автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Несущая способность железобетонных внецентренно сжатых элементов средней гибкости с высокопрочной продольной арматурой

На правах рукописи

#

Аль - Лбед Ахмад

/

НЕСУЩАЯ СПОСОБНОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ВНЕЦЕНТРЕННО СЖАТЫХ ЭЛЕМЕТОВ СРЕДНЕЙ ГИБКОСТИ С ВЫСОКОПРОЧНОЙ ПРОДОЛЬНОЙ АРМАТУРОЙ

Специальность 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и

сооружения

АВТОРЕФЕРАТ

диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва, 1997 г.

Работа выполнена в Тверском Государственном Техническом Университете

Научный руководитель - доктор технических наук,

профессор В.Ф. Захаров

Официалыше оппоненты -доктор технических наук,

профессор Е.А. Чистяков

-кандидат технических наук Ю.Ф. Бирулин

Ведущая организация - 3. А О. «ИНРЕКОН»

Защита состоится 19 июня 1997 I'. в 14-00 часов на заседании диссертациошюго Совета К 033.03.01 по защите диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук в Научно-исследовательском, проектно-конструкторском и технологическом институте бетона и железобетона по адресу: 109428, Москва, 2-я Институтская улица, д. 6.

С диссертацией можно ознакомится в библиотеке института

*) V)

Автореферат разослал « ^ » ___ 1997г.

Ученый секретарь диссертационного /У/шй) ) Совета, кандидат технических тук^м

ЬМИЧ

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

В последние годы многие исследователи стали уделять серьезное внимание вопросу применения высокопрочной ненапрягаемой арматуры в сжатых железобетонных элементах. Г1о результатам испытания коротких колонн с таким армированием была установлена высокая эффективность применения такой арматуры н сжатых элементах. При определенных условиях напряжения в сжатой арматуре могли достигать значений (То,2- Это позволяет существенно повысить несущую способность таких колонн по сравнению с несущей способностью аналогичных колонн, но с обычной арматурой не выше класса А-Ш. Однако в основном такие исследования проводились с колоннами небольшой гибкости при отношении длины колонны к высоте ее поперечного сечения не более 8. В таких колоннах влияние прогиба слабо сказывалось на несущей способности. В реальных условиях массового строительства гибкость колонн очень часто превышает это значение. Имеются единичные исследования колонн с высокопрочной ненапрягаемой арматурой гибкостью более 20. Но колоннам средней гибкости (1УЪ = 10 ... 18) было посвящено еще меньше исследований. При этом немногочисленные испытания колонн средней гибкости показали, что и в этом случае высокопрочная арматура может эффективно использоваться. В связи с актуальностью этого вопроса выявляется необходимость проведения специальных исследований колонн средней гибкости.

Целью работы является разработка методов расчета несущей способности колонн средней гибкости с высокопрочной ненапрягаемой арматурой при кратковременном действии нагрузки на основе экспериментально-теоретических исследований.

Автор защищает:

- результаты экспериментальных исследований колонн средней гибкости (1/Ъ - 15) с высокопрочной ненапрягаем ой арматурой класса Ат-У1 при центральном и внецентренном сжатии;

усовершенствованную применительно к высокопрочной сжатой арматуре расчетную модель напряженно-деформированного состояния нормального сечения, включенную в проект новых норм по проектированию железобетонных конструкций;

разработанную методику расчета несущей способности железобетонных элементов средней гибкости с высокопрочной арматурой при кратковременном действии нагрузки на основе расчетной модели напряженно-деформированного состояния ссчения;

- разработанные рекомендации по расчету несущей способности железобетонных элементов с высокопрочной арматурой применительно к методике расчета действующих норм.

Научную новизну результатов работы составляют:

- результаты экспериментальных исследований колонн средней гибкости с высокопрочной ненапрягаемой арматурой;

усовершенствованная расчетная модель напряженно-деформированного состояния нормального сечения железобетонных элементов;

- методика расчета несущей способности сжатых элементов на основе расчетной модели сечения;

- развитие методики расчета СНиП 2.03.01-84* применительно к железобетонным элементам со сжатой высокопрочной арматурой.

