, 1972. вып19.

98. Чайка В.П. Особенности деформирования тяжелого бетона при неоднородном кратковременном сжатии // Бетон и железобетон, 1987. -№1. -С. 42-43.

99. Чистяков Е. А. О деформировании бетона при внецентренном сжатии железобетонных элементов // Прочность, жесткость и трещиностойкость железобетонных конструкшй НИИЖБ. - М., 1979. - С. 108-125.

100. Чистяков Е.А. Основы теории, методы расчета и экспериментальные исследования несущей способности сжатых железобетонных элементов при статическом загружении: дисс. ... докт. техн. наук. - М., 1988. - 320 с.

101. Яшин А.В. Критерий прочности и деформирования бетона при простом нагружении для различных видов напряженных состояний // Расчет и конструирование железобетонных конструкций. - М.: Стройиздат, 1977. -С. 48-57.

102. Яшин А.В. Теория прочности и деформаций бетона с учетом его структурных изменений и длительности нагружения // Новые исследования элементов железобетонных конструкций при различных предельных состояниях. - М.: НИИЖБ, 1982. - С. 3-24.

ЮЗ.Ящук В.Е., Курган П.Г. О связи "напряжения-деформации" растянутого бетона // Известия вузов. Строительство и архитектура, 1980. - №9. -С. 12-17.

104. Ящук В.Е. Некоторые особенности деформирования внецентренно сжатого бетона. // Известия вузов. Строительство и архитектура, 1978. - №6.

105. A fundamental explanation of the behavior of reinforced concrete in flexure on the properties of concrete under multiaxial stresses / Matériaux et constructions. - 1990. - N 90. - p. 529.

106. Abeles P.W. Ни C.H. Flexural microcracing in unreinforced Concrete Beams / ACI Journal. - 1971. -№10. -p.779-786.

107. Ahmad S.H., Shah S.P. Complete Triaxial Stress-Strain Curves for Concrete // J. Struct. Div. ASCE. - 1982. - v. 108. - № 4. - P. 728 - 742.

108. Ansys, Inc. Theory Reference. Ansys Release 9.0.

109. Aoyoma H., Haguchi H. Mechanical properties of concrete under load cycles idealiving seinnieactions / Comité Euro- International du beton. Bulletin d'information, 131, Rome, 1979. - №131.

110. Argiris J.H., Faust G., Szimmat J., Warnke P., Willam K. Resent development in the finite element analysis of prestressed concrete reactor vessels // Nucl. Eng. Dec, 28. - 1974. - P.42-75.

111. Aroni S. Prestressed concrete columns / the dissertation, Department of Civil Engineering Division / University of Carolina. - 1987. - p. 210.

112. Bruggeling A.S.L. Constructief beton un nieuwe aanpak /Cement. - 1986. -p. 46-50.

113. Cedolin L., Crutzen Y.R.J., Dei Poly S. TriaxialStress-Strain Relationship for Concrete // J. Eng. Mech. Div. ASCE. - 1977. - v. 103. - EM3. - P. 423-439.

114. Franklin H.A. Non-Linear Analysis of Reinforced Concrete Frames and Panels. - Division of Structural Engineering and Structural Mechanics: University of California. - Berkeley, 1970. - 140 p.

115. J.C. Simo and R.L. Taylor. "Consistent Tangent Operators for Rate-Independent Elastoplasticity". Computer Methods in Applied Mechanics and Engineering. Vol. 48. pp. 101-118. 1985.

116. K.J. Willam, E.D. Warnke Constitutive Model for the Triaxial Behavior of Concrete // Proceedings, International Association for Bridge and Structural Engineering. Vol. 19. ISMES. Bergamo, Italy, p. 174. 1975.

117. K.J. Willam. University of Colorado, Boulder., Private Communication.

1982.

118. Nayak G.C., Zienkiewicz O.C. Elasto-Plastic stress analysis // International journal of numerical methods in engineering. - Vol. № 5, 1972. - P. 113-135.

119. Ngo D., Scordelis A.C. Finite element analysis of renforced concrete beams // Journal of ACL - 1967. - Vol. 64. - № 3. - P.I 52-163.

120. Nilsen A.H. Nonlinear Analysis of Reinforced Concrete by the Finite Element Method // ACI Joarnal. - 1968. - v. 65. - №9. - P. 757 - 766.

121. R.D. Krieg and D.B. Krieg. "Accuracies of Numerical Solution Methods for the Elastic-Perfectly Plastic Model". Journal of Pressure Vessel Technology. Transactions of the ASME. Vol. 99 No. 4, Series J. November, 1977. pp. 510-515.

122. Rashid Y.R. Analysis of Prestressed Concrete Pressure Vessels // Nuclear Engineering and Design. - 1968 - Vol. 7. - № 4. - P.334-344.

123. Rusch H., Stokl S., Einfluß des Zementleitgehaltes und der Ver-suchsmethods auf die Kenngrößen der Biegedruckzone von Stahl-betonbalken // Deutscher Ausschuß fur Stahlbeton, - Heft 155 -Berlin, 1963.

