Содержание к диссертации
Введение
Глава I. Состояние вопроса и цель исследований 10
1.1. Влияние продольного армирования на механические свойства тяжелого бетона 10
1.2. Прочность сжатых элементов с высокопрочной арматурой 24
1.2.1. Осевое сжатие 24
1.2.2. Внецентренное сжатие 28
1.3. Выводы и цель исследований 35
Глава II. Влияние продолшого армирования на механические свойства щятришугиро-ванного еетоба при кратковременном осевом сжатии 39
2.1. Опытные образцы и методика исследований . 39
2.1.1. Опытные образцы 39
2.1.2. Методика исследований 41
2.2. Результаты исследований 43
2.2.1. Деформативность 43
2.2.2. Прочность 62
Глава III. Теоретические исследования по прочности на сжатие элементов кольцевого сечения 78
3.1. Использование прочности бетона и продольной высокопрочной арматуры 78
3.1.1. Осевое сжатие 78
3.1.2. Внецентренное сжатие 91
3.2. Оценка прочности элементов 120
3.2.1. Осевое сжатие 120
3.2.2. Внецентренное сжатие 122
Глава IV. Прочность на сжатие коротких колош кольцевого сечения 128
4.1. Экспериментальные исследования колонн 128
4.1.1. Образцы и методика исследований 128
4.1.2. Деформации бетона и арматурных стержней . 131
4.1.3. Неоущая способность колонн 140
4.2. Сопоставление расчетных и опытных данных . 140
4.2.1. Осевое сжатие 140
4.2.2. Внецентренное сжатие 149
4.3. Предложения по расчету колонн 162
Заключение 179
Литература 181
Приложения 203
- Прочность сжатых элементов с высокопрочной арматурой
- Опытные образцы и методика исследований
- Оценка прочности элементов
- Сопоставление расчетных и опытных данных
Введение к работе
Для успешного выполнения плана строительства в нашей стране, намеченного "Основными направлениями экономического и социального развития СССР на I98I-I985 годы и на период до 1990 года", необходимо более полное и эффективное использование существующих строительных материалов и конструкций, изыскание новых резервов и возможностей при их изготовлении, а также "... расширение применения новых эффективных конструкций ..." [2] .
Для решения поставленных задач необходимо дальнейшее совершенствование проектных решений железобетонных конструкций, что должно осуществляться на основе внедрения усовершенствованных методов расчета и более эффективных конструктивных решений. Это относится также и к центрифугированным конструкциям, эффективность которых уже подтверждена практикой строительства опор линий электропередачи, а также промышленных и административно-бытовых зданий [79,83,106,I08-II0,123,127].
Усовершенствование методов расчета конструкций неотделимо от дальнейшего развития теории железобетона. Согласно мнению ряда отечественных ученых [її,22,51,57,58,78,86,104,155, 16б], основными направлениями этого развития следует считать дальнейшее изучение физической природы поведения железобетона в различных условиях окружающей среды и нагружения, совершенствование методов расчета, наиболее точно и полно учитывающих нелинейность и неравномерность его деформирования, а также внедрение практических рекомендаций, разработанных с использованием этих методов и обоснованных с позиций теорий вероятностей и надежности.
Для повышения эффективности конструктивных решений цент-
5 рифугированных конструкций необходимо дальнейшее изучение влияния различных технологических и конструктивных факторов на механические свойства бетона, разработка практических рекомендаций по определению рациональных составов бетонных смесей, параметров поперечного сечения и армирования центрифугированных элементов, а также оценка реальной (вероятностно обоснованной) эффективности применения арматурных стержней из стали повышенной прочности (классов А-ІУ, Ат-1У и выше) в качестве продольной ненапрягаемой арматуры таких элементов.
Поскольку все указанные вопросы не могут быть решены в рамках одной работы, мы остановились на некоторых из этих проблем, относящихся к задачам повышения эффективности проектных решений центрифугированных конструкций кольцевого сечения. В связи с этим намечалось:
провести экспериментальные исследования механических свойств центрифугированного бетона неармированных и армированных продольной арматурой класса Ат-У элементов кольцевого сечения с разной толщиной стенки, изготовленных из бетонных смесей на гранитном щебне различной крупности;
изучить влияние продольного армирования элементов на основные механические свойства центрифугированного бетона при кратковременном осевом сжатии;
изучить и оценить теоретическим и экспериментальным путем напряженно-деформированное состояние и прочность сжатых неармированных и армированных равномерно по длине окружности распределенной продольной арматурой класса Ат-У коротких колонн кольцевого сечения при эксцентриситетах приложения внешней продольной кратковременной силы, не превышающих радиуса окружности распределения арматуры, а также разработать рекомендации
по оценке степени использования прочности бетона и продольной арматуры в этих элементах;
изучить возможность повышения расчетного сопротивления продольной высокопрочной стержневой арматуры в сжатых зонах центрифугированных элементов;
разработать предложения по определению несущей способности сжатых кратковременной нагрузкой коротких колонн кольцевого сечения при учете полной диаграммы деформирования сжатого бетона.