Практическое значение работы заключается в разработке методики расчета сжатых железобетонных элементов, способствующей эффективному

использованию сжатой высокопрочной ненапрягаемой арматуры, позволяющей снизить расход стали в таких элементах.

Апробация работы и публикации. Основные положения диссертации опубликованы в трех работах. Материалы диссертации докладывались на научных конференциях и иаучио-методических семинарах в Тверском Политехническом институте и Тверском Государственном Техническом университете.

Структура и объем диссертации. Диссертация состоит из введения, четырех глав, выводов, списка литературы и приложения.

Объем работы 167 страниц, включая 15 таблиц и 37 рисунков.

Работа выполнена в Тверском Государственном Техническом университете под руководством доктора технических наук, профессора Захарова. В.Ф.

КРАТКОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

К настоящему времени выполнен ряд экспериментальных исследований, связанных с применением высокопрочной стали в качестве ненапрягаемой сжатой арматуры в железобетонных колоннах. Исследования показали, что эффективность применения такой арматуры зависит от деформативности бетона на сжатие. Принимая во внимание совместную работу сжатой арматуры с окружающим бетоном вплоть до разрушения сжатого элемента в арматуре достигаются тем большие напряжения, чем больше деформации бетона. Это приводит к повышению несущей способности сжатого элемента.

Одним из возможных способов повышения деформативности бетона является применение косвенного (поперечного) армирования бетона в виде сеток. Испытания коротких колонн с таким армированием, проведенные БакировЫм К.К., Байковым В.Н., Васильевым А.П., Довгалюком В.И.,

Карнетом Ю.П., Матковым Н.Г., Фроловым А.К., Филиповым Б.Г1., Чистяковым Е.А. и др. показали, что деформации сжатого бетона могут достигать 15%0. Значения предельных деформаций укорочения сжатого бетона зависят от мощности косвенного армирования.

В исследованиях Бакирова К.К., Тарасова A.A., Хаита И.Г., Чистякова Е.А. было также установлено, что на предельную деформативность бетона с косвенным армированием влияет также присутствие высокопрочной продольной арматуры. При этом с увеличением количества продольной арматуры деформативность бетона повышается.

Повышение несущей способности сжатых колонн с косвенным армированием и высокопрочной продольной арматурой происходит вследствие достаточно полного использования прочностных свойств арматуры и повышения прочности бетона, работающего в условиях объемного напряженного состояния.

Однако такая конструкция армирования достаточно сложна и трудоемка в исполнении. Поэтому значительный интерес представляют исследования сжатых элементов с высокопрочной продольной арматурой и поперечным армированием в виде обычных хомутов.

Изучению работы коротких сжатых элементов с таким армированием посвящены исследования Бейсембаева М.К., Галеня А.Ф., Дербуша А.Д., Довгалюка В.И., Захарова В.Ф., Копчугова В.А., Коркишко А.Н., Маткова Н.Г., Маиляна Д.Р., Рискинда Б.Я., Светлыка АЛО., Сурина В.В., Таля К.Э., Тарасова A.A., Фролова А.К., Хаита ИТ., Чистякова Е.А.. Шорниковой Г.И., Щилова A.M. и др.

Выше были рассмотрены экспериментальные исследования, относящиеся к изучению работы высокопрочной арматуры з сжатых элементах небольшой гибкости (1/h < 10). Обобщая результаты этих исследований можно сказать, что применение высокопрочной продольной

арматуры положительно отражается па несущей способности железобетонных сжатых элементов, повышая ее. В процессе нагружения элементов при достижении напряжений и бетоне, когда начинают заметно развиваться нсупругие деформации, происходит перераспределение усилий с бетона па упруго работающую арматуру.

При кратковременном нагружении начало заметного перераспределения усилий наступает, как правило, при напряжениях, равных Rb (при центральном сжатии - призменной прочности бетона), и сопровождается уменьшением напряжений в бетоне с увеличением деформаций. Разрушение элемента наступает при достижении деформациями бетона значений, равных предельным деформациям, отвечающим действующим (сниженным) напряжениям в бетоне.

Экспериментальных исследований гибких элементов (l/h>10) с высокопрочной арматурой и поперечным армированием в виде хомутов выполнено значительно меньше.

