автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Огнестойкость сталетрубобетонных колонн

Госстрой РФ

Государственный Ордена Трудового Красного Знамени Научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт бетона и железобетона "НИШЕ"

РГБ ОД

На правах рукописи

'-с,/

Нурадинов Баунржан Нурадинович

уда 699.81:666.972.7: :624.075.23

ОГНЕСТОЙКОСТЬ С1АЛЕТРУБ0БЕТ0ННЫХ КОЛОНН 05.23.01 - С5фоигельше конструкции, здания и сооружения.

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени кавдвдата технических наук

Москва - 19У4

Работа выполнена в Московском государственном открытом университете (МГОУ).

Научный руководитель - доктор технических наук, профессор

Зайцев Ю.В.

Официальные оппоненты - доктор технических наук, профессор

Федоров B.C. *-•

кандидат технических наук Фонов В.М.

Ведущая организация А.О. "Центр противопожарных исследований теплозащиты в строительстве. ЦНИИСК". (ЦПИ ТЭС. ЦНИИСЮ.

Защита состоится " 10 " 0Кта£?Д 1994г. W & ih°- час, на заседании специализированного совета К.033.03.01 по защите диссертаций на соискание ученой степени кандидата технических наук в Государственном научно-исследовательском, проектно-кон-струкгорском и технологическом институте бетона и железобетона "НИМБ" по адресу: Москва, 2-я Институтская ул., дом б. С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке НИМБ. Автореферат разослан "45 " C-eHfTbSSpfl . 1994г.

/ Ученый секретарь

специализированного совета, кандитат технических наук

Т.А.Кузьмич

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА. РАБОТЫ

Для современного строительства характерно увеличение: высота сооружений, пролетов, крановых нагрузок и массы технологического оборудования. Это требует применение колонн, сжатых элементов ферм, арок, обладающих исключительно высокой несущей способностью при относительно малых величинах поперечных сечений. Этим требованиям отвечают сталетрубобетонные стержни (СТБ), представляющие собой стальную трубу круглого (квадратного) сечения, заполненную бетоном.

В настоящее время широко исследована работа СТБ элементов в обычных условиях эксплуатации, доказана их экономическая и техническая целесообразность. Установлено, что-применение СТБ приводит к значительной экономии стоимости конструкций, сокращению сроков строительства и уменьшению трудоемкости их возведения. Сталетрубобетонные конструкции надежны в эксплуатации. В предельном состоянии они не теряют несущую способность мгновенно, как железобетонные, а еще длительное время способны выдерживать нагрузку.

Область дрименения СТБ конструкций весьма обширна. Они могут применяться в промышленном и гражданском строительстве, в шахтостроении и мостостроении.

Однако без оценки фактического цредела огнестойкости СТБ конструкций не представляется возможным оцределить рациональную область их дрименения в строительной практике.'До настоящего времена исследования , огнестойкости СТБ конструкций не цроводшгась.

Поэтому необходимо провести научно-исследовательскую работу по изучению характерных особенностей поведения СТБ конст-рукхшй в условиях покара, определить юс предел огнестойкости.

Вначале целесообразно выполнить исследование огнестойкости сжатых элементов в виде колонны, так как они наиболее нагружены (особенно в нижних этажах многоэтажных промышленных зданий) . Исчерпание их несущей способности при поваре может привести к обрушению здания.

Целью диссертационной работы является экспериментальное и теоретическое определение пределов огнестойкости сталетрубоб&~ тонных колонн в зависимости от величины внешней нагрузки, конструктивных особенностей колонн (диаметра, толщины стенки стальной трубы, класса бетона и наличия огнезащитного покрытия). В результате уточнения существующих методов расчета пределов от^ нестойкости СТБ колонн это позволит в дальнейшем отказаться от весьма трудоемких испытаний таких конструкций.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

- исследовать прочностные и деформативные характеристики СТБ элементов при воздействии высоких температур*,

- изучить совместную работу стальной обоймы (цэубы) и бетона цри нагреве;.

- цровести экспериментальные исследования пределов огнестойкости СТБ колонн;

- разработать методику для теоретической оценки распределения температур по сечению СТБ колонн в процессе огневого воздействия и сравнить с результатами экспериментальных исследований.

- уточнить теоретический метод определения предела огнестойкости СТБ колонн;

- дать рекомендации по расчету пределов огнестойкости СТБ колонн.

На защиту выносятся:

- результаты экспериментальных исследований по определению огнестойкости СТБ колонн;

- результаты экспериментальных исследований прочностных и деформативных свойств СТБ элементов при разных нагрузках и температурах;

- результаты экспериментальных исследований совместной работы стальной обоймы (трубы) и бетона при нагреве;

- результаты расчетов по определению температурных полей в поперечных сечениях колонн и пределов их огнестойкости.

Научная новизна работы:

- экспериментально установлены фактические пределы огнестойкости СТБ колонн;

- исследовано влияние воздействия высоких температур на црочность и деформативность СТБ элементов;

- получены экспериментальные данные о совместной работе стальной обоймы и бетона при нагреве;

- уточнен теоретический метод расчета пределов огнестойкости СТБ колонн.

Практическое значение работы:

Результаты исследований по определению пределов огнестойкости СТБ колонн учтены цри проектировании и строительстве каркаса из сталетрубобетонных элементов здания 6-ти этажного бытового корпуса Киевского завода "Медцрепаратов" и будут исполь-

- б -

зовани в руководстве к СНиП 2.01.02-85 "Противопожарные нормы".

Теоретический метод расчета пределов огнестойкости (теплотехническая и статическая задачи) СТБ колонн может быть использован при определении пределов огнестойкости СТБ сжатых элементов любого сечения при любой нагрузке без проведения экспериментальных исследований. Это даст значительную экономию денежных средств.

Ацробация работы: Основные положения и отдельные разделы диссертации доклад давались и обсуждались на Республиканской научно-технической конференции <г.Кзыл-0рда, 1992 г.), на ХХХ1-ШП научно-технических конференциях МГОУ (Москва, 1990-1992 гг.).

Публикации. По результатам исследований имеется 2 публикации.

Объем работы. Диссертационная работа состоит из оглавления, введения, пяти разделов, основных выводов, списка лите-раиуры и приложений. Работа в целом изложена на 102 стр.. в числе которых ?б стр. машинописного текста основного

содержания, ;_рис. на Aj? стр., _табл. на 14

стр., наименования цитируемой литературы на iS стр..__

прил. на h2 oip»

Содержание работы В 1944 г. В.И.Мурашевым были разраймгаш основные шт~ жения по расчету и испытаниям железобетонных; кшсяруи^, подвергнутых кратковременному воздействию высоких температур, которые нашли свое развитие в работах его последователей. &тжз существующих методов опредеашш #иэщо-шхалгпеских ж унир-го-шхастических свойств Соягша ш стали по- юс совместной работе при нагреве с последующ» использованием для расчета щэе-

делов огнестойкости сжатых сталежелезобетонных элементов позволил сделать вывод, что отсутствуют экспериментальные и расчетные данные по определению фактических пределов огнестойкости стаяетрубобетонных колонн из обычных тяжелых бетонов, так и влияния высоких температур на црочностные, упруго-деформа-тивные и теплофизические свойства этих конструкций.

Для определения фактических пределов огнестойкости стале-трубобетонных колонн в 1990-1992 гг. были изготовлены и испытаны СТБ колонны длиной 2950 мм, диаметром 315 и 400 мм, толщиной стенки трубы 3 мм. СТБ колонн диаметром 315 мм были заполнены обычным тяжелым бетоном класса В25, а колонны диаметром 400 м - МО.

Для замера температуры бетона и стальной обоймы (трубы) перед бетонированием в сечениях колонн в середине конструкции по сечению крепили хромель-алюмелевые термоэлектрические преобразователи ТП (термопары).

Всего было изготовлено 10 колонн, 4 колонны диаметром 315 мм, из них 2-е огнезащитным покрытием ОВПФ-1, 6 колонн диаметром 400 ш. Бетон колонн имел естественные условия твердения.

Стальные ч?убы для опытных образцов изготавливались на автоматизированной сварочной установке ИЭС АН Украины из руло-нированной стальной ленты шириной 200 мм и толщиной 3 мм. К торцам труб приваривались фланцы (заглушки) из пластин толщиной 10 мм. Заполнение труб бетоном производилось в вертикальном положении с подачей бетонной смеси сверху через отверстие в верхнем фланце. Вибрирование бетона осуществлялось глубинными вибраторами.

- а -

Экспериментальные образцы изготовлялись в экспериментальном конструкторском бюро (ЭКБ) НИЖК Минстроя Уодаины (г.Киев).

Для экспериментального исследования влияния кратковременного нагрева на физико-механические и упруго-пластические свойства бетонного ядра и стальной обоймы были изготовлены призмы в виде СТБ элементов (60 шт.), из них 36 цризм диаметром 100 мм и 24 призмы диаметром 160 мм, высотой 400 мм, толщиной стенки грубы I мм, а также контрольные кубы 100x100x100 ым (6 тт.).

£ качестве мелкого заполнителя применялся кварцевый песок с модулем крупности 1,73, крупным заполнителем служил гранитный щебень с максимальной крупностью 5-10 мм. Состав бетона подбирали в соответствии с инструкцией по расчету состава и контролю прочности тяжелых бетонов, разработанной в НЙИЖБ и корректировался дробными замесами.

Исследования на огнестойкость сталетрубобетонных колонн производили на специальной вертикальной установке НИЙИБ. Установка состоит из силовой рамы, к которой шарнирно прикреплена верхняя траверса. Движение нижней траверсы обеспечивается четырьмя гидравлическими домкратами, обеспечивающими усилия до 200 т каждый. Колонну окрукаот две сдвигающиеся половинки печи из шамотного кирпича. Огневое воздействие обеспечивают двенадцать форсунок, работающих на керосине. Каждая из них может индивидуально регулироваться, что обеспечивает поддержание в лечи необходимого температурного режима. Температуру в печи контролировали шестью хромельалшелевыми термопарами, горячие спаи которых находились на расстоянии 100 ш от обогреваемой поверхности колонны.

Показания термопар автоматически регулировались 12 точечными и двумя 6-ти точечными самопишущими электронными потенциометрами типа ЭДД-09М. Для удобства контроля и поддержания температурного режима, который контролировался одним из потенциометров, на движущуюся ленту для записи диаграмм в принятом масштабе наносились кривые нижней и верхней границ, "стандартного" пожара.

Стандартное огневое воздействие осуществлялось в соответствии с 23.0., стандартом СЭВ 1000-81, который предусматривает определенные допуски на разброс температур в огневом пространстве печи.

Определение влажности образцов производили до их испытания путем откалывания кусков бетона от каждого образца и последующего взвешивания при нормальной температуре и после высушивания юс при температуре 100-110°С до постоянной массы.

Перед испытанием колонны центрировались по физическому центру тяжести при нагрузке, составляющей 20/£ от предполагаемой разрушающей нагрузки.

