Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Состояние вопроса. цель и задачи исследования 6
1.1. Основные сведения о трубобетонных конструкциях 6
1.1.1.Конструктивные особенности трубобетонных конструкций 6
1.1.2. Анализ существующих методик расчета сжатых трубобетонных конструкций 12
1.2. Обзор исследований физико-механических свойств бетона твердеющего под давлением 25
1.3. Современные тенденции получения высокопрочных бетонов 30
1.4. Цель и задачи исследования 38
ГЛАВА 2. Прочность и деформативность трубобетонных колонн из высокопрочных материалов с предварительно обжатым бетонным ядром 39
2.1. Расчетная модель и основные допущения 39
2.2. Основные зависимости предлагаемой методики расчета 48
2.3. Зависимости для учета особенностей физико-механических свойств высокопрочного бетона 55
ГЛАВА 3. Экспериментальные исследования трубобетонных элементов из высокопрочных материалов с предварительно обжатым ядром 59
3.1. Исходные материалы 59
3.2. Результаты подбора состава бетонной смеси, предназначенной для изготовления высокопрочного, предварительно обжатого бетона 60
3.2.1. Планирование экспериментов и выбор составов бетонов с применением математико-статических методов 62
3.3. Конструкция опытных образцов 72
3.4. Методика изготовления экспериментальных образцов трубобетонных элементов с предварительно обжатым бетонным ядром 76
3.5. Приборы и оборудование 81
3.6. Методика проведения испытаний 89
ГЛАВА 4. Основные результаты экспериментальных исследований 93
4.1. Результаты испытаний центрально сжатых трубобетонных образцов с ядром из высокопрочного бетона 93
4.2. Результаты испытаний внецентренно сжатых трубобетонных образцов с ядром из высокопрочного бетона 103
4.3. Анализ результатов экспериментальных исследований трубобетонных образцов из высокопрочных материалов 121
4.4. Выводы по главе 129
ГЛАВА 5. Оценка эффективности расчетной модели 131
5.1. Расчет трубобетонных колонн на ЭВМ, при помощи расчетного комплекса «ЛИРА» 131
5.2. Сопоставление результатов теоретических и экспериментальных исследований 137
Основные выводы по работе 140
Библиографический список
- Анализ существующих методик расчета сжатых трубобетонных конструкций
- Зависимости для учета особенностей физико-механических свойств высокопрочного бетона
- Результаты подбора состава бетонной смеси, предназначенной для изготовления высокопрочного, предварительно обжатого бетона
- Результаты испытаний внецентренно сжатых трубобетонных образцов с ядром из высокопрочного бетона
Введение к работе
Из года в год в нашей стране растут темпы промышленного, гражданского, гидротехнического и транспортного строительства, появляются новые материалы и конструкции, совершенствуется технология их изготовления. При этом современное строительство характеризуется увеличением высоты сооружений и пролетов перекрытий, ростом крановых нагрузок, увеличением массы технологического оборудования, настоятельно требуя применения стержней в виде стоек и колонн, обладающих высокой несущей способностью при малых поперечных сечениях.
Одним из решений этой проблемы является применение трубобетонных колонн. Они представляют собой один из немногих примеров, когда бетон и сталь взаимно и существенно повышают несущую способность друг друга и всего элемента в целом. В трубобетонных колоннах эффективно используются специфические свойства применяемых материалов, что дает существенную экономию стали и бетона, приводит к уменьшению размеров поперечного сечения элементов конструкций, а следовательно их массы и транспортных затрат. Трубобетонные колонны обладают всеми свойствами рациональных трубчатых металлических конструкций, которые находят все большее применение в строительстве. Трубчатый цилиндрический профиль в настоящее время рассматривается как наиболее прогрессивный и целесообразный, требующий минимального количества сварочных работ и дополнительных элементов. Одним из важных качеств трубобетонных конструкций является их обтекаемость. Благодаря чему на их поверхности не скапливается влага и пыль, конструкции легко окрашиваются, осматриваются и очищаются, что также повышает их долговечность. Внутренняя поверхность трубы в этих конструкциях надежно защищена от агрессивных воздействий плотным бетонным ядром.