Колонны гибкостью 1/h = 20, 25, 30, с начальным эксцентриситетом e0/h = 0 и 0,1 были испытаны Захаровым В.Ф. и Матаром П. при кратковременном и длительном нагружении с целью выяснения эффективности применения высокопрочной арматуры в колоннах такой гибкости.

Небольшое количество испытаний было проведено с колоннами средней гибкости (10<l/h<18), Известны испытания колонн гибкостью 15 при эксцентриситетах, близких к центральному сжатию (eo/h<0,l), выполненные Аутоумом Т.

Выявленная в экспериментальных исследованиях высокая эффективность применения высокопрочной арматуры явилась стимулом для разработки рекомендаций по расчету, учитывающих особенности совместной работы сжатого бетона и высокопрочной арматуры.

Разработанные Байковым В.II, Бейсембаевым М.К., Захаровым В.Ф., Корнетом Ю.Н., Суриным В.В., Фроловым А.К., Чистяковым Е.А. и др. рекомендации относились в основном к коротким элементам, поскольку давали оценку предельных значений деформаций бетона и напряжений в сжатой арматуре.

На основании анализа проведенных исследований можно сделать вывод о том, что наиболее изученными элементами с высокопрочной арматурой являются короткие колонны гибкостью 1/11 < 10. Многочисленные эксперименты подтвердили высокую эффективность использования высокопрочной арматуры на сжатие и экономичность применения ее в таких конструкциях.

Меньшее количество работ посвящено исследованию работы железобетонных элементов большей гибкости (1/11 > 10). Однако по результатам имеющихся экспериментов можно сказать, что несущая способность колонн гибкостью 1/1г = 25, 30 с ненапрягаемой высокопрочной и обычной арматурой практически не отличается. Несущая способность колонн гибкостью 1/Ъ = 20 несколько повышается при использовании высокопрочной арматуры. Поэтому целесообразность применения высокопрочной ненапрягаемой арматуры в таких конструкциях требует экономического обоснования. Особое положение занимают элементы средней гибкости (10 < 1/Ъ < 20).

Немногочисленные эксперименты с колоннами такой гибкости показали, что в определенных условиях напряжения- в наиболее сжатой арматуре могут достигать значений, близких к О02- Учитывая это обстоятельство, а также то, что эксперименты проводились с небольшими начальными эксцентриситетами приложения продольной силы (близкими к центральному сжатию), выявляется необходимость провести более широкие

исследования колонн такой гибкости, часто встречающихся в строительной практике.

Рассмотренные предложения по расчету в основном относились к элементам с обычной арматурой. Однако они в принципе могут быть с соответствующей корректировкой применены к расчету элементов с высокопрочной ненапрягаемой арматурой. Как показал анализ существующих методик расчета, ряд предложенных моделей достаточно полно отражают напряженно-деформированное состояние элемента, но они очень сложны для применения. Наиболее удобны в этом отношении предложения, использующие диаграммы деформирования бетона и арматуры, несмотря на некоторые условности и упрощения, принимаемые в расчетах. При этом заслуживает внимания расчетная деформационная модель, включенная в проект новых норм по проектированию железобетонных конструкций.

С учетом вышеизложенного поставлены следующие задачи.

1. Провести испытания внецентренно сжатых колонн гибкостью 1/Ъ = 15 с высокопрочной ненапрягаемой арматурой класса Ат-У1 и поперечным армированием в виде хомутов с целью получения опытных данных для оценки степени эффективности ее использования в колоннах средней гибкости.

2. Разработать методику расчета таких колонн с использованием деформационной модели напряженно-деформированного состояния проекта новых норм и при необходимости произвести ее уточнение, учитывающее особенности совместной работы бетона и высокопрочной арматуры при сжатии.

3. Разработать рекомендации по расчету внецентренно сжатых элементов с высокопрочной арматурой применительно к методике расчета действующих норм проектирования железобетонных конструкций.

В соответствии с поставленными задачами исследования было изготовлено 18 колонн с высокопрочной ненапрягаемой арматурой.

