Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса. Цель и задачи исследования 9
1.1 Основные сведения о трубобетонных колоннах 9
1.1.1 Конструктивные решения трубобетонных колонн 9
1.1.2 Особенности характера работы трубобетонных конструкций 9
1.2 Расчет прочности трубобетонных колонн 22
1.2.1 Критерии прочности ТБК 24
1.2.2 Методики расчета прочности ТБК круглого поперечного сечения 24
1.3 Сведения о трубобетонных конструкциях квадратного поперечного сечения 30
1.3.1 Исследования ТБК квадратного сечения 30
1.3.2 Методики расчета прочности ТБК квадратного поперечного сечения... 30
1.4 Основные положения нелинейной деформационной модели 44
1.5 Основные выводы по результатам проведенного анализа 46
1.6 Цель и задачи работы 46
Глава 2. Методики экспериментального исследования трубобобетонных колонн квадратного поперечного сечения при осевом и внецентренном сжатии 47
2.1 Обоснование выбора параметров экспериментальных образцов 48
2.2 Исходные материалы 52
2.3 Опытные образцы для экспериментальных исследований 52
2.4 Методика изготовления образцов ТБК с предварительно обжатым ядром и внутренним стальным сердечником 56
2.5 Приборы и оборудование 58
2.6 Методика проведения испытаний 63
2.7 Исследование напряженно-деформированного состояния стенки оболочки ТБК квадратного поперечного сечения 71
2.8 Методика определения расширения напрягающего бетона 72
2.9 Основные выводы по главе 2 76
Глава 3. Экспериментальные исследования образцов трубобетонных колонн квадратного поперечного сечения 77
3.1 Центрально сжатые образцы
3.1.1 Результаты испытаний 77
3.1.2 Анализ результатов испытаний образцов 87
3.2 Внецентренно сжатые образцы 89
3.2.1 Результаты испытаний 89
3.2.2 Анализ результатов испытаний образцов 113
3.3 Результаты исследования напряженно-деформированного состояния стенки оболочки ТБК квадратного поперечного сечения 119
3.4 Основные выводы по главе 3 123
Глава 4. Расчет прочности сжатых трубобетонных колонн квадратного поперечного сечения 125
4.1 Постановка задачи 125
4.2 Предельное состояние короткого сжатого трубобетонного элемента квадратного поперечного сечения 126
4.3 Особенности распределения трансверсальных напряжений по сечению бетонного ядра 128
4.4 Прочность бетона, работающего в условиях объемного сжатия 131
4.5 Построение диаграмм работы материалов ядра и оболочки 134
4.6 Последовательность расчета прочности нормальных сечений 143
4.7 Инженерная методика расчета прочности ТБК квадратного поперечного сечения 148
4.8 Сопоставление опытных данных и результатов расчета 150
4.9 Внедрение результатов исследования трубобетонных колонн квадратного поперечного сечения 159
4.10 Узлы сопряжения трубобетонных колонн квадратного поперечного сечения 162
4.11 Основные выводы по главе 4 164
Основные выводы по работе 164
Библиографический список
- Расчет прочности трубобетонных колонн
- Методика изготовления образцов ТБК с предварительно обжатым ядром и внутренним стальным сердечником
- Результаты исследования напряженно-деформированного состояния стенки оболочки ТБК квадратного поперечного сечения
- Построение диаграмм работы материалов ядра и оболочки
Расчет прочности трубобетонных колонн
Наиболее значимый конструктивный недостаток сжатых трубобетонных элементов - трудность сохранения совместности работы ядра и трубы колонны на всех этапах её эксплуатации. Из-за различия начальных коэффициентов поперечной деформации бетона и стали (v& 0,18 +- 0,25, vs 0,3) в процессе постепенного роста нагрузки на колонну совместность бетонного ядра и стальной обоймы со храняется только в начальный период загружения. Затем, из-за указанной разницы в деформативных свойствах, внешняя оболочка стремится оторваться от поверхности бетона ядра, вследствие чего в нем возникают радиальные растягивающие напряжения. Это может привести к нарушению сцепления между бетоном ядра и стальной трубой, что дополнительно может усиливаться усадкой бетона и недостаточной прочностью сцепления ядра и оболочки.