Основные научные результаты, выносимые на защиту:
Новые экспериментальные данные о деформативности и прочности центрифугированного бетона неармированных и армированных продольной арматурой класса Ат-У элементов кольцевого сечения при кратковременном осевом сжатии.
Новые экспериментальные данные о влиянии продольной высокопрочной стержневой арматуры на основные механические свойства сжатого центрифугированного бетона и предложения по оценке этого влияния в практических расчетах.
Рекомендации по оценке показателей, характеризующих деформативные свойства сжатого центрифугированного бетона, в том числе упругопластические.
Предложения по оценке прочности на кратковременное сжатие неармированных и армированных продольной высокоцрочной стержневой арматурой коротких колонн кольцевого сечения, а также по методике определения показателей, характеризующих напряженно-деформированное состояние и степень использования прочности материалов при учете полной диаграммы деформирования сжатого бетона.
Новые теоретические и экспериментальные данные о не-
7 сущей способности коротких колонн кольцевого сечения, их напряженно-деформированном состоянии и степени использования прочности, а также сжимаемости бетона и деформативности продольной арматуры класса Ат-У.
Рекомендации по оценке расчетного сопротивления сжатию продольной высокопрочной стержневой арматуры элементов.
Предложения по расчету прочности на кратковременное сжатие неармированных и армированных продольной высокопрочной стержневой арматурой коротких колонн кольцевого сечения при учете полной диаграммы деформирования сжатого бетона.
Основные положения экспериментальных и теоретических исследований опубликованы в 6 работах и доложены на республиканских конференциях по делам строительства 1982-1984 гг., а также на XI конференции молодых ученых и специалистов Прибалтики и Белоруссии по проблемам строительных материалов и конструкций в 1981 г.
Результаты работы внедряются в практику проектирования и строительства ВЛ электропередачи, а также будут учтены в "Руководстве по проектированию опор линий электропередачи и распределительных устройств подстанций напряжением выше I кВ (Железобетонные конструкции)", создаваемом ин-том "Энерго-сетыгроект" Министерства энергетики и электрификации СССР. Ожидаемый экономический эффект от внедрения результатов работы составит 120 тыс.руб. в год (см. с.205).
Результаты работы вошли в отчет темы 5.6 плана сотрудничества стран-членов СЭВ при проведении научных и технических исследований на период I980-1985 гг. и включены в предложения для новой редакции стандарта СЭВ СТ 1406-78 - пункт 3.4.1.2 "Расчет несущей способности железобетонных элементов исходя
8 из полной диаграммы деформирования бетона" (см. с.206).
Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, выводов и заключения, списка литературы из 182 наименований и приложений. Содержит 261 страницу машинописного текста, в том числе 176 страниц основной части, которые включают 58 рисунков и 12 таблиц.
В первой главе проанализированы результаты экспериментальных исследований прочности и деформативности неарми-рованных и армированных продольной высокопрочной арматурой элементов из тяжелого бетона при кратковременном сжатии; Рассмотрены наиболее характерные методики расчета на прочность таких элементов при осевом сжатии. Проанализированы рекомендуемые нормами проектирования и Вильнюсским ИСИ (в частности Р.Р.Вадлугой) методики расчета на прочность элементов кольцевого сечения применительно к внецентренно-сэатым элементам с ненацрягаемои и равномерно по длине окружности распределенной продольной высокопрочной стержневой арматурой.
Во второй главе изложены методика и результаты экспериментальных исследований влияния продольного армирования элементов кольцевого сечения высокопрочной арматурой класса Ат-У на основные механическией свойства центрифугированного бетона при кратковременном осевом сжатии. На основе корреляционно-регрессионного анализа опытных данных разработаны и представлены предложения по оценке в практических расчетах центрифугированных элементов влияния продольного армирования на начальный модуль деформации и кольцевую прочность бетона.