При проектировании опытных образцов исходили из наличия силового оборудования, пригодного для испытания колонн гибкостью 15. Колонны имели длину 150 см и поперечное сечение прямоугольной формы размером h х b ~ 10x12 см. Продольное армирование состояло из четырех стержней диаметром 12 мм класса Ат-Vl ( Оо,2~ 1010 МПа, ц= 3,77%), поперечное армирование - в виде вязаных хомутов диаметром 4 мм класса В-1, устанавливаемых с шагом 100 мм. Па концевых участках колонн длиной примерно 90 мм устанавливали сварные сетки для уменьшения влияния концентраторов напряжений от опорных устройств.

Для определения характеристик бетона опытных колонн вместе с ними из одного замеса были изготовлены контрольные кубы и призмы. Колонны и призмы изготавливали в деревянной опалубке, а кубы - в металлических инвентарных формах. Бетон укладывался вручную с последующим уплотнением глубинным вибратором.

Прочность бетона в возрасте 35 суток была равна Rb = 15,2 МПа, а в возрасте 227 суток Rb = 1 7,5 Мпа.

Так как главной задачей исследования является изучение поведения внецентренно сжатых колонн средней гибкости с высокопрочной ненапрягаемой арматурой, основными переменными характеристиками в испытаниях были приняты различные эксцентриситеты приложения продольной силы. При этом другие геометрические и прочностные характеристики имели постоянные значения: гибкость колонн b/h=15, процент армирования ¡а = 3,77% (соответствует четырем продольным стержням диаметром 12 мм), одинаковая арматура класса Ат-Vl во всех образцах.

Для оценки влияния высокопрочной арматуры на несущую способность и деформации исследуемых колонн при различных эксцентриситетах приложения продольной силы были приняты в испытаниях три значения начального эксцентриситета: е0 = О (центральное сжатие) , е0 = 0,12h (внецентренное сжатие, когда трещины в растянутом бетоне не образуются или могут образоваться в момент , близкий к разрушению) и е0 = 0,3h (внецектренное сжатие, когда трещины образуются задолго до разрушения). Таким образом, испытаниями охватываются все основные виды напряженно-деформированного состояния колонн.

Кроме того, чтобы полнее оценить возможности использования высокопрочной арматуры при внецентренном сжатии, были проведены испытания при длительном действии нагрузки с уровнем 0,65 кратковременной разрушающей нагрузки (190 суток). Развивающиеся в процессе длительного выдерживания колонн под постоянной нагрузкой деформации ползучести бетона должны были более эффективно включать в работу высокопрочную арматуру.

Испытания проводили с равными и одинаково направленными эксцентриситетами продольной силы на шарнирно закрепленных концах.

Испытания показали, что деформации наиболее сжатой арматуры в центрально и внецентренно сжатых колоннах достигали значений, примерно равных 4 .. . 4,3 %0 в стадии , близкой к разрушению. Этим деформациям соответствуют напряжения 725...750 МПа. Арматура работала в упругой стадии, но ее использование было достаточно эффективным при такой гибкости колонн.

Напряжения в бетоне при нагружении колонн вначале увеличивались, сохраняя зависимость напряжений от деформаций при испытании контрольных бетонных призм. После достижения напряжениями значений, примерно равных призменной прочности (при деформациях 1,6 -2,0%о), они начинали уменьшаться вследствие развития больших неупругих деформаций и перераспределения усилий с бетона на упруго работающую арматуру. С этого момента деформации колонн начинали ускоренно развиваться с повышением нагрузки и все большую долю усилий начинала воспринимать арматура. В стадии близкой к разрушению, когда деформации колонн стали резко возрастать без увеличения нагрузки, напряжения в бетоне уменьшились в среднем до 9 ... 12 МПа.

Характер разрушения колонн при испытании зависел от величины начального эксцентриситета. При центральном сжатии разрушение колонн было хрупким с резким нарастанием прогиба и разрушением бетона в наиболее напряженном сечении. При большом эксцентриситете происходило постепенное увеличение прогиба с повышением нагрузки ч лишь на последнем этапе нагружения прогиб начинал непрерывно с ускорением увеличиваться, а нагрузка начинала уменьшаться.