Трубобетонные колонны классической конструкции обладают высокой де-формативностью, что не позволяет полностью реализовать прочностные характеристики бетонного ядра таких конструкций, работающего в условиях объемного сжатия. Это подтверждают данные многочисленных экспериментальных исследований. Деформации укорочения сжатого трубобетонного элемента перед его разрушением достигают величин, не позволяющих обеспечить условия нормальной эксплуатации для несущего каркаса здания. По результатам многочисленных экспериментов и данным Р.С. Санжаровского [31, 68], деформации укорочения тру-бобетонных колонн с осевыми приложением сжимающей силы могут достигать 10 -15% и более.
В связи с чрезвычайно высокой деформативностью, с чисто практической точки зрения, максимальная величина нагрузки для таких элементов, достигаемая в опытах, не представляет большого интереса. Для вертикальных несущих конструкций подобные деформации недопустимы.
Перечисленные недостатки доказывают необходимость совершенствования конструкции сжатых трубобетонных элементов. Она связана с широким внедрением высокопрочных материалов в практику строительства и обеспечением совместной работы стальной оболочки и бетонного ядра на всех стадиях работы конструкции под нагрузкой.
Для устранения указанных недостатков на практике применяются несколько способов. Одним из них является установка анкеров на внутреннюю поверхность оболочки стальной трубы [89]. Данный способ широко внедряется в странах Северной Америки. Стальная труба вдоль ее длины разделяется на две части, после закрепления анкеров половины оболочки свариваются между собой. При доста точном количестве анкеров такой способ изготовления ТБК гарантирует совместную работу бетонного ядра и внешней стальной оболочки на всех этапах их за-гружения. Однако он очень трудоемок и предполагает использование специального оборудования для труб больших диаметров. В других случаях анкера устанавливают только в зоне передачи нагрузки на ТБК. При этом они проходят сквозь стальную оболочку и пронизывают бетонное ядро колонны.
Отечественные исследователи обсуждаемую проблему решали иначе. В НИИЖБ [46] было предложено обеспечить совместную работу бетонного ядра и стальной обоймы путем предварительного напряжения стальной трубы за счет усилий, возникающих при расширении бетона на напрягающем цементе. Применение такого бетона в ядре трубобетонного элемента позволило получать самонапряженные элементы, свободные от известных недостатков ТБК. По данным экспериментов, величина предварительного обжатия бетона составила около 1 МПа. Были изготовлены и испытаны образцы трубобетонных элементов 0159 мм с ядром из бетона на напрягающем цементе и толщиной стенки оболочки 5 мм. Эксперименты показали значительный рост предела упругой работы таких элементов в сравнении с аналогами с ядром из обычного бетона на рядовых вяжущих. Несущая способность при этом возрастала незначительно - на 5 - 10 %.
Основной причиной этому, по-видимому, послужила недостаточная степень предварительного обжатия бетона, которая составила 0,7 - 1 МПа. Даже незначительные усадочные деформации, которые наряду с деформациями расширения проявляются со временем в напрягающем бетоне, заметно снижают уровень обжатия. При этом, согласно опубликованным данным [2, 6, 54], если величина обжатия цементного камня меньше 0,7 МПа, какой-либо значительный эффект не наблюдается.
В 2010 году В.М. Бондаренко под руководством Л.К Лукши [8] были выполнены исследования прочности трубобетонных колонн с ядром из самонапрягающего бетона, величина начального напряжения которого варьировалась в пределах 0 -4 МПа. В процессе исследований был отмечен заметный эффект обоймы («коэффициент трубобетона» в среднем составил 1,36). Кроме того, отмечалось, что «если обеспечена величина начального самонапряжения на уровне эффективного значения (зависящего от конструктивных и прочностных параметров элемента), то в предельной стадии работы трубобетонного элемента прочностные свойства стали используются полностью, а бетонное ядро находится в трехосном напряженном состоянии сжатия при экстремальных значениях продольного и радиального напряжений». Иными словами, не происходит нарушения сцепления бетона ядра и стали оболочки на всех стадиях работы трубобетонной колонны.
Подобный способ изготовления ТБК кажется особенно привлекательным. Он не требует никакого дополнительного оборудования и изменения конструкции трубобетонных элементов, характеризуется низкими трудозатратами на изготовление колонн.