В третьей главе изложена предлагаемая методика оценки прочности на кратковременное осевое и внецентренное сжатие неармированных и армированных продольной высокопрочной стержневой арматурой коротких элементов кольцевого сечения, а
9 также определения показателей, характеризующих напряженно-деформированное состояние и степень использования прочности материалов при учете полной диаграммы деформирования сжатого бетона. Анализируются результаты теоретических исследований напряженно-деформированного состояния и прочности таких элементов. Приводятся предложения по оценке их несущей способности, а также определению степени использования прочности бетона и продольной высокопрочной стержневой арматуры.
Четвертая глава посвящена экспериментальным исследованиям коротких колонн кольцевого сечения при кратковременном осевом и внецентренном сжатии, а также разработке рекомендаций по расчету на прочность таких элементов.
Изложена методика и представлены результаты экспериментальных исследований напряженно-деформированного состояния и прочности неармированных и армированных продольной высокопрочной арматурой класса Ат-У коротких колонн при сжатии. Сопоставляются опытные и расчетные значения прочности колонн, а также показателей, характеризующих напряженно-деформированное состояние и степень использования прочности материалов. Изложена предлагаемая методика определения расчетного сопротивления на сжатие продольной высокопрочной стержневой арматуры элементов. Приводятся практические рекомендации по расчету на прочность коротких бетонных и железобетонных колонн кольцевого сечения при учете полной диаграммы деформирования сжатого бетона.
Экспериментальная часть исследований выполнена автором в I98I-I983 гг. в лаборатории железобетонных конструкций Вильнюсского инженерно-строительного института под руководством члена-корреспондента АН Литовской ССР, доктора технических наук, профессора А.П.Кудзиса, которому автор выражает свою искреннюю признательность и глубокую благодарность.
Прочность сжатых элементов с высокопрочной арматурой
Согласно рекомендациям норм проектирования [l43], независимо от формы поперечного сечения формулы расчета прочности коротких железобетонных элементов при кратковременном осевом сжатии сводятся к виду: где А и As - площади поперечного сечения элемента и продольной арматуры;
R5C- сопротивление арматурной стали на сжатие, принимаемое равным сопротивлению данной стали на растяжение /?s , но не более 400 МПа, когда коэффициент условий работы бетона
Как показали опыты, анализ результатов которых приведен в разделе І.І настоящей главы, сопротивление продольной высокопрочной арматуры на сжатие определяется, главным образом, сжимаемостью бетона, степень использования которой при осевом сжатии элементов зависит от прочности бетона и количества продольной арматуры. Однако из выражения (1.2) нетрудно заметить, что нормами проектирования данный факт не учитывается. Нормами также не учитывается влияние продольной арматуры на прочность бетона, т.е. принимается Rs Ri .
Прочность элементов с высокопрочной продольной арматурой при кратковременном осевом сжатии изучалась Б.Я.Рискиндом [іЗЗ-ІЗб], В.В.Суриным [134,146-151], Е.А.Чистяковым [156,157, I59-I6IJ, В.Г.Щелкуновым [і67,168], Н.В.Смирновым и Е.И.Гамаю-новым LI4lJ и др. [72,84,118,119,140]. Большинство упомянутых авторов отмечают, что опытные величины прочности элементов, армированных продольной высокопрочной арматурой, превышают расчетные значения, вычисленные по формулам норм. Причинами этого являются повышенная деформативностъ армированного бетона, т.е. его способность работать на нисходящей ветви диаграммы сжатия, а также несоответствие прочности армированного и неармированного бетона одного состава. В связи с этим некоторыми из вышеупомянутых авторов рекомендуются различные методики расчета несущей способности элементов, армированных продольной высокопрочной арматурой. Проанализируем более подробно некоторые, наиболее характерные из этих методик.
В.В.Суриным [149] рекомендуется максимальное продольное усилие, воспринимаемое железобетонным элементом, рассчитывать по выражению где / - коэффициент, учитывающий влияние продольной арматуры на повышение деформативности бетона и получаемый по экспериментальным данным; ,1 - продольная деформация неармированного бетона, соответствующая его призменной прочности.