Значения опытной несущей способности (разрушающей нагрузки) всех колонн, испытанных по кратковременному режиму, в том числе колонн, подвергавшихся ранее длительной выдержке под нагрузкой, приведены в таблице. Сравнение несущей способности колонн с высокопрочной и обычной арматурой но результатам различных испытаний ( б том числе автора) показало, что несущая способность

уменьшается с увеличением эксцентриситета, но для всех значений e0/h несущая способность колонн рассматриваемой гибкости выше с высокопрочным армированием. При этом абсолютное превышение больше в колоннах гибкостью менее 10 по сравнению с колоннами гибкостью 15 и

несколько уменьшается с увеличением эксцентриситета. Однако относительное превышение, оставаясь больше при гибкости менее 10, увеличивается с увеличением эксцентриситета, начиная с Qj h = 0,2. До эксцентриситета 0,2 относительное превышение остается примерно постоянным. Для колонн гибкостью менее 10 отношение разрушающих нагрузок при высокопрочной и обычной арматуре в среднем составляет 1,35 (при eo/h < 0,2) и 1,52 (при eo/h = 0,5). Для колонн гибкостью 15 эти отношения соответственно равны 1,25 и 1,44.

Анализ результатов испытаний также показал, что несущая способность колонн, уменьшается при увеличении гибкости при всех значениях эксцентриситета. При этом абсолютное и относительное повышение несущей способности колонн с высокопрочной арматурой по сравнению с несущей способностью колонн с обычной арматурой также снижается с увеличением гибкости. Для гибкости 30 несущая способность становится практически одинаковой при всех значениях эксцентриситета. Это связано с тем, что ускоренное развитие прогибов в таких колоннах начинается при напряжениях в арматуре ниже предела текучести обычной арматуры и следовательно не зависит от вида арматуры (если не считать небольшого различия в модуле упругости арматуры).

Сопоставление показало, что применение высокопрочной арматуры наиболее эффективно до гибкости, примерно равной 20. При исследуемой в настоящей работе гибкости 15 эффективность высокопрочной арматуры хотя и уступает несколько эффективности для коротких колонн, но все же достаточно высока, чтобы рекомендовать ее для применения в таких колоннах. Так, отношение разрушающих нагрузок для колонн с высокопрочной и обычной арматурой в среднем при гибкости 8 составляет 1,35 (eo/h = 0), l,35(eo/h =0,12), l,45(eo/h = 0,3) и l,52(e0/h = 0,5), а при гибкости 15 соответственно 1,25; 1,25; 1,37 и 1,44.

На основании рассмотренного сопоставления можно сделать вывод, что в колоннах средней гибкости (примерно до гибкости 18... 20), как и в коротких колоннах целесообразно применять высокопрочную ненапрягаемую арматуру в сочетании с поперечным армированием в виде хомутов с целью экономии стали или повышения несущей способности колонн при одинаковом количестве заменяемой обычной арматуры.

Для расчета железобетонных элементов с высокопрочной арматурой на кратковременное действие изгибающих моментов и продольной силы (внецентренное сжатие) разработана методика с использованием расчетной модели напряженно-деформированного состояния сечения, включенной в проект новых норм и включающей:

- два уравнения равновесия внешних и внутренних сил в нормальном ссчении - уравнение равновесия проекции всех сил на продольную ось элемента и уравнение равновесия моментов всех сил относительно какой-либо выбранной оси в сечении элемента, перпендикулярной плоскости действия изгибающего момента;

- условие деформирования нормального сечения в виде линейного распределения продольных деформаций бетона и арматуры по высоте сечения;

- диаграммы состояния (деформирования) бетона и арматуры.

Критерием исчерпания прочности нормальных сечений в соответствии

с моделью напряженно-деформированного состояния сечения принято достижение деформациями сжатого бетона или растянутой арматуры в сечении элемента их предельных значений.

При расчете нормальное сечение железобетонного элемента представляется как набор из П элементарных участков бетона (с индексом 1) и из т стержней арматуры или группы стержней одинакового класса,

расположенных в одной плоскости, т.е. одинаково деформируемых (с индексом к )(Рис. 1).