После центрирования осуществлялось ступенчатое нагружение колонн. Величина каждой ступени составляла 10/» от предполагаемой разрушающей нагрузки. Нагрузка на каждой ступени выдерживалась в течение 4-х минут.

Продольные деформации колонн при испытании замерялись с помощью индикаторов часового типа с ценой деления 0,01х10~®м.

Температура в огневой камере в каждый момент определялась как сроднее арифметическое из показаний 6-ти печных термопар.

Нагрев колонны осуществлялся цри действии нормативной нагрузки. Центрирование и нагружение колонны производилось аналогично их испытанию цри 20°С. За значение предела огнестойкости сталетру бо бе тонных колонн принималось время с начала огневого воздействия на колонну до момента потери ей несущей способности. Результаты экспериментов цриведены в табл.1.

Температурные испытания бетонного одра и стальной обоймы (прубн) были проведены в период с 50-х по 180 сутки с момента изготовления опытных образцов СТБ-цризм. На протяжении всего времени с момента изготовления до начала и в период температурных испытаний определялось изменение црочности контрольных образцов, хранившихся в естественных условиях.

Для определения исходных, до нагрева, значений кубиковой и цризменной прочности цри сжатии, начального модуля упругости, коэффициента уцругости бетона было испытано 6 образцов-ку-. бов и СТБ-цризм. .

Методика испытания кубов принималась по ГОСТ 10180-78. СТБ - призмы подвергались кратковременному ступенчатому наг-ружению сжимающей нагрузкой. Продольные деформации бетона СТБ-призм замерялись индикаторами часового типа на базе 0,2 м в средней части образцов.

Нагрев цризм до заданных температур осуществлялся в муфельных печах, конструкция которых соответствует ГОСТ 24452-80. Скорость нагрева СТБ-призм составила Х50...Х80°С/4. Образны нагревались до равномерного распределения температур по сечению. С этой целью, крот уже имевшейся ХА-термопары в центре поперечного сечения СТБ-обраэца устанавливалась еще одна на наружной стальной поверхности трубы. Подключение термопар к

- и -

многоточечном? электронному самопишущему потенциометру типа КСП-4 позволило обеспечить непрерывную автоматическую регистрацию температуры и точно судить о времени достижения равномерного прогрева СТБ-образца по сечению. Для предотвращения нагревания опорных плит пресса между торцами испытываемой призмы и стальными обжимающими пластиками - вставками укладывались прокладки из листового асбеста. Зазор между верхней и нижней частью СТБ-цризмы и печью тщательно изолировался каолиновой ватой.

До начала нагрева производилось физическое центрирование так, чтобы отклонения деформаций по каждой грани при нагревании до (0,15...0,2)х Рта*, отличались от среднего по четырем граням значения не более, чем на +(10-15)/».

Продольные деформации Сетона СТБ-призм при центрировании, нагрукении, последующем нагреве, разгрузке и последующем кратковременном ступенчатом нагружении по достижении бетоном заданной температуры нагрева измеряли в средней части каждой грани на базе ОД м при помощи четырех выносных нихромовых удлинителей 5,5x10"® м и мессур с ценой деления 0,01x10"® м.

Одновременно замеряли поперечные деформации СТБ-призм. Для этого с обеих сторон СТБ-призм по их диаметрам устанавливались кварцевые трубки со стальными шариковыми наконечниками. Предварительно в металле о двух сторон призмы высверливались отверстия диаметром 20 мм для опирания кварцевых 1рубок на бе-тонЛСлжцам трубок крепили индикаторы с ценой деления 0,002'Ю~® м, установленные на штативах, не связанных с муфелем и прессом.

- 12-

Следовательно, кварцевые трубки позволяли замерять разницу в деформациях обоймы и бетонного сердечника как цри нагреве, так и при нагружении образцов.

Заданный режим нагрева в цроцессе всего испытания поддерживался с помощью трансформатора типа ВСП-З с точностью ±5°С.

Последовательность операций фи температурных испытаниях СТБ-цризм била следующей:

- сздпгнчатое нагрушние образца до заданного уровня напряжений (0,3; 0,5) от цризмэнной щ>очности бетона, определенной при нормальной 4 = 20+Й°С температуре;

- нагрев до заданной температуры (80,120,300,450,600°С);

- выдержка при заданной температуре 0,5 ч;

- разгрузка;

- повторное ступенчатое нагцуженне (с выдержкой на ступени 4 мин) нагретого образца до разрушения.

Крока того, производился нагрев до 600°С ненагруженшх образцов с Еоаввдрзеда ступенчатым нагрукением до разрушения.

каждого значения температуры нагрева и уровня цредваг-ршг&ишого натрукэния было испытано по 3 образца-близнеца. Ио-закгашя всех образцов осуществлялись на прессе П-125.

]фагвовременное воздействие повышенных и высоких темпера-зда заводит к изменению прочности бетонного ядра и стальной ©боЁмы (гфубы).

Нагрев до 80°С вызывает уменьшение призменной прочности СТ> образцов (диаметром 100 мм) по сравнению с контрольной в зависимости от уровня нагружения ( б/Рпр- = 0,3...0,5) на 19-28$, а для СТЬ-цризм (диаметром 160 мм) от уровня нагружения ( ©"/Кпр. = 0,3) снизилась на 29%.

- и -

7меныаение прочности СТБ призы цри температурах менее Ю0°С можно объяснить влиянием адсорбированной влаги на прочность цементного камня. При нахревании бетонного ядра, находящегося в стальной обойме (трубе).происходит более глубокое проникновение вода в щели и микротрещины в цементном каше, вследствие чего увеличивается истинная поверхность цементного камня, покрытая адсорбционным слоем вода, следовательно, уменьшается поверхностная энергия кристаллов цементного камня. Благодаря уменьшений поверхностной энергии, облегчается возникновение и развитие существующих никротрещин цри действии на бетон внешней на1рузки.

При температурах выше 300°С прочность бетонного ядра в замкнутом контуре для цризм СТБ-100 снизилась по сравнению с контрольной в зависимости от уровня нагружения ( б/К пр. = 0,3...О,5) от разрушающей на 4-14$, при температуре вшпе 450°С при тех же уровнях нагрукешгя на 14.-40%. Прочность бетонного одра для призм СТБ-160 снизилась при уровне нагруже-ния ( в//?пр. = 0,3) от разрушающей на 29е/,. Это объясняется тем, что происходит нарушение структуры затвердевшего цемента из-за равнозначности деформации его гелеобразной части и не-прореагировавших зерен клинкера, а также из-за дегидратации Са <0Н)2.

Кроме того, одной из основных цричин снижения прочности бетонного ядра является возникновение дополнительных напряжений между заполнителем и цементным камнем вследствие того, что затвердевший цемент, обезвоживаясь, дает усадку, а зерна заполнителя расширяются.

Огневое воздействие привело к некоторому увеличению коэффициента Пуассона . Нагрев до 300 , 450 и 600°С под нагрузкой (0,3...0,5) Я пр. для сталетрубобетонных призм СТБ-ХОО привел к увеличению коэффициента Пуассона на 23-41; 5-10; 6-11% соответственно, а без нагрузки в 1,5 раза по сравнении со значением дри 20°С. Дня призм СТБ-160 при уровне нагруаения 0,3 от разрушающей и нагреве до 300 , 450 и 600°С коэффициент Пуао-сона увеличился соответственно на 65; 9; 17%.

В СТБ-призыах диаметром 100 мм при уровне нагрукения 0,3 К цр. при 300°С возникают напряжения между бетонным ядром и стальной обоймой, а цри нагреве свыше 450°С происходит отрыв бетонного ядра от стальной обоймы. При уровне нагрукения 0,5* ^пр. эти явления наблюдаются соответственно при 80-120°С и 300°С. Сталетрубобетонные призмы диаметром 160 мм при уровне нагрукения 0,3 Я цр. и последующем нагреве при температуре 120°С отмечалась совместная работа металла и бетона, которая нарушалась при 200°С.

При кратковременном воздействии повышенных и высоких температур изменяются не только продольные, но и поперечные упруго-мгновенные деформации бетона. Изменение поперечных деформаций непосредственным образом связано с состоянием структуры бетонного ядра, заключенного в стальную обойвдл Ослабление материала, возникновение в нем при нагреве микро- и макротрещин приводит к увеличению поперечных деформаций.

Нагрев до 600°С СТБ-Призы диаметром 100 мм без внешней нагрузки приводит к увеличению поперечных упруго-мгновенных деформаций по сравнению с юс значениями до нагрева при (5"//?пр,{ = = 0,3 в 2,4 раза, а при ©/йаМ. = 0,5 в 5,8 раза.

Повышение температуры нагрева бетонного яцра до 600°С влечет за собой дальнейшее увеличение упругих деформаций испытываемых образцов как в продольном, так и в поперечном направлениях из-за развития деструктивных цроцессов в бетоне,обусловленных перекристаллизацией кварца заполнителя и дегидратацией Са (0Н)д* Снижение коэффициента Пуассона в этом случае связано с резким увеличением продольных деформаций, которые уже и нельзя именовать упругими, ибо при подъеме напряжений до 0,3 К щ> происходит простое уплотнение разрыхленной структуры материала, уменьшение ширины раскрытия трещин и разрывов в поперечном направлении образцов, сопровождающееся лишь небольшим упругим цротяводействиеы со стороны бетона и не вызывающее увеличения раскрытия продольных трещин.

Цри нагреве тяжелого бетона в нагруженном состоянии коэффициент Пуассона возрастает» причем тем больше, чем выше температура предварительного нагрева а действовавшие при этом внеси пае сжимающие напряжения.

Обращает на себя шшавво то» факт, что при кратковременно» нагреве бетонного ад», как в нагруженном, так и в нена-груяЕННои состояния до 120°С наблюдается некоторое уменьшение продольных и практическая неизменность его шяюречпнх упругих деформаций в сравнении с ах значениями у ненагретнх (в холодном состоянии) образцов.

Наряду с другими характеристиками бетонного адра из тяжелого бетона после кратковременного воздействия повишогашх и высоких температур изменяются и его пластические овойства.

При наличии внешних сжимающих усилий в ходе нагрева бетонного ядра его пластические деформации при последующем нагруже-

Таблица I

Результаты испытания СТБ колонн на огнестойкость

I .:-.

О

1 КОЛОННЫ

Фактические:Бозраст к мо-:Кубиковая :Начальная:Нагрузка :Т]ВЙ1Гр_:г; о;_ •оазмеры ка-.'менту испита-:прочность '.влажность.¡при огае-^^г^пл™ лонн, мм : ния, сут. :бетона,Ша:бётона, У.тх

: :по массе ;таниях,кН: ЧсХЬ'

Примечания

стьк-х Л - 315 109 30 2,20 1560 0,63 Без огнезащитного покрытия

и = 2950

* = 3

СТЕК-2 л $■ II и 1 III 30 • 2,20 1560 ОДО То же .