По сравнению с железобетонными, трубобетонные конструкции более индустриальны при изготовлении и монтаже. Они сравнительно легки и транс-
портабельны, хорошо противостоят механическим повреждениям, и при этом не нуждаются в дополнительной отделке.
Кроме того, в трубобетонных колоннах имеется хорошая перспектива применения высокопрочных бетонов, что так же позволит существенно снизить размеры поперечных сечений конструкций, а следовательно и общие затраты на строительство.
Отечественные нормативные документы не содержат указаний по расчету прочности и устойчивости сжатых трубобетонных элементов, несмотря на то, что прочность трубобетона изучалась многими исследователями на протяжении десятков лет. Существующие методики расчета существенно отличаются друг от друга. В них не учитываются в комплексе свойства материалов, неполно отражаются основные особенности и специфика сопротивления железобетона деформированию в зависимости от характера действующей нагрузки.
Характеризуя предельные состояния трубобетонных колонн, исходят из того, что при небольших нагрузках труба деформируется упруго, а в бетоне начинают проявляться пластические деформации. С возрастанием нагрузки в бетоне образуются микротрещины, увеличивается боковое давление между бетоном и косвенной арматурой. При дальнейшем увеличении нагрузки продольные напряжения в трубе достигают предела текучести, в бетонном ядре продолжается образование трещин в плоскостях, параллельных плоскости действующего усилия. И в таком состоянии сжатый трубобетонный элемент способен воспринимать возрастающую нагрузку, хотя при этом и наблюдаются весьма значительные деформации.
Таким образом, дальнейшее совершенствование трубобетонных колонн и разработка новой методики расчета, позволяющей наиболее полно учитывать их напряженно-деформированное состояние, на данный момент является актуальной задачей.
Анализ существующих методик расчета сжатых трубобетонных конструкций
Прочность сжатых трубобетонных элементов исследована во многих трудах, однако эти исследования часто противоречивы, по данному вопросу имеются диаметрально противоположные точки зрения. По этой причине предложено множество расчетных формул, дающих большое различие результатов.
Теоретические исследования профессора А.А.Гвоздева [8] и Л.К.Лукши [46], экспериментальные исследования Г.П.Передерия [64], В.А.Росновского и А.Ф.Липатова [69, 68], Н.Ф.Скворцова [78], Л.И.Стороженко [88], А.Э.Лопатто [43], А.А.Долженко [19, 20], Я.П.Семененко [76], В.И.Маракуцы [50], В.М.Сурдина [90], Ю.В.Ситникова [77], О.Н.Алпериной [1], В.Ф.Маренина [51], А.И.Кикина, Р.С.Санжаровского и В.А.Трулля [36], К.Клеппеля и В.Годера [108], Н.Гарднера и Е.Джекобсона [106], Р.Фурлонга [105, 103], Х.Сэлани и Д.Симса [116], Р.Кноулеса и Р.Парка [НО, 109], И.Берталана и С.Кальмана [99], Х.Сина [117] и другие способствовали выяснению отдельных сторон сложной проблемы расчетной оценки прочности композитного элемента в виде металлической трубы, заполненной хрупким бетонным ядром.
Отсутствие норм проектирования трубобетонных конструкций породило большое количество методик их расчета, базирующихся на разных взглядах исследователей на работу сжатого трубобетонного элемента и его предельное состояние. Одни из них считают, что за предельное состояние следует принимать момент достижения стальной трубой предела текучести, справедливо указывая на непригодность к эксплуатации трубобетонной конструкции, претерпевшей чересчур большие деформации. Другие исследователи принимают за предельное состояние момент достижения элементом максимальной (разрушающей) нагрузки.
Сурдин В.М. и Стороженко Л.И. [89] рассчитывают трубобетонные элементы по несущей способности с учетом достижения продольными деформациями величины, ограничивающей возможность нормальной эксплуатации конструкций. Этот расчет основывается на том, что предельная деформация является главенствующей при определении предельного состояния элемента, а силовой фактор лишь подбирается по этой предельной деформации. Предложенная формула, описывающая работу трубобетона в предельном состоянии, без учета продольного изгиба, представлена в виде: N = pRnpF6 + aRaFa; (u.2-i) где N - предельное продольное усилие; F6 - площадь поперечного сечения бетонного ядра; Fa - площадь поперечного сечения трубы; Rnp - призменная прочность бетона; Ra - расчетное сопротивление металла трубы; Р и а - коэффициенты эффективности трубобетона. Формула получена на основании выводов, учитывающих боковое давление между бетоном и трубой, определяемое из условия совместности деформаций бетона и трубы как в продольном, так и поперечном направлениях.
