автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Свойства центрифугированного бетона и совершенствование проектирования центрифугированных железобетонных стоек опор ЛЭП

по О А г 7 МАЙ 1997

РОСТОВСКИЕ ГОСУДАРСТВЕННА СПКЯТШЬШИ УНИВЕРСИТЕТ

На правах • рукописи РАД2АН СУВЛЛ

СВОЙСТВА ЦЕНТРИДУГИРОЗАН-ЯГО БЕТОНА И СОВЕРШЕНСТВОВАНИЕ ПГхЭЕКТКРОВАНИЯ ЦЕНПШТИРОВАНШХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СТОЕК ОГОР ЛЗП

Стадиальность:

05.23. .01- Строителькез конструкции, здания и соорзгадая 05.23.05- Строитвлъкш юториалы и изделия

АВТОРЕФЕРАТ диссертации кл сожжение ученая сгепзни кандидата такничэсхин наук

Рсстов-ка-Дону 1997

Работа выполнена на кафедре железобетонных и кгьанных ; кон-стру.сций и строительных материалов и изделий в Ростовской госу-дарст&ашои строительном университете.

Научнън руководители: - канд. техн. наук. проф. В. Л. йушиа 4

канд. техн. наук, доц. Г. А. Ткачзнко

ОЯэдиалъные оппонента: - доктор технических наук,

профессор В. А. Навосия: - кандидат технических наук, с.н.с. С. С. Пиневич

Ведущая организация - ОАО "Институт Ростовтегшозлактропроект"

Защита состоится "13" шя 1997 г. в 10.00 часов на заседании регионального специализированного совета Д. 063.64.01 в Ростовской государственном строительном университете по адресу: 344022, г. Ростов-на-Дону, ул. Социалистическая, 162. ауд. 232.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке униварейтета.

Автореферат разослан "._" апреля, 1997 г.

Ученьи секретарь регионального специализированного совета

А. И. Панченко

032АЯ РАШИ

&еоза£!аасаа_дШ24.. Несштря на некоторый спад производства, центрифугиравсннье явлвэобетонные конструкции находят широкое применение в промышленном, энергетическом, транспортном, гидромелиоративном и коммунальном строительства. По своим технико-экономический показателям они а ряде случаев превосходят изделия, изготовленные по другая технологии.

В настояЕСВ время наиболее перспективно использование . центрифугированных конструкций при сттюительстве кснтагстной сети энергоснабжения железных дорог С конические опора контактной сети и автоблокировки с предварительным напряяением проволочной арматуры} и воздушных линий электропередачи С-конические и цилиндрические стойки опор с предварительна напряженной стерзвдевоя арматурой).

Значительная опыт производства и эксплуатации центрифугировгн-иьи опор а России и за рубежом свидетельствует об ик достаточной эксплуатационной надежности, чаму способствовали многочисленные научно-исследовательские и проектные работы в направлении совер-изнстаавания конструкции опор и технологии их изготовления.

Однако практика эксплуатации этак весьма распоюстранекных изделий дгэт иколэспю примеров их преэдевреманного выхода из строя. Наряду с производственники дефектами одной из основных причин недостаточной долговечности является неоднородность физико-иахани-чесзшх свойств центрифугированного бетона по толщине стенки кольцабого сечения изделия. Технологические приемы борьбы с этим недостатком центрифугированного бетона сложны и неэффективны. По-вьснше эксплуатационной надежности предварительна напряженных ке-лазсбзтоншх конструкций возшжно путем учета структурной неоднородности бетона в'расчетах прочности, дафорштивноста и тосииное-тойкости ¡язлезобетонных изделий кольцевого сечения.

Н-гэт. гуфта: Экспериментально оценить струк-

турную неоднородность центрифугированного бетона в стойхах опор ВЛ и дать математическое описание закономерности изшиения прочности бетона по толщине стенки кольцевого сэчания. Исследовать напряженно-деформированное состояние цилиндрических и конических стоек с учетом неоднородности бетона по толщине стенки изделия и разработать рекодандации по рациональному проектированию.