СТБК-3 с1 - 315 202 30 2,20 1560 2,43 С огнезащитным покрытием

Ь = 2948

Г = 3

ОТЫ-4 с£ - 315 205 30 2,20 1560 2,5? ОЖЙ-1

1 В = 2948 = 3

сш;-5 А - 400 84 43 2,25 1560 3,3 Без огнезащитного покрытия

Ь = 2590

5" = 3

с ты-;—6 л г - 400 = 2950 = 3 90 43 2,25 1560 3,8 То же сг>

СТЫС-7 То ке 94 ' 43 2,25 2240 гм То же 1

СТЫ\-8 То же 97 43 2,25 2240 2,5 То же

СТЫС-Э То же 102 - 43 2,25 2800 1,22 То же

СТБК-10 То же 105 43 2,25 2800 . ■1,2». То же

нии меньше, чем без нагрузки, поскольку большая доля этих до-формаций реализована уже в процессе температурного воздейс^ вия. Но и в этом случае поперечные деформации нарастают с большей скоростью, чем продольные, что свидетельствует об увеличении дефектности структуры бетона.

Цри ( 67%. ) = 0 упругие свойства бетонного одра из тяжелого бетона после воздействия температуры 600°С практически исчерпываются.

В случае нагрева бетонного ядра под нагрузкой происходит уменьшение, а после нагрева без нагрузки - увеличение коэффициента пластичности в сравнении с его значениями до нагрева. В случае нагрева тяжелогобетона в нагруженном состоянии происходит увеличение коэффициента Пуассона с ростом температуры предварительного нагрева и действовавших ( d?/Rnp. ).

С увеличением температуры нагрева тяжелого бетона замкнутого в стальной обойме в нагруженном до (0,3...О,5) R пр. и без нагрузки для СТБ-призм диаметром 100 мм, его мбдуль упругости постоянно уменьшается. Условно можно выделить три участка изменения модуля упругости бетона: от 20 до 120°С, когда резко уменьшается модуль упругости бетона на 20-29/5 и от 120 до 300°С, на котором интенсивность уменьшения резко замедляется (27-31Й и свыше 300°С, где происходит плавное, но значительное его уменьшение и достигающее при 600°С 58-74$. При ис-ютанли СП—призм диаметром 160 мм были получены следующие из-маненкя модуля упругости бетона цри 0,3 пр: от 20 до Х20°С -255J . от 120 до 300°С - W> , цри 600°С - 67>i.

Уменьшение модуля упругости при нагреве происходит из-за шюаеягя де#орматпвности бетона, а также снижения его приз-

менной прочности.

При нагреве бетона выше 450°С резко увеличиваются его гш стические деформации, причем чем выше напряжение в бетоне и температура его нагрева, тем больше величина этих деформаций. Это следствие нарушения'и изменения .его структуры.

Уменьшение модуля упругости бетона связано с увеличением его упруго-мгновенных деформаций: при температурах 450^600°С они возрастают по сравнению с исходными значениями до нагрева в среднем в 1,5-3 раза.

Для практического расчета коэффициент Р , учитывающий снижение модуля упругости бетона, замкнутого в стальной обойме (ирубе), с повышением температуры, рекомендуется определят] по формуле:

при 20 < ib IC0°C (I)

/9Л = 1-0,0005 и при 100 < ib ^ 600°С

Рл = 0,8-0,00025 ( ib - 100) (2)

Уменьшение деформаций быстр онатекамцей ползучести щ>и кратковременном нагружении нагретого до 80-120°С бетона по отношению к начальным свидетельствуют, с одной стороны, о происходящих в бетоне структурообразующих процессах, с другой стороны, о проявлении значительной доли пластики уже в процессе самого нагрева под нагрузкой, что приводит к тому, что бетон становится более хрупким, менее деформативным.

С увеличением температуры нагрева до 400°С (для призм СТЬ-ЮО) свободные температурные деформации обычного тяжелого бетона в стальной обойме при уровне нагрукения <5 = 0,3 R П1 увеличиваются практически пропорционально росту температуры и

достигают значений 28,11'Ю-4 при 450°С, цри уровне нагруже-ния (э = 0,5 Я цр температурные деформации бетонного ядра замкнутого в стальной обойме (СТБ-100) доходит до 20,89-Ю"4 цри 300°С, а для СТБ призм диаметром 160 мм цри нагружении

6" = 0,3 К цр температурные деформации бетонного ядра имели значение 64,2'Ю""4 при 450°С. Без нагружения для призм СТБ-100 температурные деформации бетона увеличивались прямо пропорционально и достигли значения при температуре 600°С - 118,25 «Ю"4.

Температурное расширение бетона в замкнутом контуре (трубе) зависит от коэффициента температурного линейного расширения гранитного заполнителя.

При нагревании СТБ цризм диаметром 100 мм во всем рассматриваемом температурном интервале коэффициент температурного линейного расширения бетона изменяется прямолинейно, без каких-либо увеличений или уменьшений. Заполнители бетона цри кратковременном нагреве расширяются, а цементный камень сокращается.

Для фактического расчета коэффициент линейного температурного расширения с повышением температуры рекомендуется определять для бетонов в стальной обойме по формулам:, при 50 4 и ^ 120 о1в1 = 25-0,0б1е , 1/°С при 120 500°С <¿¡1= 17,5^5 , 1/°С щш 500 41в 600 с£в1. - 17+0,03(600 — ¿8 ) Так, при 450°С относительная температурная деформация свободно нагреваемого сталетрубобетонного образца диаметром 100 мм зоставляет ?8,8«10""Ч при загружении до и в процессе нагрева на-

грузкой 0,3 Я пр. - 28,11'Ю""4, а при нагрузке 0,5 R щ>. -15,8'iO"-1. Объясняется это развитием при нагреве пластических деформаций исследуемого бетона, которие зависят от уровня пред нагружения и температуры нагрева.

Теоретическое распределение температуры в бетонном ядре в сечениях СТБ колонн для заданного времени определяли с помощью теплотехнического расчета, основанного на решении паевых задач нестационарной теплопроводности твердых неоднородны; тел, находящихся в условиях "стандартного" пожара, численным методом конечных элементов с помощью ЭВ1 цри граничных условиях первого рода с использованием экспериментально получении: данных. В результате расчетов подучено распределение температурного поля в сечении СТБ колонны, а также сравнены результа ты расчетов'с экспериментальными данными.

Решая теплотехническую задачу расчета огнеотойкооти ста-летрубобетонных колонн, получаем для заданных периодов времени температуру в любой точке сечения.

Затем производим статический расчет, по результатам кото poro строим кривую снижения несущей способности для каждой СТ колонны в процессе нагрева. Время, по истечении которого несу щая способность колонны снизится до величины действующей на и рабочей (нормативной) нагрузки, является pác46THtíM пределом с нестойкости СТБ колонны.

Несущую способность колонны в процессе огневого воздейсз вия определяли па'формуле:

Ли. = У (Rln • í Ftfcu * Rín •Fsn'Xsi) (3)

i4

По результатам теплотехнического и статического расчетов были построены кривые снижения несущей способности СТБ колонн в процессе огневого воздействия по стандартному режиму пожара. Получена удовлетворительная сходимость экспериментальных и расчетных данных.

На сталетрубобвтонные колонны диаметром 315 мм при толщине стальной трубы 3 мм было нанесено огнезащитное покрытие ОВПФ-1 (разработанное в НИИВБ) толщиной 10 мм состава: серпентинит, концентрат вермикулитовой руды, полистирол, полпфосфэт, жидкое стекло.

Установлено, что колонны с покрытием ОВПФ-1 при толщине 10 мм, нанесенным на трубу-обойму, имеют предел огнестойкости 2,5 часа. При этом колонны были загружены нагрузкой, равной 0,52 от разрушающей. Без огнезащитного покрытия аналогичные колонны имели предел огнестойкости 0,67 ч.

Выполненные экспериментальные и теоретические'исследования показали, что предел огнестойкости СТБ колонн, диаметром 315.мм, заполненных бетоном класса В25 без огнезащитной обмазки (СТБК-1, СИК-2) составляет 40 мин. (0,67 часа). Эти колонны могут быть использованы в качество сжатых несущих конструкциях в зданиях я сооружениях Ша-У степеней огнестойкости. Причиной этого является высокая температуропроводность стали, благодаря чеаду стальная обойка колошш бистро прогревается до высоких температур (700~800°С) лшштгяотся из работм, а сада бетонное ядро диаметром 315 ш с тзкол маркой бетона 1£Ю0 (В25) по сечсшго СТБ колонии лоятргается значительному нагреву до температур 450-600°С с ппругм бчтоп анапг иаямсньщуя предельную сяямясмость, которая ч тр''П".к :л;» ¡'р^личчтгуа да~

формацию всей СТБ колонны.

Результаты анализов показали, что при 500°С прочность бе-гона класса В25 уменьшается примерно на 50$. Поэтоцу от СТБ колонн с малыми внешними размерами сечения нельзя ожидать большого предела огнестойкости без каких-либо дополнительных мероприятий, i.e. необходимо применять дополнительные мероприятия (например, стержневое армирование, более прочный бетон), позволяющие повысить предел огнестойкости без нарушения контакта между внешней металлической оболочкой колонны и ее внутренним бетонным адром.

Такие же колонны (СТЕК-3, СТЕК-4) с огнезащитной обмазкой 0ВПФ-1 и при тех же уровнях нагружения имеет предел огнестойкости 150 мин. (2,5 часа). Эти колонны могут быть использованы в качестве несущих конструкций в зданиях и сооружениях 1-ой степени огнестойкости.

Следовательно, огнезащитное покрытие 0ВПФ-1 способно при толщине 10 мм повысить предел огнестойкости СТБ колонн диаметром 3X5 мм до 2,5 часа, что в 3,7 раза выше, чем у таких йе ко лонн без огнезащитной обмазки.

На основании вышеизложенного пришли к выводу, что для повышения предела огнестойкости СТБ колонн необходимо увеличить марку бетона или поперечное сечение колонны, повышающих сопротивление конструкции действию огня.

Опыты показали, что прочность СТБ колонн зависит от сопротивления сттохр бетонного ядра. Поэтому были исследованы СТБ колонны диаметром 400 мм с толщиной стенки стальной обоймы 3 мм и заполненный бетоном класса В40.

Пределы огнестойкости СТБ колонн.