Тогда для внедентренного сжатия уравнения равновесия имеют вид:

1 HI

N + Z <ты.Аы + Z ask. ASk = 0 (1)

Ы к=1

п m

N.e + Z сты.Аы.уы + Z ask.Ask.ysk = 0, (2)

к» i

где N - разрушающая продольная сила;

е - расстояние от силы N до некоторой выбранной оси, расположенной в пределах сечения элемента, относительно которой определяются моменты внутренних сил в бетоне и арматуре, с учетом прогиба элемента f;

Abj - площадь элементарных участков бетона; Ask - площадь сечения стержня арматуры или группы стержней; Vbj - расстояния от выбранной моментной оси до центра тяжести элементарных участков бетона;

ysk - расстояния от выбранной моментной оси до центра тяжести сечения арматуры;

СТы - напряжения на элементарных участках бетона; ask - напряжения в арматуре.

Удобно расположить моментиуго ось "0-0" на растянутой или менее сжатой грани сечения (Рис.1). Тогда расстояния от этой оси до центров одинаковых элементарных площадок бетона равны

Уы = h - (i - 0,5) Ala (3)

Для арматуры

ys'i = h - а' ; у за = а.

Площади бетонных участков для прямоугольных сечений элементов равны

Аы = Ь.АЬ = Ь.ЬУ п (4)

Расстояние от выбранной оси до точки приложения силы N равно

е = Ш + е0 + £ (5)

где е0 - начальный эксцентриситет;

Г - прогиб элемента при разрушении, определяемый по известной зависимости

II2

где 1 /г - кривизна элемента в наиболее напряженном сечении;

1 - длина элемента между шарнирными опорами;

к - коэффициент, учитывающий распределение кривизн (эпюру кривизн) по длине элемента.

Связь между напряжениями и деформациями в арматуре и бетоне устанавливается в виде диаграмм состояния материалов.

Для высокопрочной арматуры принимаем трехлинейную диаграмму состояния, рекомендуемую проектом новых норм (Рис.2). Для сжатого бетона предлагается принять диаграмму состояния, состоящую также из трех линейных участков, но отличающуюся от рекомендуемой проектом норм в связи с необходимостью учета особенностей деформирования бетона совместно со сжатой высокопрочной арматурой. Экспериментами установлено, что в процессе нагружения элемента происходит перераспределение усилий с бетона на арматуру с уменьшением напряжений в бетоне при увеличивающихся деформациях. Это явление учитывается в

предлагаемой диаграмме состояния сжатого бетона наклонным участком (Рис.3).

Испытания показали, что начало ниспадающего участка примерно совпадает с усредненными деформациями центрально сжатых неармированных элементов при напряжениях Яь, которые примерно равны 2,3%0. Это значение деформации принято для основной базовой точки диаграммы = - 2,3 %„ при напряжении С7ь = К-Ь- Вторая граница этого

участка имеет значения 8(,2 = - 8%0 и Си = 0,5^.

Деформации 8Ьо являются предельными деформациями при однородном напряженном состоянии бетона элемента с обычной арматурой (или неармированного). Как следует из опыта, в элементах с высокопрочной арматурой предельная деформация бетона при однородном напряженном состоянии сечения (при центральном сжатии) увеличивается. Обозначим деформацию бетона, армированного высокопрочной сталью Сь(),5- Для определения значения этой предельной деформации воспользуемся зависимостью усредненных значений предельной деформации от коэффициента армирования при центральном сжатии

где - коэффициент армирования высокопрочной сталью принимаемый в

этой формуле не более 0,05.

Предельные деформации при неоднородном напряженном состоянии бетона в сжато-растянутом сечении (обозначим их Еъ2,$) принимаем равными

5Ьо,5 = -2,3(1 +Ю|15)Л0-3,

(7)

Рис. 1. Схема деформаций, напряжений и усилий в бетоне и арматуре

б"5

с 5э Ечг

Рис. 2. Диаграмма состояния высокопрочной арматуры

Рис. 3. Диаграмма состояния сжатого бетона

Анализ значений предельных деформаций по испытаниям внецентренно сжатых элементов и их сопоставление с деформациями при центральном сжатии показали, что значение коэффициента К, = вьгУ^-ьо^ для Рассматриваемого случая может быть принято равным 1,5.

Поскольку критерием исчерпания прочности сечения является достижение деформациями сжатого бетона их предельных значений, принимаем для расчета несущей способности элемента деформацию на сжатой грани, равную Бь.чИ (Рис.1).

Значения деформации Еь.иП зависят от напряженно-деформированного состояния сечения и определяются по интерполяции между значениями и еЬ2,5.

