Научный журнал

Фундаментальные исследования

ISSN 1812-7339

"Перечень" ВАК

ИФ РИНЦ = 1,674

• Авторы
• Резюме
• Файлы
• Ключевые слова
• Литература

Несветаев Г.В. 1 Резван И.В. 1

---

1 ГОУ ВПО «Ростовский государственный строительный университет», Ростов-на-Дону

Проведен анализ существующих российских и европейских методик расчета прочности трубобетонных элементов. Выявлены разногласия по приложению коэффициентов упрочнения к составляющим формул прочности, характеризующих несущую способность стальной оболочки и бетонного ядра трубобетонных колонн. Предложена обобщенная форма записи зависимостей для определения несущей способности трубобетонных элементов, отражающая физическую сущность явления совместной работы стальной оболочки и бетонного ядра. Подчеркнута определяющая роль зависимости упрочнения бетонного ядра от усилий пассивного бокового обжатия со стороны стальной оболочки. Показана характерная форма записи данной зависимости как произведения величины напряжений бокового обжатия на коэффициент упрочнения бетонного ядра. Выявлены разногласия в определении значений коэффициентов упрочнения бетонного ядра различными учеными. В связи с существующими разногласиями обоснована актуальность дальнейших исследований по оценке несущей способности трубобетонных элементов с применением высокопрочных бетонов.

Статья в формате PDF

723 KB

трубобетон

несущая способность

коэффициент упрочнения бетонного ядра

1. Гвоздев А.А. Расчет несущей способности конструкций по методу предельного равновесия. – М.: Госстройиздат, 1949. – 280 с.

2. Жиренков А.Н. Деформирование и прочность обычного тяжелого бетона при сложном напряженном состоянии: автореф. дис. ... канд. техн. наук. – М., 2009. – 26 с.

3. Карпенко Н.И. Общие модели механики железобетона. – М.: Стройиздат, 1996. – 412 с.

4. Кикин А.И., Санжаровский Р.С., Труль В.А. Конструкции из стальных труб, заполненных бетоном. – М.: Стройиздат, 1974. – 144 с.

5. Кришан А.Л. Трубобетонные колонны для многоэтажных зданий // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. – 2009. – №4. – С. 75–80.

6. Кришан А.Л., Заикин А.И., Купфер М.С. Определение разрушающей нагрузки сжатых трубобетонных элементов // Бетон и железобетон. – 2008. – №2. – С. 22–25.

7. Кришан А.Л., Ремнев В.В. Трубобетонные колонны для высотных зданий // Промышленное и гражданское строительство – 2009. – №10. – С. 22–24.

8. Кузнецов К.С. Прочность трубобетонных колонн с предварительно обжатым ядром из высокопрочного бетона: автореф. дис. ... канд. техн. наук. – Магнитогорск, 2007. – 24 с.

9. Росновский В.А. Трубобетон в мостостроении. – М.: Трансжелдориздат, 1963.

10. Фонов В.М., Людковский И.Г., Нестерович А.П. Прочность и деформативность трубобетонных элементов при осевом сжатии // Бетон и железобетон. – 1989. – №1. – С. 4–6.

Исторически одна из первых зависимостей для оценки несущей способности трубобетонных центрально сжатых колонн круглого сечения представлялась как [4]

 (1)

где R_b, F_b - предел прочности и площадь сечения бетонного ядра; R_c, F_c - предел прочности и площадь сечения трубы, причем за предел прочности трубы принимался предел текучести стали; α - коэффициент упрочнения.

Формула (1) не адекватно отражает физическую суть несущей способности трубобетона, т.к. известно, что упрочняется не стальная оболочка, а бетонное ядро, обжатое оболочкой, причем уровень обжатия зависит от соотношения толщины стенки оболочки и диаметра бетонного ядра. Большую часть появившихся позднее зависимостей можно представить в обобщенном виде:

 (2)

где k, d, α- коэффициенты (табл. 1).

Таблица 1

Значения коэффициентов в ф. (1)

В табл. 1:

Величина α* определяется по формуле

 (3)

где

 (4)

здесь D - диаметр трубы (100-1220 мм); μ - коэффициент армирования (0,01-0,14).

Величины η_a и h_с при малых эксцентриситетах e/D < 0,1, где е - эксцентриситет приложения нагрузки, D - наружный диаметр трубы, принимаются равными величинам η_aо и h_со соответственно. Формула действительна для коротких стержней с условной гибкостью .

  (5)

   (6)

Таким образом, по мере изучения особенностей разрушения трубобетона при оценке его несущей способности все большее внимание уделялось эффекту упрочнения бетонного ядра трубобетонного элемента. По некоторым данным бетон, твердеющий в условиях бокового обжатия напряжением 2-3 МПа, характеризуется повышенной до 50 % прочностью, меньшими деформациями усадки и ползучести. При нагружении в условиях объемного сжатия бетон также характеризуется повышенной прочностью, некоторые источники отмечают повышение прочности от 1,15 до 2,7 раза [5].

Согласно [9]несущая способность бетонного ядра трубобетонного элемента принималась в виде

 (7)

В [4] прочность бетонного ядра трубобетона предлагается определять по формуле

 (8)

где R_k - кубиковая прочность, кгс/см2.