йркнронкагЭкспериыенталь- ;Расчетный цре-:Разшща пределов ог-фюнн Гный предел ог- {дел огнестои- ¡нестойкости экспери-

/п

¡нестойкости,

Iкости, ч-мин. ¡ментальных и теоре-

: ч-мин. • > ¡тических значений,

ТЕК-1 0-38 0-40 5,0

ТЕК-2 0-42 0-40 -5,0

ТНС-3 2-26 2-20 -2,72

2-34 2-20 -6,36

ТЕК-5 3-56 3-30 -7,88

ТЕ£-6 3-48 3-30 -5,45

ТЕК-? 3-27 2-30 1,30

| 2-32 2-30 -0,87

ЯЙС-9 1-13 1-15 1,74

ТЕК-Ю 1-17 1-15 -1,74 1

Фактический предел огнестойкости СТБ колонн диаметром 400 мм, предварительно нагруженных до напряжения сжатия 0,3X х К пр. от разрушающей Рр = 5600 кН, соотавил Т = 4,0 часа, При напряжении сжатия 0,4 и 0,5 пр. фактический предел огне стойкости составил соответственно 2,50 и 1,25 часа.

Эти колонны могут быть использованы в качеотве несущих сжатых конструкций в зданиях и сооружениях 1-оЙ степени огнестойкости.

На основании проведенного анализа сделан вывод о приемлемости метода расчета предела огнестойкости сталетрубобетон-ных колонн для практического использования.

Применение расчетных методов позволяет уже на стадии црс ектирования обеспечить выбор основных параметров материалов и конструктивных решений, сократить время и уменьшить средства, расходуемые на проведение экспериментов, что, в конечном итоге, повышает эффективность проектирования в строительстве.

0Б11ЩЕ ВШМ

По результатам впервые выполненных экспериментально-теоретических исследований пределов огнестойкости стапетрубобетон-ных колонн можно сделать следующие вывода:

1. Экспериментально установлены фактические значения пределов огнестойкости сталетрубобетонных колонн диаметром 315 и 400 мм и толщиной стенки трубы 3 мм.

Полученные результаты позволяют сделать вывод, что возможно регулировать пределы огнестойкости СТБ колонн за счет изменения их диаметра, класса бетона, использования огнезащитной обмазки, т.е. СТБ колонны могут быть зацроектированы для любого класса огнестойкости зданий и сооружений в соответствии с требованиями СНиП 2.01.02. - 85 "Противопожарные нормы".

2. Проведены аналитические исследования пределов огнестойкости сталетру бобетонных колонн:

- статический расчет по потери несущей способности СТБ колонн;

- теплотехнический расчет СТБ колонн численным методом конечных элементов на ЭВМ класса УЩ.

Сравнение экспериментальных и теоретических значений пределов огнестойкости СТБ колонн показало, что получено их достаточно хорошее совпадение.

Следовательно в дальнейшем вместо трудоемких и дорогостоящих экспериментальных исследований для определения продолов огнестойкости СТБ колонн можно использовать расчетный метод, приведенный в рекомендациях настоящей диссертации.

3. Получены закономерности изменения ггрочностннх и деформативных свойств тяжелого бетона и стальной обоймы, а также

- 26 -

СТБ элементов. Предел огнестойкости СТБ колонн в основном зависит от прочности и предельной деформативносги наименее нагретой зоны бетонного едра.

4. Получены данные о влиянии огнезащитного покрытия ОНК на цредел огнестойкости СТБ колонн.

Огнезащитное покрытие целесообразно применять для колош небольшого диаметра и о низкой маркой бетонного ядра.

5. При огневом воздействии уменьшается прочность стали i бетона СТБ колонн, при этом усилия перераспределяются на менее нагретое бетонное ядро, что приводит к увеличению пластических деформаций СТБ колонн в целом, а большее температурное удлинение стальной обоймы по сравнению с бетоном приводит к образованию локальных гофров, что оказывает большое влияние на деформации колонны.

6. СТБ колонны диаметром 315 мм из бетона класса В25 бег огнезащитного покрытия могут быть использованы в зданиях и сооружениях Ша-У степеней огнестойкости, с огнезащитной обмаг

v кой - I степени огнестойкости. СТБ колонны диаметром 400 Ш из бетона класса МО могут быть использованы в зданиях и cqoi жениях X степени огнестойкости в соответствии с требованиями СНиП 2.01.02-65 "Противопожарные нормы". .

Основные положения диссертации опубликованы в следующих работах:

1. луков В.В., Соломонов В.В., Вознесенский Л.Ф., Нурад! нов Б.Н. Огнестойкость стаяегрубобетошшх колонн для многоэтг ных зданий. //Промышленное и гражданское строительство,!« 9,IS

2. жуков В.В., Нурадинов Б.Н. Сталетрубобетонные колонш с огнезащитным покрытием 0Н1Ф-1. //промышленное и гражданское строительство. J.VII, Х992 г.

Введение.

I. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1. Анализ исследований и экспериментальная оценка применения сталетрубобетонных элементов

1.2. Исследование огнестойкости сталежелезобетонных конструкций.

1.3. Анализ результатов исследований по изучению проч~ ностных и деформативных свойств тяжелых бетонов цри нагреве.

1.3.1. Прочность тяжелых бетонов цри нагреве

1.3.2. Изменение модуля уцругости тяжелых бето^ нов при нагреве

1.3.3. Температурные деформации тяжелых бетонов при нагреве .^

1.4. физик(ь»механические свойства стали строительных конструкций при высоких температурах

1.4.1. Изменение модуля упругости стали при высоких температурах.

1.4.2. Изменение предела текучести стали цри вы-* соких температурах.

1.4.3. Деформация температурного расширения стали.

1.4.4. Деформация кратковременной температурной ползучести.

1.5. Выводы и задачи исследований

2. МЕТОДИКА ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫ! ИССЛЕДОВАНИИ.

2.1. Конструкции экспериментальных образцов и программа исследований

2.2. Методика исследований прочностных и деформатив-ных свойств тяжелых бетонов на гранитном заполнителе и стальной обоймы (трубы) в сталетрубобетонных призмах.

2.3. Методика экспериментальных исследований на огнестойкость сталетрубобетонных колонн

2.4. Методика экспериментальных исследований сталетрубобетонных колонн с огнезащитным покрытием ОВПФ-1 . о.

3. РЕЗУЛЬТАТЫ ИСПЫТАНИЙ И АНАЛИЗ ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫХ ИССЛЕДОВАНИИ.

3.1. Прочность и деформативность тяжелого бетона и стальной обоймы

3.1.1. Изменение прочности сталетрубобетонных призм при нагреве.

3.1.2. Упругопластические свойства бетона и стали при нагреве.

3.2. Деформативность сталетрубобетонных призм

3.3. Выводы.

3.4. Результаты испытаний огнестойкости сталетрубобетонных колонн . о.

3.4.1. Экспериментальная оценка огнестойкости по стандартной методике испытаний . ^

3.5. В ы в о д ы.

4. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ РАСЧЕТА СТАЛЕГРУБО БЕТОННЫХ КОЛОШ НА ОГНЕСТОЙКОСТЬ.

4.1. Решение теплотехнической задачи расчета огнестойкости сталетрубобетонных конструкций численным методом конечных элементов.-^Х

4.1.1. Постановка задачи . ХОХ

4.1.2. Конечно-разностная аппроксимация и особенности практической реализации . .Х

4.1.3. Выбор параметров схемы.Х

4.1.4. Учет влажности бетона при нагреве . . .Х

4.1.5. Практическая реализация алгоритма . . .Х

4.2. Расчетное определение пределов огнестойкости сталетрубобетонных колонн

4.2.1. По снижению несущей способности . . . АО?

4.3. В ы в о д ы.Хв

5. ПРАКТИЧЕСКОЕ ВНЕДРЕНИЕ СТАЛЕТРУБОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИИ .^зз

Для современного строительства характерно увеличение: высо-* ты сооружений, пролетов, крановых нагрузок и массы технологичен окого оборудования. Это требует применение колонн, сжатых элементов ферм, арок, обладающих исключительно высокой несущей способностью цри относительно малых величинах поперечных сечений. Этим требованиям отвечают сталетрубобетонные стержни (СТБ), цредстав-ляющие собой стальную трубу круглого (квадратного) сечения, заполненную бетоном.

В настоящее время широко исследована работа СТБ элементов в обычных условиях эксплуатации, доказана их экономическая и техническая целесообразность /79 /. Установлено, что применение СТБ приводит к значительной экономии стоимости конструкций, сокращению сроков строительства и уменьшению трудоемкости их возведения. Сталетрубобетонные конструкции надежны в эксплуатации. В предельном состоянии они не теряют несущую способность мгновенно, как железобетонные, а еще длительное время способны выдерживать нагрузку .

Трубчатый цилиндрический црофиль рассматривается как наиболее прогрессивный и целесообразный, требующий минимального количества сварных работ и дополнительных элементов, более индуст-риальны при изготовлении. Они сравнительно легки и транспортабельны, на них меньше задерживается влага и грязь, поэтому они стойки против коррозии и долговечны. Такие конструкции хорошо цротивостоят механическим повреждениям, их легче очищать и окрашивать, имеют эстетический вид.

Область применения СТБ конструкций весьма обширна. Они могут применяться в промышленном и гражданском строительстве, в шахтостроении и мостостроении.

Однако без оценки фактического предела огнестойкости СТБ конструкций не представляется возможным определить рациональную область их применения в строительной практике. До настоящего времени исследования огнестойкости СТБ конструкций не проводились.

Поэтому необходимо провести научно-исследовательскую работу по изучению характерных особенностей поведения СТБ конструкций в условиях пожара, определить их предел огнестойкости.

Вначале целесообразно выполнить исследование огнестойкости сжатых элементов в виде колонны, так как они наиболее нагружены (особенно в нижних этажах многоэтажных промышленных зданий). Исчерпание их несущей способности цри пожаре может цривести к обрушению здания в целом.

Целью диссертационной работы является экспериментальное и теоретическое определение пределов огнестойкости сталетрубобетон-ных колонн в зависимости от величины внешней нагрузки, конструктивных особенностей колонн (диаметра, толщины стенки стальной трубы, класса бетона и наличия огнезащитного покрытия). В результате уточнения существующих методов расчета пределов огнестойкости СТБ колонн это позволит в дальнейшем отказаться от весьма трудоемких испытании таких конструкций.

Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи:

- исследовать прочностные и деформативные характеристики СТБ элементов при воздействии высоких температур;

- изучить совместную работу стальной обоймы (трубы) и бетона цри нагреве;

- провести экспериментальные исследования пределов огнестойкости СТБ колонн;

- разработать методику для теоретической оценки распределения температур по сечению СТБ колонн в процессе огневого воздействия и сравнить с результатами экспериментальных исследований;

- уточнить теоретический метод оцределения предела огнестойкости СТБ колонн;

- дать рекомендации по расчету пределов огнестойкости СТБ колонн.

На защиту выносятся:

-^—---пределов

- результаты экспериментальных исследований по определению V огнестойкости СТБ колонн;

- результаты экспериментальных исследований црочностных и деформативных свойств СТБ элементов при разных нагрузках и температурах;

- результаты экспериментальных исследований совместной работы стальной обоймы (трубы) и бетона при нагреве;

- результаты расчетов по определению температурных полей в поперечных сечениях колонн и цределов их огнестойкости.