Деформации бетона на соответствующих участках и деформации арматуры определяются с учетом их лилейного распределения по высоте сечения элемента и расположения моментиой оси "0-0" согласно рис. 1 по формулам

еы = еь,1Л - 1/г (Ь - уы), (9)

= £ь,ик - 1/г (Ь - у5к). (Ю

Если деформации бетона какого либо участка £ы > 0 (деформации удлинения), то для этих участков принимают Бы = 0, так как работа

растянутого бетона при расчете по прочности не учитывается.

По деформациям бетона и арматуры определяются напряжения с использованием диаграмм состояния бетона и арматуры.

По разработанной методике была определена несущая способность испытанных колонн. Результаты расчета приведены в таблице. Как видно, разработанная методика расчета достаточно хорошо отображает опыт.

Сравнение результатов расчета с опытом

Шифр колонны с0/1г О п ы т Расчет N031

1; ГЛ • г., кН ММ %о %0 к*], с гЛ, г.5, кН мм %0 %0 Нея

К-0-1 0,04 400 3,2 -4,12 -3,0 381 6,4 -3,76 - 1,44 0,96

К-0-2 0,04 380 2,4 -4,0 -3,12 381 6,4 -3,76 - 1,44 1,0

К-0-3 0,03 455 2,3 -3,91 -2,95 401 6,75 -3,77 -.1,35 0,88

К-0-4 0,03 440 3,2 -4,45 -3,01 401 6,75 -3,77 - 1,35 0,92

К-1,2-1 0,12 330 9 -4,2 -0,96 312 9,9 -3,91 - 0,31 0,95

К-1,2-2 0,12 330 7,1 -3,9 -1,01 312 9,9 -3,91 -0,31 0,95

К-1,2-3 0,12 330 8,2 -4,0 -0,81 319 10,1 -3,9 -0,23 0,97

К-1,2-4 0,12 341 9,2 -4,2 - 0,76 319 10,1 -3,9 -0,23 0,94

К-3-1 0,3 220 12,2 -4,0 1,08 207 13,2 -3,62 1,11 0,94

К-3-2 0,3 210 11,5 -4,2 1,01 207 13,2 -3,62 1Д1 0,99

К-3-3 0,3 250 13,3 -4,25 1,37 219 13,1 -3,64 1,12 0,88

К-3-4 0,3 240 12,8 -4,3 1,24 219 13,1 -3,64 1,12 0,92

Д-0-1 0,01 480 2,8 -4,2 -3,1 430 4,9 -3,62 -1,9 0,9

Д-0-2 0,01 500 4,4 - 4,4 -3,2 430 4,9 -3,62 -1,9 0,86

Д-1,2-1 0,12 365 9,8 -4,2 -0,5 319 10,1 -3,9 -0,23 0,88

Д-1,2-2 0,12 325 9,2 -4,35 -0,7 319 10,1 -3,9 -0,23 0,98

Д-3-1 0,3 255 13,5 -4,2 1,3 207 13Д -3,64 1,12 0,82

Д-3-2 0,3 235 15 -4,1 1,5 207 13,1 -3,64 1,12 0,88

Обозначения: Ы1с5Ь Ыса) - опытная и расчетная несущая способность колонн;

Г- прогиб;

£'8 и £5 - деформации наиболее и менее сжатой

(растянутой) арматуры;

Примечание. Опытные значения прогиба и деформаций арматуры соответствуют стадии, близкой к разрушению.

В соответствии с методикой норм проектирования железобетонных конструкций расчет гибких сжатых железобетонных элементов производится по прочности с учетом эксцентриситета приложения продольной силы N. увеличенного за счет прогиба. Влияние прогиба учитывается с помощью коэффициента Г), определяемого ь зависимости от условной критической силы, принимаемой для расчета по опытным характеристикам материалов при кратковременном действии нагрузки, равной

8 . Еь 0,11

ксг=-[1Ь(- + 0,1) + а.1, ], (11)

1о2 0,1 + 6е

Здесь 1Ь , 1з - моменты инерции соответственно бетонного сечения и арматуры;

Еь - модуль упругости бетона;

10 - расчетная длина элемента;

6е - коэффициент, определяемый по формуле (22) норм;

а =Е5/Еь, где Е3 - модуль упругости арматуры.

