.

ОЦЕНКА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ СЖАТЫХ ТРУБОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

Кришан Анатолий Леонидович – Заведующий кафедрой строительных
конструкций архитектурно-строительного факультета
ФГБОУ ВПО «Магнитогорский государственный технический
университет им. Г.И. Носова», г.Магнитогорск,
доктор технических наук

Сагадатов Азат Ирекович – Старший преподаватель кафедры
строительных конструкций ГОУ ВПО «Магнитогорский государственный
технический университет им. Г.И. Носова»,
кандидат технических наук


Конструкции из бетона, заключенного в стальную обойму, по достоинству оценены и начинают все шире использоваться во многих странах мира. Центрально сжатые трубобетонные колонны с небольшой гибкостью обладают исключительно высокой несущей способностью при относительно малых поперечных сечениях, являясь примером удачного сочетания наиболее ценных свойств металла и бетона. При продольном сжатии трубобетонного элемента реактивное боковое давление, действующее со стороны стальной оболочки на бетонное ядро, создает для бетона благоприятные условия работы – объемное сжатие. В результате, прочность бетона при сжатии существенно возрастает (примерно в 1,8-2,7 раза). Стальная обойма в свою очередь, благодаря благоприятному влиянию внутреннего давления твердой среды, предохранена от потери местной устойчивости.

Сжатые трубобетонные элементы, даже имеющее ядро из высокопрочного бетона, отличаются пластичным характером работы в предельном состоянии, что исключает опасность внезапного разрушения, как отдельной конструкции, так и всего здания в целом.

Отсутствие продольной и поперечной арматуры у бетонного ядра позволяет получить более качественную укладку бетонной смеси, что положительно сказывается на прочности бетона [1].

Изоляция бетонного ядра от окружающей среды создает более благоприятные условия для его работы под нагрузкой. В неизолированном бетоне большие нагрузки вызывают более значительную деструкцию, чем в изолированном. При высоких уровнях напряжений в неизолированном бетоне развитие микротрещин все время прогрессирует, у изолированного бетона при тех же напряжениях оно полностью прекращается в течение первых 2-3 дней [2]. Если в неизолированных образцах нелинейность деформаций ползучести наблюдается, в основном, в течение первых 20-30 суток после их нагружения, то в изолированных – в первые 2-7 суток.

Бетонное ядро в трубобетонных элементах защищено от возможных непосредственных механических воздействий, поэтому менее подвержено различным ударам, сколам, имеет более высокую сохранность.

Также следует отметить, что огнестойкость трубобетонных элементов значительно выше, чем у металлических конструкций и при величине наружного диаметра поперечного сечения трубы 426 мм достигает 2,5 часов без использования огнезащитных покрытий.

За ненадобностью опалубочного оборудования процесс изготовления трубобетонных элементов значительно облегчается и становится выгоднее как по трудозатратам, так и по стоимости.

Сравнение технико-экономических показателей металлических, железобетонных и трубобетонных колонн [3] показывает, что экономия стали при трубобетонном исполнении конструкций по сравнению с металлическими составляет до 56%, стоимость уменьшается до 74%, а приведенные затраты снижаются на 62%. Масса трубобетонных колонн по сравнению с железобетонными уменьшается до 83%.

В связи с вышеизложенным, не возникает сомнений, что сжатые трубобетонные элементы получат широкое применение в качестве сильно загруженных колонн, опор и стоек различных зданий и сооружений.

На современном этапе широкое применение этих конструкций сдерживает отсутствие методики расчета прочности трубобетонных колонн, адекватно оценивающей их напряженно-деформированное состояние.

При проектировании элементов из стальных труб, заполненных бетоном, следует иметь в виду, что их работа существенно отличается от работы традиционных стальных и железобетонных конструкций. Ключевым моментом к пониманию особенностей поведения трубобетонных конструкций может служить анализ их действительной работы под нагрузкой.

Опыты, проведенные многими исследователями, свидетельствуют о том, что короткий трубобетонный элемент с достаточно толстой обоймой, работающий на сжатие с малыми эксцентриситетами, практически очень сложно разрушить в полном смысле этого слова. Здесь мы имеем дело со статически неопределимой системой. Поэтому, хотя и сталь, и бетон вследствие неоднородного напряженного состояния в локальных зонах начинают претерпевать значительные деформации на относительно ранних ступенях загружения, за счет перераспределения усилий между ними они еще долго могут воспринимать возрастающую нагрузку.