Для достижения поставленной цели были реивны следу тага' чае-тныэ задачи:

1. В ¡лабораторных условиях сыодадироаан цашробедаыя способ уплотнения бетонной ешси по режиием, рекомендуемым нйрмативньии документами по изготовлению стоек опор ВЛ '

2. Разработана методика и выпохяаны экстаримзнгагьные исследования влияния различных факторов на закономернее™ изменения прочности бетона ..по толцина стенки кольцевого сечения.

3- Изучено совестное влияние, основных производственных ©акто-рое на закономерности изменения прочкоста бетона и определены кон-кратныэ значения Ее личины переводного коэффициента от прочности не сжатые аыбрированных образцов, изготовленных из бетонной сшей походного состава, к прочности центрифугированного батона.

4. Разработана методика и программа расчета на ЭВМ центрифугированных железобетонных стоек опор ЛЗП по деформированной схема с учатоы нелинейных эпюр напряжения в бетона и арматуре по всея вьь соте кольцевого сечения.

5. Используя разработанную про граде/, проведен обииртга чис-лешшя эксперимент по исследованию напряканно-даСоршрейгяно го состояния цилиндрических и конических стоек различной гибкости.

6. На основании результатов численного эксперимента:

- исследована несущая способность различных стоек и оценено влияний соотношения иажду напрягаемой и нанапрягаемая еризгуроя, состноййния между горизонтальными и вертикальными нагрузками: i -

- выполнен анализ треаиностойетсти и деформэтианости стоек с учатоы влияния перечисленных вшаз факторов:

- разработаны рекошндации" по' рациональному проектированию центрифугированным стоек различной гибкости.

н"в/ии<м КЯ^СТНЯ работы состоит в том, что:

- на единой методической основе экспериментально исследована структурная неоднородность центрифугированного бетона для стоек опар ЛЗП и определены значения переходных коэффициентов от прочности^ центрифугированного к прочности вибрирование го батона одного и того на исходного состава:

- получена математическая зависимость изменения прочности центрифугированного бетона по толиине станки кольцевого сечения, которая учитывается при определении несущей способности:

- составлен алгоритм и разработана программа расчета на ЭВМ центрифугированных стоек опор ЛЭП по деформированной схема с учетом нелинейных эпгр напряжений в бетоне и арматуре по высоте кольцевого сечанйя и переменной жесткости стойки- по высоте:

-5- -1

- установлено значительное влияние соотношения между напрягга-шя и нонапрягаемой арматурой, вертикальной и горизонтальной нагрузками на несущую способность, дефорштавность и треоиносгол-кость конструкций. /

- разультаты экспериментальных исследования по изучения неоднородности сволсто свежеушюткенных и затвердевших центрифугированных бетонов и взаимовлияние основных технологических факторов на структурную неоднородность бетона:

- аналитическая зависимость прочности центрифугированного бетона от относительной толаины стенки кольцевого сечения изделия:

- методика и программа расчета на ЗБМ цянттжфугированши стоек по деформированной схеш:

. - результаты численных исследования напряяенно-дефоршрованно-го состояния внацентренно-сжатых и изгибаемых стоек опор ЛЭП.

¿ЗасяоЕЗЕШст полученных экспериментальных 1 зависимостей по оценке структурной неоднородности центрифугированного бетона и предложений по рациональному проектированию опор подтверждена результатами статистачасхоя обработки опотных данных и удовлетворительная сходишстью результатов численного эксперимента с огштны-ш дсннкш других авторов.