При продольном армировании не более 6% и призменной прочности бетона не менее 20 МПа, для бетона на плотном щебне коэффициент / и деформацию бетона Ь%гл В.В.Суриным рекоменду 26 ется определять по эмпирическим формулам:
Как видно из выражения (1.3), В.В.Сурин предлагает считать, что в момент достижения элементом несущей способности напряжение бетона fy z равно призменной прочности / . Из выражений (1.4) и (1.5) видно, что продольная деформация армированного бетона 52 / д,1 » соответствующая прочности элемента, а тем самым и напряжения в сжатых высокопрочных арматурных стержнях зависят как от прочности бетона, так и от количества продольной арматуры.
Работа элементов при осевом сжатии рассматривается Н.В. Смирновым и Е.И.Гамаюновым с учетом характера диаграмм сжатия бетона и арматурной стали [l4l]. Кривая диаграммы сжатого бетона описывается параболой не учитывающей зависимость характера деформирования сжатого бетона от его прочности. Связь между напряжением и деформацией арматурной стали принимается по диаграмме Прандля.
Несущую способность сжатого элемента, армированного высокопрочной арматурой, Н.В.Смирновым и Е.И.Гамаюновым [l4l] рекомендуется определясь из условия по формуле
Опытные образцы и методика исследований
Бетонные смеси опытных образцов приготавливались на портландцементе Акмянского завода. Основные физико-механические характеристики цемента приведены в табл.П.І приложений. В качестве мелкого и крупного заполнителей применялись песок средней крупности Тракайского карьера и гранитный щебень. Основные данные о гранулометрическом составе и физико-механических свойствах заполнителей приведены в табл.П.2 приложений.
Для изготовления центрифугированных бетонных и железобетонных образцов, а также контрольных вибрированных призм и кубиков применялись бетонные смеси, состав которых приведен в табл.П.З приложений. При этом начальное водоцементное отношение было равным 0,43-0,5. Осадка конуса бетонных омесей составила 3-6 см.
Железобетонные образцы армировались термически упрочненной арматурой из стали класса Ат-У диаметром 10 мм. Количество продольной арматуры составило от I до 4,5$ при наличии 8-51 стержня. Радиус продольного армирования был принят одинаковым для всех железобетонных образцов. Спиральная арматура диаметром 5 мм из проволоки класса В-І имела шаг 100 мм. Поперечная арматура привязывалась к продольным стержням в каждой точке их пересечения.
Арматурные каркасы и их конструкция показаны соответственно на рис.П.1 и П.2 приложений. Основные результаты испытаний на растяжение стержней из арматурной стали класса Ат-У приведены в табл.П.4 приложений.
Образцы с толщиной стенки t =25-85 мм и высотой h =(5--10) t изготовлялись методом однослойного центрифугирования. При этом использовались трехроликовая и ременная центрифуги. В первом случае внутренний диаметр и длина формы соотавили соответственно 26 и 480 см, а во втором - 50 и 500 см. Для формования опытных образцов применялись специальные металлические диафрагмы. Полуформы, приготовленные для укладки бетонной смеси, показаны на рис.3-5 приложений. Технологические параметры центрифугирования опытных образцов приведены в табл. П.5 приложений.
Основные характеристики бетонных трубчатых (кольцевого сечения) образцов І-П, Ш-У, ХУ-ХУП серий приведены в табл.П.6 и П.7 приложений, а общий вид этих образцов показан на рис. П.7 и П.8 приложений. Основные характеристики бетонных и железобетонных образцов УІ-ХІУ серий приведены в табл.П.8 приложений.
Металлические формы с отцентрифугированным бетоном I и П серий образцов выдерживались в течение 4-5 часов в естественных условиях окружающей среды. Затем они подвергались тепло-влажностной обработке по режиму 3+8+4 ч. Изотермический прогрев осуществляется при температуре 75+5С. Бетон образцов Ш-ХУШ серий был естественного твердения. Поэтому образцы вы-, держивались в закрытых формах в течение 3-4 суток. После распалубки форм до начала испытания все образцы хранились в нор-мальновлажностных условиях.
Для контроля прочности бетона, из исходной бетонной смеси одновременно с трубчатыми образцами изготовлялись вибриро-ванные призмы размером 10x10x40 см, а также кубики размерами
Трубчатые образцы с внешними диаметрами 260 и 500 мм подвергались сжатию в возрасте 100 суток. К моменту их испытания кольцевая прочность центрифугированного бетона составила 25-45 МПа. Образцы, подготовленные для испытания на кратковременное осевое сжатие, показаны на рис.П.9 и П.10 приложений.