В своих работах Санжаровский Р.С. [92], [72] за предельную деформацию трубобетонных конструкций принимает продольную деформацию стержня, равную деформации начала площадки текучести на диаграмме стали а - є. Для сталей, не имеющих явно выраженной площадки текучести, принимается: T=Y + 0 02 (1.1.2-2) Несущую способность при осевом сжатии автором предлагается проверять по формуле: Pu Pv=9\RmFm+ReFt\ (1.1.2-3) ношении его длины к диаметру не более 8, суммой усилий, воспринимаемых оболочкой, бетонным ядром и продольной арматурой: Р, = F6R6np + aFmpcjm + Faa0y, (u.2-5) где F6, FTP, Fa - площадь поперечных сечений соответственно бетона, трубы и арматуры;
R6np - нормативное сопротивление бетонного ядра; ат - предел текучести металла оболочки; То.2 - предел текучести (условный) высокопрочной арматуры; а - коэффициент эффективности обоймы. Коэффициент эффективности обоймы определяется экспериментальным путем. Для труб диаметром 273 и 160 мм а = 2.
В работе Фонова В.М. и Нестеровича А.П. [93] для оценки несущей способности трубобетона используют метод, в основу которого для бетона положено условие прочности Консидера, для металла условие пластичности Генки-Мизеса: Pu,d - RbnAb+a Jy,sAn (1.1.2-6) где Аь, Ast - площадь поперечного сечения бетона и стали; oy st - предел текучести стали. Коэффициент эффективности стальной обоймы вычисляется по формуле: а = І 3" (1.1.2-7) в которой К - коэффициент эффективности обжатия бетона обоймой. ношении его длины к диаметру не более 8, суммой усилий, воспринимаемых оболочкой, бетонным ядром и продольной арматурой: Р, = F6R6np + aFmpcjm + Faa0y, (u.2-5) где F6, FTP, Fa - площадь поперечных сечений соответственно бетона, трубы и арматуры; R6np - нормативное сопротивление бетонного ядра; ат - предел текучести металла оболочки; То.2 - предел текучести (условный) высокопрочной арматуры; а - коэффициент эффективности обоймы. Коэффициент эффективности обоймы определяется экспериментальным путем. Для труб диаметром 273 и 160 мм а = 2.
В работе Фонова В.М. и Нестеровича А.П. [93] для оценки несущей способности трубобетона используют метод, в основу которого для бетона положено условие прочности Консидера, для металла условие пластичности Генки-Мизеса:
Зависимости для учета особенностей физико-механических свойств высокопрочного бетона
Предлагаемая методика расчета оценки напряженно-деформированного состояния трубобетонных элементов, работающих на сжатие в области случайных и малых эксцентриситетов, является общей для трубобетонных элементов с обжатым и необжатым ядром. Она базируется на рассмотрении трансверсально-изотропных моделей бетона и стали.
Все основные зависимости для определения напряжений и деформаций трубобетонного элемента приведены в работах М.Ш.Гареева [7] и А.И.Сагадатова [71]. В данной работе рассматриваются особенности предлагаемой методики расчета.
Коэффициент vb , используемый в системе уравнений ( 2.2-1), согласно предложению [32] предлагается определять следующим образом: Vb = Vu3 + (Уо - КзУ-11 - %% - 2brfb 5 ( 23Л) где rjb - уровень продольных напряжений в бетонном ядре; а іь,а 2ь- параметры кривизны диаграммы «аЬу - єЬу» (их определение можно выполнять на основании экспериментальных данных по методике, изложенной в [32]); уиз - значение Уь в вершине диаграммы «Оъу- Еьу» при трехосном сжатии, которое можно найти из выражения: „ -__Jy±_ (2-3-2) "3 F Єby ,и Ь
В бетоне, заключенном в стальную обойму и работающем в условиях равномерного объемного сжатия прочность сг з - Яь,з определяется по известной формуле: Rb,3 = Rbc + k(Jbr; (2.3-3) в которой ohr - боковое давление на поверхности соприкосновения стальной трубы с бетоном; к - коэффициент бокового давления.