ГЕуячпггета яяттаэтчи» и штагттупгта пун/хнпгпм пяЙпта: Нз основании выполненных исследования для различных топав стоек разработаны практические рекомендации по вьйору рационального соотношения кзжду напрягаемой и ненапрягаемой арматурой. Установлены целесообразные границы отношения момента от вертикальных нагрузок гс полному, позволяющие проектировщику обоснованно назначать величины весового и ветрового пролетов стоек. Разработаны но-иэ граты для оценки несущей способности стоек, а также расчетной прочности по условиям предельной деформативноста и предельной ширины раскротия трещин на различных уровнях эксплуатационной наг-руэси^

Программа итерационного расчета стоек опор ЛЭП по деформированной схеме принята для использования Ростовским институтом "Теплоэлектропроект" и внедрена в учебный процесс Ростовского государственного строительного университета по специальности "Промышленное и гражданское стоите льство".

АпвсЙадШ-ВЗЙсаИ- Материалы диссертационной работы доложены на мевдународной научно-технической конференции С г. Росто&-на~Дону,

19945: научно-технических конференциям профессорско-преподлва тельского состава в РГАС С1994,1935,1996}: на заседаниях слециали эированных семинаров по строительным конструкциям зданий и сооружений и строительным материалам РГАС С19973.

Щ1ШСЯШШ. По теме диссертационной работы имеется иветь публикаций, включая тезисы докладов конференций и научные статьи i сборниках.

ОтруятаТО И QfofiM вебптн. Диссертация состоит, из введения, пяти глав, основных выводов, списка литературы и приложений. Работг содержит 247 страниц машинописного текста) 45 таблиц. 68 рисунков, 13 алгоритмов , списка литературы из 105 наименований, 7 приложений.

СЭДЯР2ШН РАШГЫ

В ттяао ка основа анализа опытных и теоретических ис-

следований Н. Н. Ахвердава. Р. У. Ахмедова. Г. С. Бурлакова. А. А. Кудрявцева. Е. Э. Михильсона, В.А. Невского, А.М. Подольского, В. П ГЬтраЕи, С. Г. Румянцева, Й. SL Щгаериана и др. обосновывается необходимость исследования сТрукхурной неоднородности центрифугированного бетона, закономерности изменения прочности по толимна стенки изделия и целесообразности ее учета в расчетах железобетонных конструкций.

Отмечается, что благодаря работам С. Т. Андросова, В. М. Баггаиева, С. А. Дмитриева, В. EL Каландадэа. А. И. Клюлсова., А. П. Кудзиса. А. И-Кур-носова, В: Н. Лебедева, Т. Р. Нзгорной, Т.М.Певдлъда, Г. П. Пастушкова, Е. А. Чистякова и др. глубоко исследовано напряжанно-дефорьмрованна с состояние аалезобетонных конструкция кольцевого сачания и-разработаны методы их расчета по первой и второй группа предельных состояний.

Однако ряд вопросов, касашихся учета в расчетах нелинейных эпюр напряжений в бетона и арматуре, переменной прочности бетона по^ толщине стенки изделия, соотношения »еящу напрягаемой и ненал-рягаекой арматурой остаются недостаточно изученныци.

Исходя из этого в работе были сформулированы основные задачи исследования.

Во гагатуп»явр приведены методики исследования неоднородности свойств центрифугированного бетона и напряженно-деформированного состояния опор кольцевого сечения.

На основе анализа требований нормативных документов к юачас-

тву ислодшгх сырьевьи материалов был произведен их выбор и обоо-'ноаяна рецептура исследуемых мзлькозернисгнх бетонных сиэсей.

Пэрэд проведением экспериментальных исследований вибрированных и центрифугированных бетонов был обоснован выбор форм и разшров опытных образцов, их количество для сбеспгачсния требуемой достоверности результатов исследований. Определение свойств бетонов производилась на вибрированных образцах-кубах с ребром 7,07 см и цен- -трифугирозенных образцах-цилиндрах диаметром 6,5 см и высотой 8 см.