Научная новизна работы:

- экспериментально установлены фактические пределы огнестойкости СТБ колонн;

- исследовано влияние воздействия высоких температур на прочность и деформативность СТБ элементов;

- получены экспериментальные данные о совместной работе стальной обоймы и бетона при нагреве;

- уточнен теоретический метод расчета цределов огнестойкости СТБ колонн.

Практическое значение работы:

Результаты исследований по определению пределов огнестойкости СТБ колонн учтены при проектировании и строительстве каркаса из сталетрубобетонцых элементов здания 6-ти этажного бытового корпуса Киевского завода "Медпрепаратов" и будут использованы в руководстве к СШП 2.01.02-85 "Противопожарные нормы".

Теоретический метод расчета пределов огнестойкости (теплотехническая и статическая задачи) СТБ колонн может быть использован при определении пределов огнестойкости СТБ сжатых элементов любого сечения при любой нагрузке без проведения экспериментальных исследований. Это даст значительную экономию денежных средств.

Апробация работы:

Основные положения и отдельные разделы диссертации докладывались и обсуждались на Республиканской научно-технической конференции (г.Кзыл-Орда, 1992 г.), на ХШ-ХИП научно-технических конференциях МГОУ (Москва, 1990-1992 гг.).

Публикации. По результатам исследований имеется 2 публикации.

Объем работы. Диссертационная работа состоит из оглавления, введения, пяти разделов, основных выводов, списка литературы и приложений. Работа в целом изложена на 202 стр., в числе которых 76 стр. машинописного текста основного содержания, рис. на 48 стр., табл. на 14 стр., наименования цитируемой литературы на 15 стр., прил. на 42 стр.

Автор выражает признательность заведующему лабораторией "Жаростойких бетонов, конструкций и огнестойкости железобетонных конструкций" БИИЖБ д.т.н., проф.Жукову В.В., декану строительного факультета МГОУ к.т.н., доц.Доркину В.В. за ценные советы и помощь при завершении работы, а также сотрудникам лаборатории № 6 БИИЖБ к.т.н.Соломонову В.В. и к.т.н.1^севу А.А. при выполнении экспериментальной части работы.

I. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ШСВДОВАНИЯ

I.I. Анализ исследований и экспериментальная оценка применения сталетрубобетонных элементов

Конструкции из стадетрубобетона (СТБ) црименяются в промышленном и гражданском строительстве, начиная с 30-х годов,

В 1936 году был сооружен мост цролетом 101 м через р.Неву в г .Ленинграде / 66 /, в котором применялась известная схема безраскосной фермы, фупногабаритный пакет из 10 труб диаметром 140 мм использован в качестве верхнего параболического пояса пролетного строения.

Началом широкого развития сталетрубобетонных конструкций следует считать появление монотрубной системы. В 40-х годах проф. В.А.Росновский /79/ предложил использовать,в качестве конструктивного элемента мостов, одну тонкостенную стальную трубу,заполненную бетоном. Впоследствии с использованием этой системы был послоен железнодорожный мост через р.Исеть вблизи г .Каменск-Уральского .

С трубобетонным каркасом было построено здание завода огнеупоров в г.Семилуки, стойки рам которого выполнены из стальных труб диаметром 114 мм, заполненных бетоном марки M2Q0.

В связи с широким внедрением в цроизводство конструкций из сталетрубобетона появилась необходимость более детального изучения этих конструкций, к чецу были посвящены работы ведущих ученых в области бетона и железобетона.

Исследованию сталетрубобетона при сжатии посвящены работы Е.И.Беленя / 4 /, А «А .Гвоздева / 13 /, И.Г Людковского / 48 /, А.ЭЛопатто /44 /, А.КоЛукши / 45 /, Г.П.Передерия /66 /,

В .А .Ростовского /79 /, Н.Н.Стрелецкого /99 /, В.М.Фонова Д04 / и др. /83, 88 /. л

Выполненные исследования условно можно раз^е^ить на три направления.

Исследователи первого направления считают, что твердение бетона в замкнутом объеме аналогично его твердению в воде. Вместо ожидаемой усадки происходит набухание бетона и его расширение вследствие отсутствия влагообмена с внешней средой. В результате этого обойма получает некоторое начальное предварительное напряжение, которое впоследствии положительно сказывается на работе комплексной конструкции при осевом сжатии. Бетонное ядро находится в условиях объемного напряженного состояния, боковое давление бетона на трубу присутствует с начала нагружения элемента, но величина его незначительна даже в предельном состоянии. Бетон и сталь деформируются совместно как в осевом, так и в поперечном направлениях на всех этапах осевого нагружения трубобетонного элемента. За предельное состояние трубобетонного элемента по црочности принимается осевая деформация, соответствующая пределу текучести стали трубы. К этому направлению следует отнести исследования /40, 90 97, 98 / с соавторами.

По мнению исследователей вторпго-- направления /79, 43, 45 / в стадии уцругой работы образца за счет превышения коэффициента поперечной деформации стали ( \)$ = 0,3) над коэффициентом поперечной деформации бетона ( \)в = 0,16.0,2) происходит не обжатие бетона обоймой, а его растяжение. Величина радиальных растягивающих нацряжений в контактной зоне не превышает прочности бетона на растяжение, сцепление бетонного ядра с обоймой не нарушается. Роль трубы как обоймы начинается позже, когда в бетоне разовьются пластические деформации.

Авторы работ третьего направления /13,47,48/ считают, что в пределах упругих деформаций трубобетонного элемента при осевом сжатии бетон не давит на трубу. Дополнительные растягивающие напряжения в трубе от действия бетона появляются лишь при 6aa0y(s. . Бетон начинает давить на трубу в момент резкого увеличения его объема. Продольные напряжения в бетонном ядре равны цри этом (0,8.0,85)Rb • Совместная работа стали и бетона со^фаняется на всех этапах осевого нагружения трубобетонного элемента. Предельное состояние по прочности характеризуется наступлением общей текучести металла трубы как в продольном, так и в поперечном направлении.

Наибольший интерес для нас представляют работы И.ГЛюдков-ского / 47 , 48 /, который исследовал переход бетона, находящегося в условиях всестороннего сжатия, от хрупкого состояния к пластическому. На основании цроведенных исследований сделан вывод о том, что способность к пластическому течению бетона в условиях, когда преодоление соцротивдения отрыву невозможно, является важным для понимания работы элементов с мощной напряженной (или ненапряженной) обоймой, а также, что пластическое течение бетона в условиях объемного напряжения сопровождается микроразрывами, не приводящими цри определенных условиях напряжения к снижению црочности материала в микрообъемах.

Профессор А.А.Гвоздев /14 /на основе условий текучести бетона и пластичности металла (грубы) получил формулу для расчета прочности трубобетонных элементов при осевом сжатии:

Pm = Rb'Ab cL 6a,s 'As ( I.I ) где As и Ар - площадь поперечного сечения, соответственно стали и бетона;

6"y,s - предел текучести стали.

Заслуживает внимания полученная оценка прочности тонкостенных труб /14 /, заполненных бетоном с учетом физико-механических свойств бетона, полагая, коэффициент в формуле цроф. А.А .Гвоздева величиной переменной и зависящей от водоцементного отношения бетона, а также от механических и геометрических характеристик стальной трубы.

В работе / 14 / подтверждается, что коэффициент </, в формуле ( I.I ), есть величина переменная, зависящая, в первую очередь, от прочности (марки) бетона и относительной толщины стенки трубы (коэффициент об тем выше, чем выше марка бетона и чем меньше относительная толщина стенки трубы), а также от водоцементного отношения и ряда других факторов. С точки зрения наиболее полного использования прочностных свойств стали и бетона рациональнее применять бетоны высоких марок (порядок 400.500).

Из анализа литературных данных /130/ по исследованию конструктивных решений элементов из сталетрубобетона слелует отметить работы зарубежных фирм. Например, фирмой "Симидзу" разработано конструктивное решение сталетрубобетонных колонн, в которых, в отличие от традиционных сталетрубобетонных элементов отсутствует сцепление межлу бетоном и стальной трубчатой обоймой. Сцепление исключается благодаря предварительной смазке внутренней поверхности стальной обоймы специальным составом, способствующим скольжению бетона относительно стенок обоймы в процессе деформщювания конструкции.

Вертикальная нагрузка, приложенная к колонне, передается только на бетонную часть сечения с помощью стальной распределительной плиты, входящей внутрь обоймы. При этом стальная обойма не вовлекается в работу на сжатие (продольный изгиб), а испытывает только растягивающие усилия в кольцевом нацравлении. Таким образом, исключается возможность потери устойчивости стенок обоймы и возникают наиболее благоприятные условия для оптимального использования црочностных свойств материалов, высокой прочности бетона на сжатие и прочности стали на растяжение.

Разработанные конструкции предназначены преимущественно для внутренних колонн многоэтажных зданий.

Предварительный технико-экономический анализ результатов испытаний колонн показал, что применение разработанной СТБ конструкции в качестве колонн 50-этажного здания позволит на 20-40$ снизить их стоимость по сравнению с колоннами из обычного железобетона. Площадь поперечного сечения трубобетонной колонны при этом в два раза меньше площади поперечного сечения обычной железобетонной колонны.

По мнению японских специалистов, дальнейшее развитие разработанной конструкции позволит применять СТБ колонны в зданиях высотой более 100 этажей.

4,3. Выводы

По результатам проведенных исследований можно сделать следующие выводы:

- фактический предел огнестойкости сталетрубобетонных колонн сечением 315x3 од из бетона класса В25 составляет примерно 0,67 час. (без огнезащитного покрытия). С огнезащитным покрытием ОШФ-1-2,5 ч.; фактический предел огнестойкости сталетрубобетонных колонн сечением 400x3 мм из бетонов класса В40 составляет примерно 2,50 часа;

- отклонение от фактических значений пределов огнестойкости сталетрубобетонных колонн, рассчитанных по достижению несущей способности, составляют 5-15$.

5. ПРАКТИЧЕСКОЕ ВНЕДРЕНИЕ СТАЛЕТРУБОБЕТОННЫХ

КОНСТРУКЦИЙ

Опыт проектирования и строительство зданий с каркасом из сталетрубобетонных элементов показал, что трубобетон эффективно работает в конструкциях, воспринимающих значительные сжимающие усилия. Отсюда следует, что наиболее рациональной областью применения, в том числе с укрупненными сетками колонн, со связевым и рам-но-связевым каркасом, в ряде случаев экономичные решения были получены и для одноэтажных зданий.

Эффективность СТБ конструкций достигается вследствие применения новых прогрессивных технологий цри их изготовлении, экономии материальных ресурсов, уменьшения транспортных расходов и др. В частности, основные преимущества СТБ конструкций по сравнению с типовыми заключаются в следующем:

- Стальные трубы являются одновременно опалубкой и внешней арматурой элементов, причем прочность бетонного ядра, стесненного стальной оболочкой, как обоймой, увеличивается, примерно, в два раза, что позволяет запроектировать СТБ конструкции с уменьшенным расходом стали и бетона.