На рисунке представлен анализ соответствия зависимости (8) экспериментальным данным, представленным в [4].

Зависимость предела прочности бетонного ядра трубобетона от предела прочности
на центральное осевое сжатие по данным [4], С - по формуле (8) с учетом соотношения R_pr = 0,787Rk и размерности прочности МПа

Из рисунка видно, что ф. (8) демонстрирует достаточную сходимость с экспериментальными данными лишь в интервале R_k ∈ (10; 30 МПа), что явно недостаточно для современных условий.

По экспериментальным данным, представленным в [4], авторами статьи получена зависимость предела прочности бетонного ядра трубобетона, хорошо согласующаяся с ф.(7) в виде (см. рисунок)

 (9)

Более общая зависимость предела прочности трубобетона от предела прочности при кратковременном центральном осевом сжатии часто представляется в виде [3]

 (10)

Очевидно, что для практического использования ф. (10) требуется определение значений коэффициента k и величины радиального напряжения σ0 в бетонном ядре. Из ф.(7,9,10) следует, что

 (11)

Следовательно, при известном значении k (или σ0) легко определяется значение второй величины. Проблема заключается в том, что ф.(7,9) получены на достаточно ограниченном диапазоне прочности бетонов, что предопределяет необходимость уточнения указанных зависимостей. Поставленная задача приобретает особую актуальность в связи с все более широким применением в строительной практике высокопрочных бетонов, работа которых в составе трубобетонных колонн до настоящего времени изучена недостаточно.

Согласно [4]

 (12)

причем условием работы трубы как обоймы в момент наивысшей нагрузки является k = 4, (σ₀ - радиальное напряжение в бетонном ядре, с = R_b).

Согласно [3]

 (13)

причем по данным [1] при трехосном сжатии m = 4,1, (-R_bc = Rb, σ₁ = σ₀, σ₃ = R_b,3).

Согласно [7], предел прочности объемно-сжатого бетонного ядра R_b,3 определяется как

 (14)

где

 (15)

 (16)

здесь R_b, R_p - расчетные сопротивления бетона и стальной трубы; A_b, A_p - площади поперечного сечения бетона и стальной трубы; σ_br,u - величина бокового давления бетонного ядра на стальную оболочку в предельном состоянии.

Согласно [8]

 (17)

где величина k определяется по предложенной Н.И. Карпенко формуле

 (18)

или с учетом предложенного в [8] уточнения, учитывающего исходную прочность бетона

 (19)

Согласно [2]

 (20)

Жиренков А.Н. [2], по результатам изучения влияния пропорционального и непропорционального бокового гидростатического обжатия на прочность бетона в продольном направлении, предлагает альтернативную зависимость величины k

 (21)

для подстановки в формулу вида ф. (10), где D = 16 для пропорционального бокового гидростатического обжатия, аналогичного обжатию бетона стальной обоймой в трубобетонных конструкциях.

Согласно EN 1992-1-1

 (22)

где σ = σ₀, k₁ = 1 и k₂ = 5 при , k₁ = 1,125 и k₂ = 2,5 при .

Величина σ0, т.е. напряжение обжатия бетонного ядра трубобетонного элемента в предельном состоянии, зависит от жесткости стальной оболочки. Это отражено в ф. (17), а также учтено в методике расчета трубобетонных элементов по EN 1994-1-1:

 (23)

при f_y = R_c, f_ck = R_b, d = D - величине наружного диаметра колонны после приведения к виду ф. (10):

 (24)

откуда

 (25)

тогда для коротких стержней при  .

При коэффициенте армирования µ < 14 %, ф.(17) будет являться частным случаем выражения:

 (26)

где n Î [4,5; 5].При подстановке полученного значения напряжения обжатия бетона в ф. (22) значение прочности бетона в трехосном напряженном состоянии будет ниже результата, определенного по ф.(23) при превышении напряжением бокового обжатия уровня 5 % от призменной прочности, т.к. на дальнейшем интервале по EN 1992-1-1принимается пониженный коэффициент бокового обжатия.

Определению значения коэффициента k посвящено немало исследований, и значения k, представленные в разных источниках, достаточно различны (табл. 2).

Таблица 2

Значение коэффициентов зависимости упрочнения бетонного ядра от усилия обжатия по данным различных источников

Примечания:

*для предельно коротких стержней;

** если величина обжатия выше 5 % от призменной прочности, при этом призменная прочность повышается на 25 % дополнительным коэффициентом, иначе k = 5.

Таким образом, несмотря на достаточно обширные исследования в области оценки несущей способности трубобетона, проведенные в течение длительного времени, во-первых, отсутствует единое мнение о влиянии условий обжатия на повышение несущей способности бетона в ядре, во-вторых, значительная часть исследований выполнена с применением бетонов с относительно невысокой прочностью. Указанные моменты предопределяют актуальность исследований по оценке несущей способности трубобетона, особенно с применением высокопрочных бетонов.

Рецензент -

Перцев В.Т., д.т.н., профессор кафедры «Технология строительных изделий и конструкций» Воронежского государственного архитектурно-строительного университета, г. Воронеж.

Работа поступила в редакцию 09.09.2011.

Библиографическая ссылка