Существенное влияние на объективную оценку пригодности трубобетонных конструкций к эксплуатации оказывает правильный учет величины их деформаций в продольном направлении. Приведем наглядные данные, полученные в экспериментальных исследованиях сжатых образцов из бетона класса В50 с внешней обоймой из труб диаметром 219 мм и толщиной стенки 8 мм (опыты проводились в Магнитогорском государственном техническом университете). В процессе испытаний напряжения в стальной обойме достигли предела текучести при осевой сжимающей нагрузке порядка 250 т, тогда как среднее по серии значение разрушающей нагрузки составило 430 т. К началу текучести обоймы величина продольных деформаций укорочения трубобетонных элементов достигала порядка (160÷170)×10-5. При дальнейшем увеличении нагрузки эти деформации стали интенсивно нарастать. Уже на следующей ступени загружения их величина составляла (240÷270)×10-5, далее наблюдался еще более резкий их рост. Наибольшие деформации укорочения, соответствующие полной потере несущей способности, достигли 8% от первоначальной длины элемента. Характер разрушения сжатых трубобетонных элементов представлен на рисунке.

Xarakter_razrusheniya_trubobetonnyx_elementov_pri_osevom_i_vnecentrennom_szhatii

Характер разрушения трубобетонных элементов при осевом и внецентренном сжатии

В связи с чрезвычайно высокой деформативностью, с чисто практической точки зрения предельно достигаемая в опытах величина нагрузки для таких элементов большого интереса не представляет. Для вертикальных несущих конструкций подобные деформации не допустимы.

Высокая прочность и деформативность сжатых трубобетонных элементов имеют свое теоретическое обоснование. При действии на трубобетонный элемент сжимающей нагрузки внешняя стальная обойма сдерживает поперечные деформации бетонного ядра и воспринимает на себя боковое давление от него. В результате бетонное ядро работает в условиях объемного сжатия, а стальная обойма сжата в продольном и радиальном направлениях и растянута в тангенциальном направлении.

Специалистам в области железобетонных конструкций способность бетона к проявлению повышенной прочности и деформативности при трехосном сжатии известна еще с начала XX века. В последние годы этот факт начинает получать все более строгое теоретическое обоснование.

С точки зрения механики разрушения твердого тела механизм разрушения бетонного ядра можно представить следующим образом. При нагружении трубобетонного элемента в бетонном ядре вследствие неоднородности его структуры под действием осевых сжимающих и радиальных растягивающих напряжений образуются начальные вертикальные (тип I) и наклонные (тип II) трещины, которые существуют независимо друг от друга.

Ю.В. Зайцев в своей работе [4] отмечает, что при объемном сжатии воздействие бокового давления на бетонный образец, нагруженный продольной силой, принципиально изменяет условия возникновения и развития трещин. Во-первых, нагрузка, соответствующая началу образования микротрещин, существенно повышается. Во-вторых, с увеличением бокового давления меняется угол наклона преимущественного развития этих трещин относительно продольной оси. Следовательно, в сжатом трубобетонном элементе реактивное действие обоймы сдерживает развитие трещин типа I и вызывает появление трещин типа II.

При последующем увеличении нагрузки эти трещины перекрещиваются. При этом объем материала, заключенный между такими трещинами, оказывается более напряженным и получает дополнительные деформации. В процессе дальнейшего увеличении внешней продольной силы в данном объеме образуются новые микротрещины, рост которых также будет сдерживаться как постепенно возрастающим боковым давлением, так и ранее образовавшимися трещинами другого направления. При высоких уровнях нагрузки под влиянием радиального сжатия за счет касательных напряжений происходит взаимное смещение (сдвиг) краев трещин. Подобные процессы в сжатом трубобетонном элементе будут повторяться многократно до тех пор, пока либо нарушится сцепление между бетонным ядром и внешней стальной оболочкой, которая в результате потеряет местную устойчивость, либо возникающие в бетоне сдвиговые усилия преодолеют сопротивление оболочки и произойдет разрушения от среза (такой вариант разрушения наблюдается при относительно тонкой оболочке). Наблюдаемые в опытах со сжатыми трубобетонными элементами процессы разрушения подтверждают выше описанный механизм.

Развитие современных методов расчета строительных конструкций направлено на все более полный учет их действительного характера работы. Позволяя получать более точные результаты, такой путь одновременно приводит к усложнению алгоритмов и увеличению объемов производимых вычислений, что требует разработки специальных компьютерных программ. Специалист в виде программ получает достаточно простой и вместе с тем мощный инструмент по расчету строительных конструкций.В данной работе приводится краткое описание методики расчета прочности трубобетонных колонн, ориентированной на использование компьютерной программы.

Расчет прочности нормальных сечений ТБК предлагается выполнять по нелинейной деформационной модели железобетона с одновременным учетом особенностей поведения объемно сжатого бетонного ядра и сжато-растянутой стальной оболочки.