- Отсутствие стержневой арматуры и закладных деталей позволяет изготавливать СТБ конструкции в виде длинномерных погонажных заготовок, которые, по мере необходимости, разрешаются на элементы заданной длины. При такой "погонажной" технологии изготовления СТБ элементов существенно сокращается номенклатура колонн и ригелей, а также отпадает необходимость в металлоформах для изготовления этих конструкций.

- В зданиях с каркасом из СТБ элементов возможно рациональное сочетание сборных и монолитных вариантов конструктивных решений, в частности, каркас здания может быть выполнен из стальных труб с последующим их заполнением бетоном, что позволяет со1фа-тить сроки строительства и уменьшить трудоемкость работ. дальнейшим развитием конструктивных систем зданий с каркасом из СТБ элементов является создание ограниченной номенклатуры погонажных изделий для строительства зданий с комплексной поставкой элементов каркаса и ограждающих конструкций. Такая форма строительства здания типа "блок-комплекс" является наиболее прогрессивной и соответствует мировому уровню.

Указанные факторы определили высокую эффективность применения сталетрубобетонных конструкций по сравнению с типовыми железобетонными конструкциями. В качестве примера рассматривался каркас многоэтажного производственного здания (сборочного цеха очковой оптики в г.Киеве), запроект1фовэнного с конструкциями серии I.020-1/83. В новом конструктивном решении типовые железобетонные колонны сечением 400x400 мм были заменены на сталетрубобетон-ные диаметром 315 и 400 мм.

Результаты технико-экономического сравнения вариантов показали, что конструктивное решение каркаса с сталетрубобетонными колоннами эффективно, чем типовое решение: экономия стали соста

2 Я вила 4 кг (на I м развернутой площади), бетона - 0,015 м , цемента - 6,5 кг, трудозатрат - 0,05 чел-день. Приведенные данные в основном соответствуют показателям эффективности трубобетона, которые были получены ранее по ряду объектов, построенных с каркасом из сталетрубобетонных элементов.

Несмотря на высокую эффективность сталетрубобетона, эти конструкции до настоящего времени не получили широкого применения в строительстве из-за дефицитности стальных труб, выпускаемых металлургической промышленностью. Не изученным являлся вопрос огнестойкости сталетрубобетонных конструкций.

По данным Института электросварки АН Уодаины, стальная лента, соответствующая ГОСТ 19904-74, прокатывается на Запорожском металлургическом комбинате, а соответствующая ГОСТ 503-81 - на Магнитогорском металлургическом комбинате.

Годовая производительность одной стационарной установки составляет 100 тыс.пог.м труб (из расчета изготовления наиболее ходовых труб диаметром 300-500 мм, толщиной 3-4 мм), а их себестоимость только на 5-10$ превышает себестоимость стальной ленты. Такое количество стальных труб достаточно для изготовления трубоq бетонных конструкций колонн и ригелей в объеме около 10 тыс.м , что обеспечит строительство многоэтажных производственных зданий р с развернутой площадью перещштий порядка 150 тыс.м .

Сварка стальных труб из рулонированной ленты может быть организована на заводах стальных конструкций или в арматурных цехах заводов железобетонных изделий. Для строительства крупных объектов моцут использоваться также передвижные установки, размещаемые непосредственно на площадках строительства.

Строительство объектов может вестись на сборных, сборно-монолитных или монолитных сталетрубобетонных конструкций. Промышленное производство сборных трубабетонных изделий (колонн, ригелей и др.) целесообразно организовать на основе стендовой технологии с вертикальным бетонированием элементов, которая была отработана при строительстве цроизводственного здания завода огнеупоров в г.Семилуки (Воронежская область). Основные технологические переделы, которые способствовали ускоренному строительству этого объекта, заключались в одновременном бетонировании на стенде 8-ми труб, предварительно собранных в пакет, и применении укрупнительной сборки пространственных конструкций сталетрубобетонных колонн в кондукторах на металлическом стеллаже.

Заслуживает внимания также положительный опыт японских строительных фирм по заполнению бетоном стальных трубоколонн после окончания монтажа каркаса-закачкой снизу (цри помощи бетононасоса) пластичной бетонной смеси сразу на всю высоту зданий. Бетонирование ригелей, если они были изготовлены из стальных труб, также цроиз-водится после монтажа конструкций каркаса и перекрытий.

В настоящее время наметились определенные перспективы по применению СТБ конструкций в системе Минстроя Украины (на объектах треста CMT-I и Главкиевоблстроя) для строительства административно-бытовых и производственных зданий, запроектированных с железобетонным каркасом серии I.020-1/83.

Ожидаемый объем внедрения на первом этапе экспериментального строительства объектов составит порядка 100 тыс.м^ развернутых площадей в год. Чтобы обеспечить такой объем внедрения необходимо ввести в действие стационарную установку для изготовления стальных труб из рулонщ)ованной стальной ленты. Ориентировочное количество стальной ленты, которое необходимо израсходовать для строительства этих объектов составило около.Iтыс.тонн.

11дя дальнейшего наращивания производственных мощностей по изготовлению сталетрубобетонных конструкций целесообразно организовать производство стальных труб непосредственно на строящихся объектах, используя для этих целей 1-2 передвижные установки. Эти же установки будут нарабатывать необходимое количество стальных труб и для стационарных цредприятий стройиндустрии.

Экономически обоснованное сочетание сборного и монолитного строительства позволит увеличить объемы внедрения сталетрубобетонных конструкций на 250-300 тыс.м^ уже в 1996-1997 гг. Это создаст реальные предпосылки для перехода к массовому строительству производственных и общественных зданий с каркасом из сталетрубобетонных элементов в объеме порядка I млн.м^ в год (ориентировочно с 2000 г.). Ожидаемый народнохозяйственный эффект в год максимальной экономии цемента составил около 10 тыс.тонн, экономия стали - до 5 тыс.тонн, трудозатрат - 50 тыс .чел-,дн.

- 138 -ОБЩИЕ БЫВО.Ф1

По результатам впервые выполненных экспериментально-теоретических исследований пределов огнестойкости сталетрубобетонных колонн можно сделать следующие выводы:

1. Экспериментальным путем установлены фактические значения пределов огнестойкости сталетрубобетонных колонн диаметром 315 и 400 мм и толщиной стенки трубы 3 мм.

2. Сталетрубобетонные колонны,заполненные обычным тяжелым бетоном класса В25 с диаметром 315 мм и толщиной стенки трубы 3,0 мм, имеют предел огнестойкости 0,67 часа и согласно СНиП 2.01.02-85 "Противопожарные нормы и правила" и СНиП 2.09.02-85 "Производственные здания", могут быть использованы в производственных зданиях Ша-У категории огнестойкости.

3. Такие же колонны с огнезащитным покрытием ОВПФ-I имеют фактический предел огнестойкости 2,5 часа и могут быть использованы в производственных зданиях и сооружениях I категории огнестойкости.

Следовательно, огнезащитное покрытие ОВПФ-I способно цри толщине 10 мм повысить предел огнестойкости СТБ колонн диаметром 315 мм до 2,5 часа, что в 3,7 раза выше, чем у таких же колонн без огнезащитной обмазки.

4. СТБ колонны диаметром 400 мм и толщиной стенки трубы 3 мм, заполненные обычным тяжелым бетоном класса В40, имеют цредел огнестойкости 2,5 часа и могут быть использованы в многоэтажных зданиях I категории огнестойкости.

5. При огневом воздействии уменьшается прочность стали, при этом усилия перераспределяются на менее нагретое бетонное ядро, это приводит к нарастанию пластических свойств тяжелого бетона.

Ввиду того, что удлинение стальной обоймы по сравнению с бетоном, больше, это приводит к переному усилия на обойоду, что в конечном итоге приводит к образованию локальных гофров, сопряженных с укорочением колонны. Это, однако, не приводит к критическому состоянию, а может существенно сказаться на продолжительность стабильного выдерживания нагрузки.

6. Полученные результаты позволяют сделать вывод, что возможно регулировать пределы огнестойкости СТЕ колонн за счет изменения их диаметра, класса бетона, использования огнезащитной обмазки, т.е. СТБ колонны могут быть запроектированы для любого класса огнестойкости зданий и сооружений в соответствии с требованиями СНиП 2.01.02-85 "Противопожарные нормы".

7. Проведены аналитические исследования пределов огнестойкости сталетрубобетонных колонн:

- статический расчет по потери несущей способности СТБ колонн;

- теплотехнический расчет СТБ колонн численным методом конечных элементов на ЭВМ класса УВМ.

8. Сравнение экспериментальных и теоретических значений пределов огнестойкости СТБ колонн показало, что получено их достаточно хорошее совпадение.

Следовательно, в дальнейшем вместо трудоемких и дорогостоящих экспериментальных исследований для определения пределов огнестойкости СТБ колонн можно использовать расчетный метод, приведенный в рекомендациях настоящей диссертации.

9. Получены закономерности изменения прочностных и деформа-тивных свойств тяжелого бетона и стальной обоймы, а также СТЕ элементов. Предел огнестойкости СТБ колонн в основном зависит от проЧ' ыости и предельной деформативности наименее сжатой зоны бетонного ядра.

10. Установлено, что нагрев бетона замкнутого в стальной обойме при напряжениях сжатия (0,3.0,5) Ritp. до 120°С приводит к уменьшению прочности цри сжатии на 19-30%, модуля упругости - на 20-29% от исходаого значения до нагрева.

11. Установлено, что нагрев бетонного ядра до 300°С цри напряжениях сжатия (0,3.0,5) Rpp. приводит к увеличению прочности до 14%, но уменьшению модуля упругости на 27-30% от исходного значения, и увеличивается коэффициент Пуассона до 0,20.

12. Выявлено, что цри уровне нагружения 0,з(?лр, и после нагрева до 450°С происходит отрыв стальной обоймы от бетонного ядра; при 0,5 Rnp. - отрыв стальной обоймы от бетона цри нагреве свыше 300°С, коэффициент Пуассона увеличивается с 0,2 до 0,25.

13. Полученные в результате проведенных исследований данные могут быть использованы цри определении несущей способности стале-железобетонных конструкций (центрально-сжатых элементов) цри пожаре.

1. Александровский С.В. Расчет бетонных и железобетонных конструкций на температурные и влажностные воздействия (с учетом ползучести). -М.: Стройиздат, 1973.

2. Альтшулер Б.А. Упругопластические характеристики бетона при нагреве под нагрузкой. // Бетон и железобетон. -1974. № 9;. с. II-13.

3. Бартелеми Б., Крюша Ж. Огнестойкость строительных конструкций:. Пер. с фр. -М.: Стройиздат, 1985. -215 с.

4. Беленя Е.И. Металлические конструкции. -М.: Стройиздат, 1991.

5. Беляев Н.М. Сопротивление материалов. М., Наука, 1976, 607 с.

6. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. -М.: Госстройиздат, 1961.

7. Бернштейн М.Л. Стали и сплавы для работы при высоких температурах. -М.: Металлоиздат, 1956.

8. Бибихина Т.Ю. Свойства огнезащитных вспучивающихся покрытий 0ВПФ-1, 0ВП-1, 0ВП-2. Материалы У1 национальной конференции по МТКМ. Варна, 14-16 октября 1991 г.

9. Биргер Н.А., Малютов P.P. Сопротивление материалов. -М.: Наука, 1986. -560 с.10. ^ушев В.П., Пчелинцев В.А., Федоренко B.C., Яковлев А.И. Огнестойкость зданий. —М.г 1970.

10. Гвоздев А.А. Температурно-усадочные напряжения в бетонных блоках и массивных сооружениях. -М.: Госстройиздат, 1957.

11. Гвоздев А.А. Некоторые особенности деформирования бетона и теория ползучести// Ползучесть строительных материалов и конструкций. -М.: Стройиздат, 1964. -220 с.

12. Гвоздев А.А. Расчет конструкций по методу предельного равновесия. -М.: Госстройиздат, 1949. -с.130-156.

13. Гинсбург Я.С. Испытания материалов при повышенных температурах. М., Мажгиз, 1954, 252 с.

14. Горчаков Г.И., Лифанов А.И. Коэффициенты температурного расширения и температурные деформации строительных материалов. -М.: 1968. -27 с.

15. Давиденков Н.Н., Чучмак Т.Н. Влияние температуры на диаграммы сжатия металлов. "Физика металлов и металловедение", I960, т.II, вып.5, с.741-750.

16. Денисов Л.Ф. Огнестойкость центрально сжатых трубобетонных колонн: сб.научн.тр. -М.: НИЙЖБ, 1984. -с.82-85.

17. Жуков В.В. Пути повышения огнестойкости строительных материалов и конструкций// Бути повышения огнестойкости строительных материалов и конструкций: Материалы семинара. -М.: МДНТП, 1982. -с.3-16.

18. Жуков В.В. Основы стойкости бетона цри действии повышенных и высоких температур. -Дисс. на соискание ученой степени док.техн.наук. -М.: 1982. -437 с.

19. Жуков Б.В., Сычев В.И. Огнестойкость строительных конструкций /обзор/. -М.: ВДНИС, 1976. -21-35.

20. Жуков Б.В. Взрывообразное разрушение бетона при пожаре. -в кн.: Огнестойкость строительных конструкций. -М.: 1975. -с.14-19.

21. Жуков В.В., Соломонов В.В., Вознесенский Л.Ф., Нурадинов Б.Н. Огнестойкость сталетрубобетонных колонн для многоэтажных зданий// Промышленное и гражданское строительство, № 9, 1992 г.

22. Жуков В.В., Нурадинов Б.Н. Сталетрубобетонные колонны с огнезащитным покрытием ОВПФ-1// Промышленное и гражданское строительство, № II, 1992.

23. Жуков В.В., Э.Ф.Панюков "Термостойкость железобетонных конструкций". -Киев: Будивэльнык, 1991. -224 е.: ил.

24. Зайцев Ю.В. Моделирование деформаций и прочности бетона методами механики разрушения. -М.: Стройиздат, 1982,-196 с.

25. Зайцев Ю.В. Механика разрушения для строителей. -М.: Высшая школа, 1991. -288 с.

26. Зайцев Ю.В. Новое в строительной науке. По материалам I Всесоюзной и I Международной конференции по механике разрушения бетона. М., 1986.

27. Зайцев Ю.В., Миронков Б.А. Армоцементные конструкции. М., 1989.

28. Зенков Н.И., Зависнова Л.И. Прочность и деформативность бетона на гранитном заполнителе при действии высоких температур// Огнестойкость строительных конструкций. -М.: ВНИИПО, 1977,вып.5, с.88-93.

29. Зенков Н.И. О прочности строительных сталей при высоких температурах. "Промышленное строительство", 1958, 16 II, с.26-28.

30. Зенков Н.И. Строительные материалы и поведение их в условиях пожара. М., ВИ1ТТШ МВД СССР, 1974, 176 с.

31. Инструкция по расчету фактических пределов огнестойкости железобетонных строительных конструкций на основе применения ЭВМ. -М.: ВНИИПО МВД СССР, I9975.-220 с.

32. Инструкция по расчету фактических пределов огнестойкости железобетонных строительных конструкций на основе новых требований строительных норм и правил.// ВНИИПО МВД СССР. -М.: 1982. -452 с.

33. Испытания материалов. Справочник под ред.Елюменауэра X., Пер. с нем. под ред.Вернштейна М.Л., М., Металлургия, 1979, 447 с.

34. Камбаров Х.У. Огнестойкость изгибаемых и сжатых элементов из армированного конструктивного керамзитобетона. Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук. М. (НИИЖБ), 1977.

35. Кикин А.И., Санжаровский Р.С., Трулль В.А. Конструкции из стальных труб, заполненных бетоном. М., 1974.

36. Клименко Ф.Е. Сталебетонные конструкции с внешним полосовым армированием. -Киев: Буд вэльнык, 1984. -88 с.

37. Кузнецов А.Ф. Строительные конструкции из сталей повышенной и высокой прочности. М., Стройиздат, 1975, 80 с.

38. Липатов А.Ф. Исследование прочности трубобетонных элементов. Труды ЦНИИСа. Вып. 19. -М.: Трансжелдориздат, 1956. -с.251-298.

39. Лопатга А.Э. О свойствах бетона, твердеющего в замкнутой обойме и жесткость трубобетонных элементов// Стр.конструкции. -Вып.XXI Киев: Буд вэльных, 1973. -с.232-234.

40. Лукша Л.К. Прочность трубобетона. -Минск: Высш.ж., 1977.- 95с.

41. Людковский И.Г., Фонов В.М., Кузьменко С.М., Самарин С.И. Сталебетонные фермы из гнутосварных профилей// Бетон и железобетон. -1982.- № 7. -с.30-31.

42. Людковский И.Г. Применение железобетона в тяжелом прессострое-нии и машиностроении: Доклад. -М.: Академия строительства и Архитектуры СССР, I960. -53 с.

43. Людковский И.Г., Волков Ю.С. Некоторые вопросы применения трубобетона в машиностроении// Прочность и деформативность бетона и специальных железобетонных конструкций. НИЖБ. -М.: Издательство литературы по строительству, 1972. -с.61-67.

44. Лыков А.В. Теория теплопроводности. -М.: 1967. -599 с.

45. Маренин В.Ф. Экспериментальные и теоретические исследования прочности стальных тонкостенных труб, заполненных бетоном, подверженных осевому сжатию// Строительство и архитектура/. Известия вузов. -1958. -J& 9. -с.60-82.

46. Макагонов В.А. Бетон в условиях высокотемпературного нагрева. -М.: Стройиздат, 1979. -81 с.

47. Методика испытаний строительных конструкций на огнестойкость и возгораемость. -М.: ВНИИПО МВД СССР, 1969. -II с.

48. Методы испытаний, контроля и исследования машиностроительных материалов. Справочное пособие. Том П. Методы исследования механических свойств металлов. М., Машиностроение, 1974, 32Q с.

49. Милованов А.Ф., Малкина Т.Н. Механические и реологические свойства арматуры при нагреве. В сб. "Работа железобетонных конструкций при высоких температурах". М. (НИЙЖБ), Стройиздат,1972, с.28-42»

50. Милованов А.Ф. Огнестойкость железобетонных конструкций. -М.: Стройиздат, 1986. -223 с.

51. Милованов А.Ф., Камбаров Х.У. Огнестойкость железобетонных колонн из керамзитобетона// Огнестойкость строительных конструкций. -М.: ВШИЛО МВД СССР, 1980, вып.8. -50-57 с.

52. Милованов А.Ф., Зиновьев В.Н. Деформации высокопрочного бетона при кратковременном нагреве// Бетон и железобетон. 9, -1981, -34-35 с.

53. Милованов А.Ф. Методы определения физико-механических свойств бетона для условий пожара// Цути повышения огнестойкости строительных материалов и конструкций. -М.: Знание, 1982, -81-85 с.

54. Молчадский И.С. Теплообмен в условиях естественной конвекции на вертикальных конструкциях при пожаре// Огнестойкость строительных конструкций. -М.: ВШИЛО МВД СССР, 1977, -18 с.

55. Молчадский И.С. Методы определения скорости распределения огня по поверхности строительных конструкций// Огнестойкость строительных конструкций. -М.: ВШИЛО МВД СССР, 1982, -35 с.

56. Мурашев В.И. Оценка огнестойкости железобетонных конструкций. Пожарное дело № 7, 1956. -с.34. -Минетройиздат.

57. Некрасов К.Д., Жуков В.В., 1^ляева В.Ф. Тяжелый бетон в условиях повышенных температур. -М.: Стройиздат, 1972. -128 с.

58. Некрасов К.Д. Жароупорный бетон. -М.: 1957.

59. Некрасов К.Д., Жуков В.В., 1^ляева В.Ф. Рекомендации по приготовлению и применению тяжелого бетона в условиях воздействия температур от +51 до 350°С. -М.: НИИЖБ, 1970, -27 с.

60. Передерни Г.П. Трубчатая арматура. -М.: Трансжелдориздат, 1945, 90 с.

61. Применение железобетона в машиностроении: Сб.статей// Под ред. И.ГЛюдковского. -М.: Машиностроение, 1964.

62. Пособие по проектированию бетонных конструкций, предназначенных для работы в условиях воздействия повышенных и высоких температур /СНиП 2.03.04-84// Госстрой СССР. -М.: ЦИПТ Госстроя СССР. -1989. -184 с.

63. Пособие по определению огнестойкости конструкций, пределов распространения огня и групп возгораемости материалов. -М.: Стройиздат, 1985. -56 с.

64. Пчелинцев А.Вл., Кузьмин И.И. Расчет прогрева строительных конструкций при высокотемпературном воздействии методом конечных элементов// Сб.тр.ВНИИПО МВД СССР. -М.: 1991. -55 с.

65. Работнов Ю.Н. Ползучесть элементов конструкций. М., Наука, 1966, 752 с.

66. Рекомендации по расчету пределов огнестойкости бетонных железобетонных конструкций. -М.: Стройиздат, 1985. -40 с.

67. Розенберг В.М. Основы жаропрочности металлических материалов. М., Металлургия, 1973, с.325.

68. Розенберг В.М. Ползучесть металлов. М., Металлургия, 1967, 267 с.

69. Ройтман М.Я. Противопожарное нормирование в строительстве. -М.: Стройиздат, 1985. -590 с.

70. Ройтман В.М., Консева Е.В. Оценка Ъгнестойкости стальных конструкций на основе кинетической концепции прочности. В кн.: Огнестойкость строительных конструкций: Сб.тр., М., ВНИИП0, 1979, с.114-124.