Широкое внедрение этого способа сдерживают два известных фактора. Первый - создаваемое предварительное напряжение оболочки колонн зависит от энергии расширения напрягающего цемента, величина которой мала и плохо регулируется в условиях строительной площадки. При определенных геометрических и конструктивных параметрах ТБК уровень предварительного обжатия бетона может оказаться недостаточным.
Второй фактор более существенный. На данный момент отечественным изготовителям не удается наладить выпуск напрягающих цементов с однородными стабильными свойствами. В связи с этим, в производственных условиях фактически неосуществимо получение нужного уровня обжатия бетонного ядра и стабильной степени предварительного напряжения стальной оболочки.
Методика изготовления образцов ТБК с предварительно обжатым ядром и внутренним стальным сердечником
Материалом ядра обжатых трубобетонных элементов (12 серий) служил бетон, твердеющий под давлением (марка по самонапряжению Spl,2). Материал не-обжатых ТБ элементов - обычный бетон.
Определение физико-механических характеристик исходного бетона осуществлялось при испытании бетонных кубов размерами 100x100x100 мм и призм размерами 100x100x400 мм, изготавливаемых при формовании каждой серии об-разцовзготовлены.
Для создания избыточного механического давления внутри образца использовались либо внутренний стальной сердечник диаметром 32 мм, либо бетон на расширяющемся вяжущем. Стальной сердечник представлял собой трубу диаметром 32 мм, располагающуюся в поперечном сечении образца коаксиально. Конструкция и внешний вид образцов изображены на рисунках 2.3, 2.4.
В маркировке серий приняты следующие условные обозначения: Н -трубобетонный образец с необжатым ядром; О - трубобетонный образец с механически обжатым ядром, Р - трубобетонный образец с ядром из бетона на расширяющемся цементе. ЦО, ЦР или ЦН - образцы испытывались на центральное сжатие; ВШ, ВЮ, В IP - образцы испытывались на внецентренное сжатие при разных относительных эксцентриситетах (1 - eo/d = 0,125; 2 eo/d = 0,25; 3 eo/d = 0,5; 4 eo/d = 0,75); 180, 160 или 100 - размер стороны поперечного сечения образца.
Ввиду отмечаемой многими исследователями концентрации напряжений в приопорных частях, на торцах стальных труб закреплялись бандажи высотой 0,5Ь, где Ъ - размера стороны сечения образца.
Все опытные образцы, для создания благоприятных условий твердения бетона ядра, после заполнения бетонной смесью закрывались торцевыми крышками с размерами 190x190x10 мм, 170x170x10 мм и 110x110x10 мм соответственно стороне поперечного сечения образца.
Образцы ТБК с предварительно обжатым ядром и внутренним стальным сердечником изготавливалась с помощью установки, разработанной на кафедре «Проектирования зданий и строительных конструкций». Методика изготовления образцов подробно описана в диссертации А.Л. Кришана [35].
Однако подобный способ изготовления трубобетонных элементов с предварительно обжатым ядром применялся только для колонн круглого поперечного сечения. Предполагалось, что ввиду особенностей напряженно-деформированного состояния стальной оболочки ТБК квадратного поперечного сечения может произойти местный выгиб стенки трубы образца и эффективность подобного способа создания прессующего давления будет низкой.
В процессе пробных экспериментов по обжатию бетонного ядра лабораторных образцов выявлено, что прессующее давление (величина которого составляла порядка 2 МПа) в основном воспринимается угловыми зонами трубы, и изгиба стенки трубы не происходит. Это подтвердило эффективность применения описываемого метода в экспериментальных исследованиях и позволило впервые применить его при изготовлении образцов колонн рассматриваемой конструкции.
Испытания контрольных образцов бетонных кубов, призм и цилиндров проводилось на 200-тонном гидравлическом прессе марки «ПГ-200», оснащенном электронной системой измерения. Трубобетонные образцы испыты-вались на 500-тонном гидравлическом прессе 2ПГ-500. Изучение напряженно-деформированного состояния испытываемых образцов проводилось в основном тензометрическим методом. Измерения выполнялись проволочными электротензорезисторами (ЭТР) с базой 20 мм, которые объединялись в двухкомпонентные прямоугольные тензорозетки, что позволило определить напряжения по основным направлениям. Показания тензорезисторов регистрировались информационно-измерительной системой АИД-4М. Электротензорезисторы дублировались следующими приборами: - индикаторы часового типа с ценой деления 0,01 мм (ИЧТ); - тензометры Аистова (ТА).