В современных расчетах общепринято значение коэффициента к назначать переменным. В зависимости от уровня бокового обжатия бетона т -(ТьМъ.ъ и прочности бетона Яь оно обычно находится в интервале от 3 до 6. На первый взгляд этот интервал не так велик. Но, учитывая, что в трубобетонных элементах перед разрушением величина бокового давления 7Ьг может достигать значений 10 -г 20 МПа, даже незначительные погрешности в определении коэффициента к могут привести к существенным ошибкам при определении их разрушающей нагрузки.
Один из наиболее теоретически обоснованных подходов для нахождения величины коэффициента бокового давления предложен в работе Н.И.Карпенко [32]. В частности, для плотных бетонов здесь приведена дробная функция вида: , 1 + a + am или ее упрощенный вариант: 0,1 + 0,9т (2.3-5) где а и в - коэффициенты материала, устанавливаемые на основании опы та.
Величины коэффициента бокового давления, получаемые из формул (2.3-4) или (2.3-5), для данного материала зависят только от уровня обжатия бетона m = a .lR .b ояде ДРУГИХ исследований отмечалось заметнее, влияние и =0,5/, -, (2.3-8) где ус - коэффициент, учитывающий масштабный фактор. Для элементов, изготовленных из бетона, твердеющего под давлением, в формуле ( 2.3-8) вместо Яь подставляется: Rbp = Rb(l + a-,foJFAf} (2.3-9) где Р - величина давления обжатия бетона в МПа, определяемая согласно рекомендациям работы [40]; а - коэффициент, зависящий от состава бетонной смеси (для оптимизированных составов а = 1); А/- поправка, учитывающая снижение влияния эффективности прессования бетонной смеси, при росте прочности исходного бетона. Значение данной поправки в этой работе предлагается вычислять по формуле: #=-- 4Ъ (2.3-10)
По результатам статистической обработки экспериментальных данных как собственных исследований, так и опубликованных в литературе [60], величину коэффициента р в первом приближении рекомендуется принимать равной 5. Данная формула справедлива при значениях Rb, находящихся в диапазоне 15 + 80 МПа.
Результаты подбора состава бетонной смеси, предназначенной для изготовления высокопрочного, предварительно обжатого бетона
Сущность планирования экспериментов и выбора состава бетонов с применением математико-статистических методов заключается в установлении математической зависимости между заданными свойствами бетона, расходом и свойствами составляющих материалов. Получаемая математическая зависимость используется для назначения и поиска оптимальных составов.
Объем замеса в каждом опыте устанавливался с учетом числа определяемых характеристик (прочности на сжатие, подвижности смеси). Приготовление бетонной смеси, формование образцов, испытание смеси и образцов производилось в соответствии с указаниями и положениями соответствующих стандартов.
Результаты опытов обрабатывались с использованием методов математической статистики. При этом получали алгебраические уравнения, отражающие связь между исследуемыми свойствами бетона и исходными факторами.
Для принятого плана первого порядка, уравнение трехфакторного эксперимента выглядит следующим образом: у = Ь0 +&! , +b2x2 +b3x3 +bl2xlx2 +Ьпхххъ +b23x2x3. (3.2.1-1) В общем виде уравнение будет выглядеть так: к к У І = К + X bi i + Z bvxixj (3.2.1-2) где і, j = 1,2,..., k - порядковые номера факторов; УІ - исследуемое свойство бетона; хь Х2, х3,..., Xk - исходные факторы;
Поскольку ставится задача определения прочностных характеристик в сравнительно узком диапазоне изменения переменных, принимаем для реализации линейный план для к = 3 (см. табл. 3.2.1-2). Для этого, помимо кодовой записи плана эксперимента (см. табл. 3.2.1-2), составляем параллельную таблицу натуральных значений переменных в каждом опыте (табл. 3.2.1-2).
Определение прочности бетона определялось испытанием кубов 10x10x10 см в возрасте 28 суток нормального хранения. В каждом опыте изготовлялось 6 образцов-кубов. Опытные замесы выполнялись в соответствии с указаниями руководства [67].