Прочность сечения определяется из условий равновесия. Напряжения в упруго работающей арматуре вычисляются по формуле

С-5С,и Ю

ак1 =-(—-1). (12)

1-ю/ 1,1 ^

Методика норм ориентирована на расчет элементов без учета особенностей работы бетона со сжатой высокопрочной арматурой.

Для того, чтобы распространить методику норм па расчет железобетонных элементов со сжатой высокопрочной ненанрягаемой арматурой был проведен анализ формул (11) и (12), в . которых должно отражаться влияние повышенной предельной деформативности бетона.

Анализ показал, что в формуле (11) следует ввести поправки, понижающие жесткость бетонного сечения и увеличивающие жесткость арматурного каркаса. Но поскольку эти поправки приводят к противоположным результатам, в целом эта формула дает приемлемые результаты и может быть применена без корректировки.

Влияние высокопрочной арматуры в формуле (12) следует учитывать, принимая значение по формуле

СТ5С>и = 2,3(1 +10 Ц)Е5.10-3, (13)

где ¡0, - коэффициент армирования, принимаемый в этой формуле не более 0,05.

Вычисленная несущая способность по откорректированной методике норм достаточно хорошо согласуется с опытом. Расхождение не превышает 10%.

ВЫВОДЫ И ПРЕДЛОЖЕНИЯ

1. Проведенные исследования показали высокую эффективность применения в сжатых железобетонных элементах средней гибкости

высокопрочной арматуры класса Ат-Vl. Напряжения в сжатой высокопрочной арматуре могут достигать 800 МПа и зависят от предельных деформаций сжатого бетона.

Замена обычной арматуры класса А-Ш в колоннах средней гибкости (l/h = 10 ... 16 ) на высокопрочную повышает несущую способность колонн до 40%.

Значение повышения несущей способности колонн такой гибкости зависит в основном от процента армирования. Чем выше процент армирования, тем больше это повышение.

2. Предельная деформативность сжатого бетона связана с процессом перераспределения усилий с бетона на упруго работающую арматуру (в результате проявления неупругих деформаций в бетоне), что приводит к уменьшению напряжений в бетоне. Степень перераспределения усилий главным образом зависит от количества высокопрочной арматуры (процента армирования) и напряженного состояния бетона в сечении элемента. Предельная деформация сжатого бетона при однородном напряженном состоянии бетона в сечении (центральное сжатие) при одинаковом количестве арматуры имеет минимальное значение, а при неоднородном напряженном состоянии бетона (когда сечение сжато-растянуто) имеет наибольшее значение.

3. Длительная выдержка (190 суток) колонн под постоянной нагрузкой с уровнем 0,65 кратковременной разрушающей нагрузки не снизила несущей способности колонн при кратковременном их догружении до разрушения.

4. Результаты экспериментальных исследований подтвердили приемлемость гипотез и допущений, положенных в основу расчетной деформационной модели напряженно-деформированного состояния нормального сечения с учетом работы сжатой высокопрочной арматуры.

5. Разработана методика расчета сжатых железобетонных элементов по прочности на основе новой модели напряженно-деформированного состояния сечения.

6. Сравнение результатов расчета несущей способности колонн по методике, основанной на расчетной деформационной модели, а также по методике норм, развитой применительно к армированию из высокопрочной стали, с экспериментом показало достаточно хорошее их соответствие.

Содержание диссертации изложено в следующих работах:

1. Захаров В.Ф., Лль-Абед Ахмад. Несущая способность сжатых железобетонных стержней с высокопрочной арматурой // Расчет и оптимальное проектирование строительных конструкций. -Владимир: Влад.ГТУ, 1996.

2. Аль-Абед Ахмад, Захаров В.Ф. Сопротивление внецентренному сжатию железобетонных стержней в условиях длительной ползучести бетона. - Тверь: Тв.ГТУ, 1997. - Деп. в ВИНИТИ, N 1391-В 97.

3 .Аль-Абед Ахмад, Захаров В.Ф. Кратковременная несущая способность внецентренно сжатых железобетонных стержней с высокопрочной арматурой. - Тверь: Тв.ГТУ, 1997. - Деп. в ВИНИТИ,

N 1392-В 97.