Для замера продольных деформаций образцов механическим способом использовалась следующая методика. До заливки труб бетонной смесью в их стенках в заранее размеченных местах сверлились отверстия диаметром 10 мм. В эти отверстия вставлялись пластиковые вкладыши, в которые вкручивались металлические шпильки. Шпильки представляли собой стержни диаметром 6 мм с резьбой для вкручивания в пластиковый вкладыш на одном конце и резьбой Мб на другом. Вкладыши удерживали шпильки так, чтобы они входили в бетонное ядро на 10 - 15 мм. По истечении 48 часов после заливки бетонной смеси шпильки выкручивались. За время схватывания цементное тесто обволакивало шпильки, в результате чего образовывалось подобие резьбы. Затем пластиковые вкладыши извлекались, отверстия защищали от проникновения влаги, и образец хранился в нормальных условиях.
Непосредственно перед испытанием шпильки, смазанные эпоксидным клеем, вкручивались в бетонное ядро. На них закреплялись индикаторы часо вого типа с базой, равной 200 мм (для элементов высотой 400 мм), и 300 мм (для элементов высотой 640 и 720 мм).
Схема наклеивания электротензорезисторов на поверхность оболочки приведена на рисунке 2.6. Схема расположения механических приборов приведена на рисунках 2.7, 2.8. При достижении каждой ступени со всех приборов снимались отсчеты. Отсчеты снимались дважды: сразу после приложения нагрузки и после выдержки под нагрузкой.
Прогибы внецентренно сжатых образцов в плоскости действия изгибающего момента фиксировались тремя прогибомерами Аистова, которые закреплялись на статичном штативе. Крайние точки крепления нитей от про-гибомеров располагались на расстоянии 20 - 30 мм от торцов испытываемого образца. Еще одна точка крепления нити располагалась в середине высоты образца.
Результаты исследования напряженно-деформированного состояния стенки оболочки ТБК квадратного поперечного сечения
Из полученных результатов видно, что с ростом относительного эксцентриситета приложения сжимающей нагрузки эффективность ТБК падает, приближаясь при eo/b 0,25 к несущей способности обычных железобетонных элементов.
При анализе эффективности предварительного обжатия бетонного ядра сравнивались коэффициенты трубобетона для образцов без обжатия, с ядром из БТД и ядром на расширяющемся вяжущем. Прирост ттб для образцов серий ВЮ относительно серий без обжатия составил 12 %, для серии В20 7 %, для серии ВЗО 5 %. Для образцов с Є(/Ь = 0,75 (серия В40) прирост был незначительным, его величина находилась в пределах погрешности эксперимента. Элементы с ядром из бетона на расширяющемся цементе показали меньший прирост - от 9 % (серия В1Р)до5%(серияВЗР).
Таким образом, для всех рассмотренных относительных эксцентриситетов приложения сжимающей нагрузки предварительное обжатие бетонного ядра оказывает заметно меньшее влияние на несущую способность трубобетонных элементов, по сравнению с центрально сжатыми. В большей степени это влияние проявляется при эксцентриситетах, находящихся в пределах ядра поперечного сечения (в(/Ь = 0,125).
При этом эффективность предварительного обжатия бетонного ядра образцов ТБК квадратного поперечного сечения всех серий оказалась ниже аналогичного показателя трубобетонных элементов круглого сечения. Причиной этого является неравномерное распределение нормальных напряжений по квадратному поперечному сечению образцов.
Работу образцов ТБК при кратковременном внецентренном сжатии можно условно разделить на четыре стадии.
На первой стадии отмечалась квазиупругая работа бетонного ядра и стальной оболочки. Участки диаграмм «п - є» (рисунки 3.10 - 3.25) близки к прямолинейным. Приращение прогибов среднего по высоте сечения практически пропорционально росту нагрузки.