71. Росновский В.А. Трубобетон в мостостроении. -М.: Трансжелдор-издат, 1963. -НО с.

72. Руководство по проектированию бетонных и железобетонных конструкций, предназначенных для работы в условиях воздействия повышенных и высоких температур. -М.: Стройиздат, 1978. -347 с.

73. Руководство по испытанию строительных конструкций на огнестойкость. -М.: ВНИИПО МВД СССР, 1980. -49 с.

74. Самойленко В.Н. Расчет собственных температурных напряжений в статически определимых железобетонных элементах.// Работа железобетонных конструкций при высоких температурах. -М.: Стройиздат, 1972. -67-76 с.

75. Санжаровский Р.С. Несущая способность сжатых трубобетонных стержней// Бетон и железобетон. -1971. -.№ II. -с.27-29.

76. Санжаровский Р.С. Теория и расчет прочности и устойчивости элементов конструкций из стальных труб, заполненных бетоном: Дисс. докт*'техн.наук. -М., 1977. -453 с.

77. Сахота, Пагни. Температурные поля в строительных конструкциях, подвергнутых воздействию пламени.// Теплопередача. -М.: 1975,1. J* 4. -ИЗ-120 с.

78. Сведения о пожарах и загораниях в РФ за 1993 г. -М.: Главный научно-исследовательский центр управления и информации МВД РФ, 1993, с.30.

79. Сегерлинд Л. Применение метода конечных элементов. -М.: Мир,1986. -392 с.

80. Семененко Я.П. Определение несущей способности бетонного ядра, заключенного в сплошную стальную обойму// Бетон и железобетон. -I960. -16 3. -с. 125-129.

81. Серых Р.Л. Государственная научно-техническая программа Стройпрогресс-2000"// Бетон и железобетон. -1989. 9. -с.2-3.

82. Скворцов Н.Ф. Применение сталетрубобетона в мостостроении. -М.: Автотрансиздат, 1955. -88 с.

83. СБиП 2.03.01-84 Бетонные и железобетонные конструкции// Госстрой СССР. -М.: ДИЕТ Госстроя СССР. -1985. -79 с.

84. СШП 2.03.04-84 Бетонные и железобетонные конструкции, предназначенные тщя работы в условиях повышенных и высоких температур// Госстрой СССР. -М.: ЦИГП Госстроя СССР, 1985. -54 с.

85. СНиП 2.01.02-85 Противопожарные нормы/ Госстрой СССР. -М.: ЦИТП Госстроя СССР. -1986. -16 с.

86. Соколовский П.И. Малоуглеродистые и низколегированные стали. М., Металлургия, 1966, 216 с.

87. Сорокин А.А. Расчет огнестойкости железобетонных колонн с учетом полных деформаций бетона. в кн.: Огнестойкость строительных конструкций. -М.: ВБШПО МВД СССР, 1980. Вып.8. -28-ЗЗс<

88. Стандарт СЭВ. Противопожарные нормы строительного проектирования, метод испытания строительных конструкций на огнестойкость. (СТ СЭВ 1000-78)., М., 1978.

89. Стороженко Л.И. Объемное напряженно-деформированное состояние железобетона с косвенным армированием: Автореф. дисс. . докт.техн.наук. -М., 1985. -46 с.

90. Стороженко Л.И., Плахотный П.И., Черный А.Я. Расчет трубобетонных конструкций. -Киев: Буд вэльных, 1991. -120 с.

91. Стрелецкий Н.С. Основные направления развития сталежелезо-бетонных конструкций в СССР%% Промышленное строительство. J6 5. -1979. -с.45.

92. Сычев В.И., Звуков В.В. Огнестойкость строительных конструкций (обзор). -М.; ЦИНИС Госстроя СССР, 1976. -61 с.

93. Трулль В.А., Санжаровский Р.С. Экспериментальные исследования несущей способности трубобетонных стержней при центральном сжатии// Исследования по строительным конструкциям и испытанию сооружений. Труюы ЛИСИ. -Л., 1968. 51. -с.12-23.

94. Тылкин М.А., Большаков В.И., Одесский П.Д. Структура и свойства строительной стали. М., Металлургия, 1983, 282 с.

95. Тюарсон Р. Разряженные матрицы. -М.: Мир, 1977. -189 с.

96. Фонов В.М., Людковский И.Г., Нестерович А.П. Прочность и де-форматинность трубобетонных элементов при осевом сжатии// Бетон и железобетон. -1989. -J& I. -с.4-6.

97. Яковлев А.И. Основные принципы расчета пределов огнестойкости строительных конструкций// Сборник трудов ВНИИПО, -М.: ВНИИПО, 1980, №, -с.3-14.

98. Яковлев А.И., Голованов В.И. Устойчивость центрально-сжатых стержней при огневом воздействии// Огнестойкость строительныхконструкций. м. : ВНИИПО мвд ссср. 1983,- 5-10 с,

99. Яковлев А. И. , Шейнина Л. В. , Сорокин А. Н. Исследование Физических характеристик бетонов путем решения обратной задачи теплопроводности с помошью ЭВМ// Огнестойкость строительных конструкций: М. : ВНИИПО МВД СССР, 1975. - с. 450.

100. Яковлев А.И. Расчет пределов огнестойкости стальных и железобетонных конструкций по критическим деформациям. Поведение строительных конструкций в условиях пожара, М. : ВНИИПО, 1987.-с. 5-17,

101. Abrams M.S. Behavior of Jnorganic Materials in Fire. " A symposium sponsored by ASTM Committee E 05 on Fire standarts American society for Testing and Materials". Boston, 27 June 1978, 75P.

102. Abrams M.S. Compressive Strength of Concrete at Temperatures to 1600 F. Temperature and Concrete AC I PubliKatioin SP25. Detroit, Michigan, 1963, 33-57P. p.

103. Anderberg У. " Mechanical Properties of Reinforcing Steel at Elevated Temperatures". Lund, 1977, 120p.

104. Anderber v., Forsen N. E. Fire resistance of concrete structures. Nordic Concrete Resarch. Publication N1, 1982, pl-17.

105. Anderber V. Thelandersson s. Stress and deformationcharacteristics of concrete at high temperatures 2. Experimental investigation and material behaviour model Bulletin 54. Lund Institute of Technology, Lund, Sweden, 1976.

106. Bode. H. , Bergmann. R. : "Betongefullte Stahlhohlprofilstut-zen"; MerKblatt 167, Beratungsstelfe fur stahlverwendung. Dussel-dorf, (1981).

107. DIN 18806 "VerbundKonstruKtlonen"; Tell 1 : Verbundstutzen, (1984).

108. DIN 4102 "Brandverhalten von Baustoffen und Bauteilen" ; Tell 2: Bautelle; Begrlffe; Anforderungen und Prufungen, (1977); Tell 4: Zusammenstellung und Anwendung Klassiflzierter Baustoffe, Bauteile und Sonderbauteile, (1981).

109. Fischer R. Uber das verhalten von Zementmortel und Beton bel hoheren Temperaturen. Deutscher Ausschuss fur Stahlbeton. -Berlin: Verlag von Wllhelm Ernst-Sohn, 1970, N214, p. p. 63-127.

110. Grlmault J. P., Mounty J. Prevision de la stabllite au feu des poteaux en proflis creux remplls de beton. - Construction Metalllgue, 1984, N3, 45-57Р. BlbllOgr. , 15 (ФР).

111. GrandJean. G. , Grlmault. J. P. , Pellt. L. : Determination de la duree au feu des protlls creux remplls de beton"; ForsChungsberlcht Cometube, Paris (CIDECT 15 В/80-10. CECA 7210/SA/3/302), (1980).

112. Harada T. Fire Reslstent Properties of Concretes with Varying RocK Characters of Aggregate. JoKohama: Kanagawa University, 1971.

113. HaB. R. "Untensuchungen zum Brandverhalten von stutzen bei horlzontaler DecKendilatation"; (1983).124, Harmathy т. z,. stanzaK w, w, Elevated- Temperature Tensile and Creep Properties of same structural and Prestressing steels.

114. Research Paper К 424, Division of Building Research, Ottawa,1970, 76P.

115. Harmathy T. Z. Deflection and Failure of Steel- Supported Floors and Beams in Fire. Research Paper N345 of the Division, Building Research, Ottawa,1967,64p.

116. Kordina К. I. , Mayer-Ottens C. Beton-Brandshuts-ttaundbuch, Beton-Verlag, Dusseldorf, 1988.

117. Kordina К. I. Das Verhalten Von Shatlbeton und Spannbauteilen unter dem Feuerangriff-Institut fur BaustoffKunde Т.н. Braunschweig, 1963, H. 2.

118. Kruppa I. Collapse Temperature of steel structures. Iournal of the structural Division ", 1979, V. 105, Р1769-1788.

119. KenchiKu GiJutsu.-1986-K413 (l) 21p, ill (яп).

120. Klingsch. W.: "Grundlagen fur die rechnerlsche Ermittlung des Tragverhaltens von Bauteilen im Brandfall"; BauphysiK 1/1979, Ernst 8 Sohn.

121. Klingsch. W. : "Grundlagen der brandschutztechnischen Ausle-gung und Beurteilung von verbundstutzen"; BauphisiK 4/1981. Ernst 8 Sohn.

122. Klingsch. W. , wurKer. K.- G. : Hohiprofil-Verbundstutzen-Sichtbarer stahl fur feurwiderstandsfahige KonstruKtionen"; DBZ Deutsche Bauzeitschrlft 11/1982, Bertelsmann.

123. Methode de Prevision par le Calcul du Comportement au feu des Structures en Acier. Paris, 1977, 43p.

124. Malhotra H. L. The effect of temperature on the Compressive Strength of Concrete. Magazine of concrete Recearch, N23(61,1956.

125. RoiK. K. , Bergmann. R. : "Zur Traglastberechnuhg von Verbund-stutzen": Der Stahlbau. H. 1/1982, Ernst 8 Sohn, Berlin.

126. Schneider U. Properties of materials at Higt Temperatures Concrete, RJLEM 44-PHT, univ of Kassel, 1979.

127. Saemann I.e., Wascha G, W. Variation of Mortar and Concrete Properties with Temperature. Journal of ACJ, 1964, v. 29, N5.1.t, TerasraKenteiden Kaytto Kantavina raKentema, "PalontorJuntateKniKKa 1976, v. 8, HI, p20-22.

128. Tuoreinta tilastotietontta Maailman PalotilastoKesluselta. " Palontor junta 1992, v. 35, N6-7, 344p.

129. Tohr J, Deformation and critical loods of steel beams under fire exposure conditions. StocKholm. 1973, 123p.

130. Weigler H. , Fischer R, Beton bei Temperaturen von 100 bis 750 C. Darmstadt: TH Darmstadt, 1967, - 16s.145. t/itteveen J, Clb symposium ТоКуо on systems approach to fire safety in buildings. ТоКуо, 1980, 18р.r X