С целью равномерного включения в общую работу продольных арматурных сте;ржней и бетона, нагрузка на образцы передавалась через специальные металлические оголовники с обоймами, которые монолитно соединялись с концевыми участками элементов при помощи цементного раствора (рис.П.9 и П.10 приложений).
Центрирование образцов производилось до нагрузок, составляющих 25-30$ от максимальных. Нагрузка прикладывалась ступенями, составляющими 7-10$ от ожидаемого максимального усилия, и передавалась по всей площади оголовника. Продолжительность нагружения элементов до разрушения составляла 30-40 минут.
Продольные и поперечные деформации бетона измерялись от начала нагружения до нагрузок, составляющих 80-90$ от максимальных, при помощи тензодатчиков сопротивления с базой 50 мм, наклеенных как на внешней, так и на внутренней поверхностях стенки трубчатых образцов. Продольные деформации бетона измерялись также при помощи индикаторных тензометров с базой 200 мм вплоть до разрушения образцов. В стадии достижения железобетонными элементами несущей способности показания индикаторных тензометров и шкалы пресса фиксировались на кинопленку (рис .ПЛІ щ?иложений).
Оценка прочности элементов
Как отмечалось в главе І, В.Г.Щелкунов [l67] рекомендует не учитывать в практических расчетах работу бетона на нисходящем участке диаграммы сжатия, поскольку увеличение несущей способности элементов за счет данной работы бетона является незначительным. Такой вывод им делается на основе результатов, полученных при испытании элементов, изготовленных с применением продольной высокопрочной арматуры в количестве 4% и вибрированного бетона призменной прочностью 35 и 45 МПа. Как видно из графика на рис.3.7, при тех же параметрах прочности бетона и армирования элементов наши расчеты также указывают на незначительное увеличение несущей способности элементов за счет работы бетона на нисходящем участке диаграммы сжатия. Однако при этом следует отметить, что степень данного увеличения несущей способности элементов не может характеризовать величину ожидаемой экономии материалов, получаемой вследствие уточнения методики расчета.
Теоретически существует возможность оценить показатель экономии арматурной стали, получаемой при учете в расчетах работы бетона на нисходящем участке диаграммы сжатия. Данный показатель
Здесь (LL$iZ-(LLs1 + A (Lls - коэффициент продольного армирования, величина которого определяется без учета работы бетона на нисходящем участке диаграммы сжатия;
Зависимость показателя экономии арматурной стали Хъ по (3.67) от прочности бетона приведена на рис.3.21. Сопоставляя графики на рис.3.21 и 3.7, видно, что во всех случаях показатель Xs превышает коэффициент
Так, например, для элементов с продольной арматурой в количестве 4$ и прочностью бетона / =35-45 МПа показатель Xs = =5-8$, тогда как коэффициент Xf =1-4$. При кольцевой прочности бетона 20-30 МПа и сильном армировании элементов (в количестве 3-6$) показатель A.s 15$, тогда как Xf =3-9$.
Таким образом, при оценке прочности элементов, изготовленных из бетона средней прочности ( /fys=20-40 МПа) и армированных продольными высокопрочными арматурными стержнями, целесообразно учитывать увеличение их несущей способности за счет работы бетона на нисходящей ветви диаграммы сжатия. Такой учет в большинстве случаев приводит к ощутимой экономии арматурной стали. Тогда несущая способность коротких элемен где УІ - коэффициент использования прочности бетона, определяемый по выражению (3.12) или (3.14); коэффициент использования сжимаемости бетона, определяемый по выражению (З.ІІ) или (3.13).
Как показали расчеты, учет работы высокопрочного бетона ( Rgf5 40 Мїїа) на нисходящем участке диаграммы сжатия в большинстве случаев приводит к незначительной (менее Ъ%) экономии арматурной стали. В связи с этим при наличии высокопрочного бетона за предельное состояние сжатого элемента предлагается принять тот момент его нагружения, когда армированным бетоном достигается максимальное напряжение Rg)b , соответствующее усилию N$ з пах В таком случае несущую способность элементов можно определять по выражению (3.69), подставляя в него коэффициенты Y$ = (3g = I.
Для определения усилия, воспринимаемого внецентренно-сжатым железобетонным элементом на характерных ступенях его нагружения, можно использовать рекомендации, приведенные в работе fl62]. С учетом этих рекомендаций, в нашем случае ве # личина продольной силы на / -й характерной ступени внецент-ренного нагружения элементов составляет: где 9Qsi и дСъс - коэффициенты использования прочности соответственно бетона и продольной высокопрочной стержневой арматуры.