Относительный уровень нагрузки, соответствующий пределу пропорциональности, при внецентренном сжатии примерно совпадал с пределом упругой работы центрально-сжатых образцов.
В упругой стадии работы внецентренно сжатых трубобетонных образцов квадратного сечения под нагрузкой при относительных эксцентриситетах до ео/Ъ = 0,125 в их поперечном сечении в продольном направлении возникают только сжимающие напряжения, соблюдается гипотеза плоских сечений. При других относительных эксцентриситетах на более удаленной от линии действия сжимающей силы грани в продольном направлении наблюдались деформации удлинения. Распределение деформаций при этом также примерно соответствовало гипотезе плоских сечений. Отмечаемые в опытах отклонения находились в пределах точности измерения деформаций.
На второй (упругопластической) стадии наблюдалась текучесть металла оболочки в сжатой зоне. Зависимости деформаций и прогибов (см. рисунки 3.10 - 3.25) от нагрузки принимали нелинейный характер. Для образцов без предварительного обжатия по сравнению с элементами, имеющими предварительно обжа 110 тое бетонное ядро, приращение поперечных деформаций происходило более интенсивно.
При достижении продольными деформациями величин порядка (150 - 200)х Ю-5 упруго-пластическая стадия работы образцов ТБК заканчивалась.
На третьей стадии (пластической) деформации элемента в продольном и поперечном направлениях резко нарастали (рисунки 3.10 - - 3.25). В пластической стадии работы трубобетонных образцов большая часть электротензорезисторов выходила из строя вследствие чрезмерно больших деформаций бетона и стали.
При разрушении максимальные (зафиксированные по показаниям индикаторов часового типа) значения продольных деформаций образцов составляли порядка 5 - 8 % от их первоначальной длины.
Экспериментальные исследования показали, что в сжатых трубобетонных элементах квадратного поперечного сечения примерной границей между случаями больших и малых эксцентриситетов можно считать величину ео/Ъ = 0,25.
Характер изменения прогибов с ростом сжимающей нагрузки зависел как от величины относительного эксцентриситета ео/Ъ, так и от наличия предварительного обжатия образцов. Для образцов без обжатия, предельные величины прогибов при одном и том же уровне нагрузки были в среднем на 40 % больше, чем прогибы образцов с ядром из БТД, и на 45 % больше, чем у элементов с ядром из напрягающего бетона. Полученные данные свидетельствуют о том, что жесткость предварительно обжатых в поперечном направлении трубобетонных элементов выше, чем у традиционных бетонных конструкций.
Анализ зависимостей продольных деформаций по сечениям от уровней нагружения (рисунки 3.10 3.25) свидетельствует о том, что для расчетов с некоторым приближением может использоваться гипотеза плоских сечений. Искривления поперечных сечений образцов при высоких уровнях загружения в зоне наибольшего сжатия были вызваны начавшимся процессом образования гофр.
Внецентренно сжатые образцы трубобетонных колонн нагружались до полной потери их несущей способности. Четвертая стадия работы, разрушение внецентренно сжатых трубобетонных элементов, начиналась с образования гофр в зоне максимального сжатия в продольном направлении, и заканчивалось резким нарастанием кривизны элемента в плоскости действия изгибающего момента от нагрузки.
Характер и вид разрушения внецентренно сжатых образцов, в общем, были схожи с разрушением центрально сжатых трубобетонных элементов. Отличие заключалось в том, что при внецентренном приложении нагрузки складки на поверхности стальной оболочки образовывались только в зоне наибольшего сжатия. Общий вид разрушенных образцов приведен на рисунках 3.26, 3.27.
Построение диаграмм работы материалов ядра и оболочки
Для полученных с использованием предложенных в работе результатов был найден коэффициент вариации вектора ошибок (Vs) согласно указаниям [57].
Как видно из таблиц 4.1 и 4.2, расхождения между экспериментальными данными и расчетной прочностью для образцов с осевым приложением сжимающей нагрузки составили: по итерационной методике: -10,1.. .+9,4; Vs = 4,8 %; по инженерной методике: -19,5...+19,1; Vs = S,S %. Для внецентренно сжатых образцов наибольшие расхождения составили: итерационная методика: -13,1... +24,9 при Vs = 11,8 %; инженерная методика: -25,6...+19,9 при Vs = 16,4 %.