Для изготовления образцов бетонных кубиков из БТД использовались формы (рис. 3.2.1-1), которые в процессе прессования бетона помещались в специально изготовленный стенд (рис 3.2.1-2, рис. 3.2.1-3).
Поскольку ставится задача определения прочностных характеристик в сравнительно узком диапазоне изменения переменных, принимаем для реализации линейный план для к = 3 (см. табл. 3.2.1-2). Для этого, помимо кодовой записи плана эксперимента (см. табл. 3.2.1-2), составляем параллельную таблицу натуральных значений переменных в каждом опыте (табл. 3.2.1-2).
Определение прочности бетона определялось испытанием кубов 10x10x10 см в возрасте 28 суток нормального хранения. В каждом опыте изготовлялось 6 образцов-кубов. Опытные замесы выполнялись в соответствии с указаниями руководства [67].
Для изготовления образцов бетонных кубиков из БТД использовались формы (рис. 3.2.1-1), которые в процессе прессования бетона помещались в специально изготовленный стенд (рис 3.2.1-2, рис. 3.2.1-3).
По формулам (3.2.1-3)-г ( 3.2.1-5) были рассчитаны коэффициенты соответствующих уравнений прочности. Знак перед численным значением прочности определяется соответствующей графой табл. 3.2.1-3.
В результате испытания одиннадцати серий образцов были получены соответствующие показатели прочности бетона, из которых были выявлены 4 и 5 опыты, наиболее удовлетворяющие требованиям эксперимента. Пятый опыт отличается сниженным расходом цемента и большей пластичностью смеси, что крайне важно для формования бетонного ядра трубобетонного элемента.
На основании пятого опыта основного эксперимента также были проведены дополнительные серии опытов под номерами 12, 13 и 14, с целью уточнения оптимального состава бетонной смеси и повышения удобоукладываемости без потери прочности. В результате проведенных дополнительных опытов был выявлен 12 опыт, который отличается повышенной пластичностью смеси (ОК = 13 -т- 15 см) без существенного снижения прочности. Результаты опытов приведены в табл. 3.2.1-3.
Для определения прочностных и деформационных характеристик бетона, твердеющего под давлением, были проведены испытания контрольных образцов бетонных призм. Методика изготовления призм была такой же, как кубиков.
В возрасте 28 суток образцы призм испытывались кратковременной сжимающей нагрузкой на гидравлическом прессе в соответствии с требованиями ГОСТ [12]. Параллельно проводились испытания контрольных образцов-призм, твердеющих при атмосферном давлении. Для определения деформационных характеристик бетона, призмы были оснащены электротензорезисторами с базой 50 мм, а так же тензометрами Аистова, дублирующими электротензоре-зисторы.
Результаты испытаний внецентренно сжатых трубобетонных образцов с ядром из высокопрочного бетона
Основные результаты экспериментальных исследований внецентренно сжатых трубобетонных образцов приведены в табл. 4.2. Буквенные обозначения, применяемые в этой таблице, в целом соответствуют буквенным обозначениям, принятым в табл. 4.1. Величина Nbs при внецентренном сжатии подсчи-тывалась согласно указаниям [66] по предельным усилиям, воспринимаемым бетонным ядром и внешней стальной оболочкой в предположении, что они работают в составе обычной железобетонной конструкции, в которой не проявляется эффект обоймы.
В результате испытаний получены зависимости «п - є». Данные зависимости для относительных эксцентриситетов eo/d=0,\25; 0,25; 0,375 приведены для наиболее и наименее сжатых граней соответственно на рис. 4.2-1 -f рис. 4.2-12. Замеренные величины прогибов представлены на рис. 4.2-13 -г рис. 4.2-18.
Работу при кратковременном статическом нагружении внецентренно сжатых трубобетонных образцов можно условно разделить на четыре стадии.
На первой стадии наблюдалась упругая работа бетонного ядра и внешней стальной оболочки. Участки диаграммы «п - є» для этой стадии работы исследуемых трубобетонных элементов выглядят почти прямолинейно (рис. 4.2-1 -г рис. 4.2-12).
На графиках рис. 4.2-19 -г рис. 4.2-21 представлены распределения продольных деформаций по высоте сечения трубобетонных элементов серий ВОВ 1.159.6, ВОВ2.159.6, ВОВЗ. 159.6, при трех уровнях загружения (п = 0,3, п = 0,6, n = 0,9).