Аппроксимация приведенных в разделе 3.1.2 результатов расчета позволила нам получить для бетонов средней и высокой прочности зависимости коэффициентов ЭС и 3CS/ от относительных величин Є0// и (Us. При этом следует отметить, что полученные зависимости между данными величинами приемлемы в тех случаях, когда эксцентриситет приложения внешней сжимающей силы Є0 = (0-1,0)/ , а коэффициент продольного армирования QJL5 =0,01-0,06.
Сопоставление расчетных и опытных данных
Применение киносъемки для фиксации показаний приборов измерения продольных деформаций бетона и продольного усилия позволило получить наиболее надежные результаты деформатив-ных и прочностных характеристик армированного бетона центрифугированных колонн ХУШ-ХХП серий. Некоторые показания механических тензометров, а также процесс разрушения железобетонных образцов, зафиксированные при помощи киносъемки, приведены на рис.П.II приложений.
Не менее надежные результаты нами получены при испытании на осевое сжатие центрифугированных колонн ХШ-ХХХУШ серий. В этом случав использовалась автоматическая электронная система измерения деформаций, общий вид которой приведен на рис.П.24 приложений.
Анализ результатов, полученных с использованием вышеупомянутых методик, позволил выявить характер деформирования армированного бетона не только на восходящем, но и на нисходящем участке его диаграммы сжатия. Однако следует отметить, что с достаточной точностью нам удалось исследовать лишь ту часть нисходящего участка диаграммы сжатия, в которой напряжение бетона составило более 80-85$ от его кольцевой прочности. При более низких напряжениях армированного бетона на показания приборов оказывали влияние не только существенные изменения в структуре данного бетона, но и сама методика испытаний, в связи с чем надежность результатов резко снижалась.
На рис.4.6 приведены опытные зависимости (% 5 армированного и неармированного бетонов. При этом использовались результаты испытания образцов, изготовленных из центрифугированного бетона кольцевой прочностью 24-27 МПа. Основные результаты испытания этих образцов приведены в табл.4.2.
Кривые зависимости $& $ также строились по выражению (3.6) с использованием опытных значений коэффициентов упруго пластических свойств армированного и неармированного бетонов, т.е. коэффициентов &)Ь по (3.8) и Qi по (3.7). Эти кривые приведены на рис.4.6. Отсюда видно, что кривая "а", построенная с использованием средней опытной величины \(8 )oUm =2 не наилучшим образом описывает опытную зависимость б -ig. Нетрудно заметить, что кривая "б", построенная с использованием коэффициента ((6б)0&) =2,2 неармированного бетона, довольно хорошо отражает характер деформирования как неармированного, так и армированного бетонов. Однако, как видно из графика на рис.4.6 (кривая "в"), величина коэффициента Bg может быть подобрана таким образом, чтобы выражение (3.6) наиболее хорошо отражало исходящий участок диаграммы сжатия армированного бетона. Для центрифугированного бетона кольцевой прочностью 24-27 МПа такая величина равна 2,4.
С использованием вышеприведенной методики нами анализировались результаты испытаний на осевое сжатие бетонных и железобетонных колонн ХУШ-ХХХЛІ серий. Подробный анализ характера деформирования бетонов кольцевой прочностью 25-55 МПа показал, что диаграмма деформирования армированного бето на достаточно хорошо описывается аналитическим выражением (3.6), принимая величину Q s равной аналогичной характеристике неармированного бетона. Этим подтверждается приемлемость данного выражения для описания диаграммы деформирования сжатого центрифугированного бетона в железобетонных элементах.
При анализе результатов нами замечено, что диаграмма сжатия армированного бетона может быть более хорошо описана выражением (3.6) при некотором увеличении коэффициента упру-гопластических свойств неармированного бетона 9s в момент перехода от восходящей к нисходящей ветви указанной диаграммы. В нашем случае (при шаге спиральной арматуры колонн 100 мм) такое увеличение составляет в среднем примерно 10$.
Анализ результатов настоящих испытаний также показал, что аналитическое выражение (3.16), рекомендуемое проф. Б.Н. Байковым, позволяет более точно учитывать специфику деформирования армированного бетона, гарантируя при этом плавный переход от восходящей к нисходящей ветви диаграммы сжатия армированного бетона.