124. Sargin M. Stress-strain relations for concrete and the analysis of structural concrete sections. SM Study, N. 4, Solid Mechanics Division, University, University of Waterloo., Ontario, Canada, 1971.

125. Suidan M.T., Schnobrich W.C. Finite element analysis of reinforced concrete // Journal of the structural division. - ASCE, 1973. -Vol. 99. - P.2109-2122.

Приложение. Акты о внедрении результатов работы

ОБЩЕСТВО С ОГРАНИЧЕННОЙ ОТВЕТСТВЕННОСТЬЮ

Севкавнипиагропром

ПРОЕКТНЫЙ ИНСТИТУТ

ИНН №6165114498; КПП 616501001; ОКПО 73273970; ОКВЭД 74.20.11; 74.20.13; 74.20.35;

ОГРН 1046165007294 от 19.04 2004 г.

344012, г. Ростов-на-Дону, ул. Ивановского, 38/63 Тел. [phone]; тел./факс [phone]; E-mail: [e-mail]; Сайт: www.sevkav.biz

xto&f- /o/tfSJ- OT^./fl^/З

На №_

Ректору Ростовского государственного строительного университета профессору Вагину B.C.

Уважаемый Владимир Стефанович !

Сообщаем Вам, что переданные в 000«Севкавнипиагропром» материалы оценивающие технико-экономическую эффективность применения железобетонных колонн с заглубленной продольной арматурой без поперечного армирования, являющиеся частью диссертационной работы аспиранта Мурадяна В.А., были рассмотрены и одобрены ведущими специалистами института.

Области эффективного применения таких конструкций, указанные автором в его работе и разработанные предложения по проектированию используются в практике проектирования института.

Открытое акционерное общество «РОСТОВГРАЖДАНПРОЕКТ» (ОАО «РГП») ^

пр. Буденновский, 62/2 г. Ростов-на-Дону, Россия, 344000, телефон [phone] факс [phone] e-mail: [e-mail] ИНН 6165000211, КПП 616501001 р/сч. 40702810352090109999 в РОСБ №5221/0366 Юго-Западный банк ОАО "Сбербанк России" г. Ростов-на-Дону к/сч. 30101810600000000602, БИК 046015602, ОКПО 04007424, ОГРН 1026103715747

регистр

на №

от

Ректору

Ростовского государственного строительного университета профессору Вагину B.C.

Уважаемый Владимир Стефанович !

Сообщаем Вам, что переданные в ОАО «Ростовгражданпроект» материалы по применению железобетонных колонн с заглубленной продольной арматурой без поперечного армирования, являющиеся частью диссертационной работы аспиранта Мурадяна В.А., переданы в наш институт, рассмотрены и одобрены техническим советом. Указанные рекомендации используются в практике проектирования нашего института.

Генеральный директор О

С. А. Глебичев

Открытое акционерное общество Jointstock Company, Ltd

ОХОП1 ЭЗОП

Ректору Ростовского государственного строительного университета профессору Вагину В.С.

Уважаемый Владимир Стефанович !

Сообщаем Вам, что переданные в ЗАО «ОЗОН» материалы по применению железобетонных колонн с заглубленной продольной арматурой без поперечного армирования, оценивающие технико-экономическую эффективность данных конструкций, являющиеся частью диссертационной работы аспиранта Мурадяна Виктора Арутюновича, были рассмотрены и одобрены ведущими специалистами института.

Разработанные предложения по проектированию таких конструкций, указанные Мурадяном в его работе используются в практике проектирования института.

С уважением, Генеральный директор

Ю. М. Лихтер

5 IQNetjg

344000, г. Ростов-на-Дону, пр. Театральный, 60А. Тел. /863/ 253-88-88, факс /863/ 253-40-00 E-mail: [e-mail]

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ И НАУКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ

Государственное обраювагельное учреждение высшего профессионального обраюванпя

РОСТОВСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ СТРОИТЕЛЬНЫЙ

УНИВЕРСИТЕТ

ул. СЧшиалистческая. 162, Рос юв-на-Дону, 344022 Тел.'факс [phone]. (863) 227-75-9()' Е-таП гцм1^п;цм1.п1 Телеке: 123404 ЦИКЛ

ОКНО 02069119 О! РН 1026103175559 ИНН'КПП 6163020389 616301001

В диссертационный Совет при Ростовском государственном строительном университете

Сообщаем, что результаты исследований, приведенные в диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук аспиранта Мура-дяна В.А. «Железобетонные колонны с заглубленными продольными стержнями без поперечного армирования» используются в учебном процессе на кафедре железобетонных и каменных конструкций при подготовке студентов по специальности «Промышленное и гражданское строительство» (в лекционных курсах по реконструкции, обследованию и усилению железобетонных конструкций и спецкурсе, в дипломном проектировании и научно-исследовательской работе студентов).

Проректор по учебной работе

иси. Маилян Д.Р.