При внецентренном сжатии, нагрузки, соответствующие пределу упругой работы трубобетонных образцов, существенно снизились по сравнению со случаем осевого сжатия. Степень этого снижения практически не зависела от диаметра элементов, а в основном определялась наличием предварительного напряжения бетонного ядра и величиной относительного эксцентриситета. Это снижение, в среднем, составило: при eo/d = 0,125 для серий ВНВ1.159.6 - 22 %, ВНВ1.106.4 - 17 %, ВОВ1.159.6-36%; ВОВ1.106.4-37%; при e,/d = 0,25 для серий ВНВ2.159.6 - 41 %, ВНВ2.106.4 - 38 %, ВОВ2.159.6-48 %; ВОВ2.106.4-48 %; при Єо/d = 0,375 для серий ВНВЗ.159.6 - 56 %, ВНВЗ.106.4 - 55 %, ВОВЗ.159.6-58 %; ВОВЗ.106.4-58 %.
Из этого следует, что для образцов из обычного бетона предел упругой работы при увеличении эксцентриситета снижается несколько интенсивнее по сравнению с образцами с предварительно обжатым бетонным ядром.
Значения нагрузок, при которых наблюдалось достижение предела упругой работы для образцов с предварительно обжатым ядром выше аналогичного показателя для классических трубобетонных элементов: при Єо/d = 0,125 для образцов 0159 - на 20 %, 0106 - на 23 %, при Єо/d = 0,25 для образцов 0159 - на 40 %, 0106 - на 42 %, при eyd = 0,375 для образцов 0159 - на 34 %, 0106 - на 32 %.
В упругой стадии работы внецентренно сжатых трубобетонных образцов под нагрузкой при eo/d = 0,125, их поперечное сечение в продольном направлении полностью сжато и следует гипотезе плоских сечений. Отмечаемые в опытах отклонения находились в пределах точности измерения деформаций. На этом этапе, при увеличении внешней нагрузки, наблюдалось практически пропорциональное приращение деформаций (рис. 4.2-1 -г- рис. 4.2-12) и прогибов (рис. 4.2-13 - рис. 4.2-18) среднего по высоте поперечного сечения образцов.
На второй стадии (условно названной упруго-пластической) наблюдался переход металла оболочки в наиболее сжатой зоне в текучее состояние. Практически всегда этому предшествовало начало процесса микротрещинообразо-вания в бетонном ядре. Об этом свидетельствует изменение характера приращения тангенциальных поперечных и продольных деформаций бетона, а также фиксируемое уменьшение скорости прохождения ультразвука через бетонное ядро.
Во второй стадии работы сжатых трубобетонных образцов зависимости деформаций (рис. 4.2-1 рис. 4.2-12) и прогибов (рис. 4.2-13 -г- рис. 4.2-18) от нагрузки становились нелинейными. Причем для трубобетонных образцов из обычного бетона по сравнению с опрессованными трубобетонными образцами наблюдалось более интенсивное приращение поперечных деформаций (АєПоп-)-Интенсивность нарастания АєПОп увеличилась с ростом эксцентриситета и была неравномерна по поперечному сечению внецентренно сжатого трубобетонного образца (рис. 4.2-1 -s- рис. 4.2-12).
Максимальные величины поперечных деформаций стальной оболочки, которые удалось зафиксировать, были равны: приеоЛІ = 0,125Аєпоп = 248х10"5; при e0/d = 0,25 Аєпоп. = 270х10"5; при e0/d = 0,375 Аєпоп. = 295х10"5.
С ростом нагрузки микротрещины объединялись в макротрещины и напряжения в бетонном ядре достигали верхней границы трещинообразования. Продольные деформации достигали величин, порядка (170 ч- 260)х10"5. На этом заканчивалась вторая стадия работы трубобетонных элементов.
На третьей стадии (пластической) происходило резкое нарастание деформаций элемента, как в продольном, так и в поперечном направлениях (рис. 4.2-1 -г рис. 4.2-12). В пластической стадии работы трубобетонных образцов электротензорезисторы выходили из строя и не позволяли зарегистрировать предельные величины их деформаций.