Для методик других авторов расхождения между экспериментальными и расчетными значениями прочности составили -52 % ... +29 % для образцов с осевым приложением сжимающей силы и -55 % ... +35 % для внецентренно сжатых образцов ТБК.
Результаты сравнения подтверждают достоверность предложенных методик расчета прочности сжатых трубобетонных элементов квадратного сечения. Важно, что расчетные значения разрушающих нагрузок близки к опытным и для элементов с большой площадью поперечного сечения, в том числе изготовленных из высокопрочного бетона. Следовательно, предложенные методы допустимо использовать при проектировании высотных зданий с трубобетонными колоннами.
Следует обратить внимание на заметное завышение теоретических значений прочности, подсчитанной с использованием инженерной методики, для внецентренно сжатых образцов ТБК, изготовленных из оболочки с пределом текучести стали более 800 МПа. Без их учета, коэффициент вектора ошибок составил Vs =14 % для внецентренно сжатых образцов. В связи с этим, инженерную методику рекомендуется применять для сталей с пределом текучести не более 600 МПа, бетона с классом на сжатие не более В 80 и ео/Ъ 0,75.
Следует обратить внимание на заметное завышение теоретических значений прочности, подсчитанной с использованием инженерной методики, для внецентренно сжатых образцов ТБК, изготовленных из оболочки с пределом текучести стали более 800 МПа. Без их учета, коэффициент вектора ошибок составил Vs =14 % для внецентренно сжатых образцов. В связи с этим, инженерную методику рекомендуется применять для сталей с пределом текучести не более 600 МПа, бетона с классом на сжатие не более В 80 и ео/Ъ 0,75.
В процессе сопоставление расчетных и экспериментальных данных несущей способности образцов ТБК квадратного сечения был уточнен коэффициент условий работы ур. После статистической оценки полученных значений прочности ТБК по методике, изложенной в [57], значение ур принято равным 0,75.
Таким образом, использование предложенных методик дает достаточно достоверную и надежную оценку прочности ТБК. Итерационный метод расчета на основе нелинейной деформационной модели позволяет наиболее полно учитывать специфику работы сжатых трубобетонных элементов квадратного поперечного сечения и оценивать не только их прочность, но и напряженно-деформированное состояние.
Кроме того, предложенные методики могут использоваться для расчета прочности трубобетонных колонн как с предварительным обжатием бетонного ядра, так и без него, что свидетельствует об их универсальности.
Внедрение результатов исследования трубобетонных колонн квадратного поперечного сечения
Выполненные практические и теоретические исследования ТБК квадратного поперечного сечения позволили внедрить эти конструкции в практику проектирования.
В 2011-2012 гг. трубобетонные колонны с ядром из бетона на расширяющемся цементе были применены в проекте П/Ю-12-05-АС магазина строительных материалов по ул. Вокзальной, 55 в г. Магнитогорске. Объект представляет собой двухэтажное здание с неполным каркасом, с габаритными размерами в плане 54x33,2 м. Высота колонн 4,5 м.
В первоначально разработанном проекте предусматривались в качестве вертикальных несущих конструкций использовались 24 металлические двутавровые колонны из профиля 40К1. В дальнейшем они были заменены на трубобетонные колонны квадратного поперечного сечения. В качестве стальной оболочки были выбраны стальные трубы сечением 300x300 мм с толщиной стенки 16 мм по ГОСТ 30245-2003 из стали марки С245. Для изготовления бетонного ядра применялся тяжелый бетон с классом прочности на сжатие В25 на основе расширяющегося цемента Macflow. Схема расположения колонн и их конструкция представлены на рисунках 4.13 и 4.14.
При проектировании трубобетонных колонн применялись методики расчета, предложенные в диссертационной работе, а также практические рекомендации по внедрению таких конструкций. Все это позволило снизить расход металла на изготовление колонн в 2,5 раза и уменьшить расчетную сметную стоимость объекта на 336 тысяч рублей (см. приложение 1). Результаты диссертационной работы внедрены и используются в учебном процессе в Магнитогорском государственном техническом университете. С 2009 г. выпускниками института строительства, архитектуры и искусств защищено 7 дипломных работ, в которых нашли отражение материалы диссертации.