Исходной базой для построения методики расчета являются:

— реальные диаграммы деформирования бетона и стали;
— система уравнений, описывающая связь между напряжениями и деформациями для любой точки трансверсально-изотропного бетонного ядра в форме обобщенного закона Гука, но с учетом физической нелинейности;
— условие прочности объемно-сжатого бетонного ядра;
— связь между деформациями и напряжениями для любой точки внешней стальной оболочки в упругой и упруго-пластической стадиях, записываемая в форме обобщенного закона Гука с учетом физической нелинейности;
— условие Генки-Мизеса для стальной оболочки, находящейся в состоянии текучести;
— зависимости, устанавливающие изменение коэффициентов упругости бетона и стали nb и νs, а также коэффициентов поперечных деформаций бетона и стали myr, mrr и μs с ростом уровня нормальных напряжений.

Прочность нормального сечения ТБК считается достаточной, пока выполняются следующие условия:

| εby,max|≤ εby,u;                                                (1)

| εsi,max|≤ εsi,u;                                                 (2)

| εsy,max|≤ εsy,u,                                               (3)

где εby,max– максимальные относительные деформации в сжатом бетоне, возникающие по направлению действующей продольной силы («осевые» деформации);
εsi,max– максимальные величины интенсивности относительных деформаций во внешней стальной оболочке, определяемые для наиболее сжатых волокон;
εsy,max– максимальные относительные деформации в растянутой зоне (при ее наличии) стальной оболочки, возникающие по направлению действующей продольной силы;
εby,u– предельные относительные деформации бетона в осевом направлении (принимаются равными величинам деформаций бетонного ядра центрально сжатых ТБК, соответствующим достижению нормальными напряжениями осевого направления прочности бетона при трехосном сжатии);
εsi,u– предельные значения интенсивности относительных деформации стальной оболочки, соответствующие началу текучести стали (εsi,u= 0,015);
εsy,u– предельные относительные деформации в растянутой зоне стальной оболочки (εsy,u= 0,002).

Расчет выполняется в следующей последовательности. Поперечное сечение трубобетонного элемента разбивается на отдельные достаточно малые участки (рекомендуется назначать от 20 до 40 участков). Для каждого участка вычисляются его площадь и координата центра тяжести. Знаки координат центров тяжести выделенных участков стали и бетона, а также точки приложения продольной силы принимают в соответствии с назначенной системой координат. Начало координат удобнее совмещать с геометрическим центром поперечного сечения стальной оболочки.

Пошагово наращивается величина относительных деформаций крайнего сжатого волокна бетона εby,max и, тем самым, меняется наклон эпюры деформаций по высоте поперечного сечения. На каждом шаге длявсех выделенных участков вычисляются деформации εbyi, εsyjи кривизна 1/r элемента в целом, определяются значения коэффициентов Пуассона mbi, msj и коэффициентов изменения секущих модулей деформации νbi, νsjбетона и стали. Затем определяют величины нормальных напряжений в бетоне и стали в местах контакта стальной трубы и бетонного ядра каждого участка.

Напряжения в пределах каждого участка принимают равномерно распределенными (усредненными). Переход от эпюр напряжений в бетонном ядре и стальной оболочке к обобщенным внутренним усилиям осуществляют с помощью процедуры численного интегрирования по всем участкам разбиения. Для каждого шага устанавливается распределение деформаций по высоте нормального сечения трубобетонного элемента, удовлетворяющее условиям равновесия. Проверяется выполнение условий (1) — (3), ограничивающих значения краевых деформаций рассчитываемого элемента. При выполнении условия (3) и хотя бы одного из условий (1) или (2) значение базового параметра деформирования сечения εby,maxувеличивается и описанная выше процедура расчетов повторяется.

При достижении краевыми деформациями бетона и стали предельных значений определяется предельная величина продольной сжимающей силы.

Расчет прочности внецентренно сжатых ТБК по приведенному алгоритму предлагается выполнять на ЭВМ с помощью специально разработанной программы «CFST-2.2». Задачей расчета являетсяопределение максимальнодопустимой продольной силы при известном эксцентриситете ее приложения. Указанная программа составлена в среде объектно-ориентированного программирования «C++ Builder» с использованием известных математических методов.

Библиографический список
  1. Долженко А.А. Трубобетонные конструкции на строительстве производственного здания // Промышленное строительство. – 1965. –№6. – С. 23-26.
  2. Берг О.Я., Рожков А.И. Исследование неупругих деформаций и структурных изменений высокопрочного бетона при длительном действии сжимающих напряжений. Тр. ЦНИИС, вып.70, М., 1969. – С. 11-18.
  3. Лукша Л.К. Прочность трубобетона. – Минск: Высш. шк., 1977. – 95 с.
  4. Зайцев Ю.В. Моделирование деформаций и прочности бетона методами механики разрушений. М.: Стройиздат, 1982. — 196 с.

 

Добавить комментарий

Ваш адрес email не будет опубликован. Обязательные поля помечены *

Этот сайт использует Akismet для борьбы со спамом. Узнайте, как обрабатываются ваши данные комментариев.