Методика приготовления, укладки и уплотнения бетонных сыэсай • оставалась постоянной во всех сериях проводи!^ опытов. Уплотненна центрифугированных образцов производилось ка лабораторной центрифуге ЦСЛ-3 по режиму разгон до'скорости врацекия 500 об/мил-2 шн: выдержка при этой скорости.-1 мин, разгон до скорости 1000 об/мин - 2 мин и выдержка при этой скорости - 15 мин. За критерий выбора такого реякцз было принято равное с производственными усло-вияш относительное количество отделяемого при центрифугировании плама. -

Физико-иэханичэские свойства бетонов С средняя плотность, пористость, предел прочности при сжатии} определялись на целых образцах и им СЕрапйзнтах, полученных путей послойной их распиловки на пиле с алмазным диском. Параллельно производилась оценка прочности ультразвуковым методом по специально построаной градуирезоч-ной зависимости. Проведено пять параллельных серий праетх экспериментов. |

Путем, постановки специального опыта с использованием ьэтода_ ыатематического планирования была произведена оценка зависимости неоднородности свойств центрифугированного бетона от изменения расхода цемента в бетонной смеси и ее подвижности. Обработай полученных результатов производилась иатодоы наииэньних квадратов с применением стандартной программы.

В основу методики ¡расчета элементов кольцевого сечения по несущей способности положена приведенная на рис.1 схеыа деформаций и напряжений по высота сечения. При построении эпер деформаций и напряжений в аркатура и бетоне принята следующие исхода® предпосылки: \

- в предельном состоянии элементов деформации арматуры в сечении с трещиной распределены линейно по всей высоте сечения:

- продальная деформация наиболее непряжвнннх арматурных стержней растянутой зоны принимается зависимой только от высоты сщ-

I - -8-

Рис.1. Схема деформаций и напряжений по высоте сечения:

- а-поперечное сечение элемента; б-схема напряжений и деформаций арматуры

в предельном состоянии элемента; в—расчетная эшора напряжений и усилия в

нормальном сечении; г—расчетная схема при определении усилий в бетоне сясагой зоны.

тай зоны сечения:

- зпгра нспржюэний в аршгурэ растянутой зоны криволинейная:

- зпчзэ напряжений в арматура сжатой зоны треугольная:

- капряавния в напрягаемой ещэтуре до приложения анешгей нагрузки постоянны по всей высоте:

- учитшаатся.измэнениа прочности бетона по толщина стен:« сечения:

- учитывается реальная диаграмма " (з - Е " арматурной стали.

Закон изменения напряжений в бетона сжатой зоны принят в виде параболической зависимости, предложенной В. Н. Лебедевым:

С 1 - созЦ> 1 ---

¿1» ж Rb

CID

С 1 - cos ŒB ^

При определении равнодействующей усилий в бетоне сжатой зоны изменение прочности бетона по толщине стенки учитывалось по формуле СЮ).

Нзпряжгкия г» напрягаемой езжетуре сжатой зона и равнодействующая усилий в этой арматуре:

cos if - cos ФЗ

ösp^ - С Rsc- 602) - : С2)

1 - cos Фз

Asp С Rsc -6о2 ). Г*

N'sp - -г- / С casif- cos ©g) dif . СЗ)

A"Cl - cos С®) о

Напряжения в ненапрягаеыой арматуре сжатой зоны и разнояей-ствукцая усилий определяются по формулам С2), СЗ) с подстановкой bus сто С Rsc - бог ) и Asp значения Rsc и As соответственно.

Предельны« деформации наиболее растянутой арматуры опрэделяпт-ся по формула, предложенной В.М. Баташевкм:

£s,raax - 0.001 С3,5 - 4,4 da ) . С4)

где ds, - относительная высота сгагтой зоны.

Дефоризции арматуры растянутой зоны в произвольном сечении: . . cos Фа - cosy

£s = £s, пах - . С 5)

1 + cos- ФS

При определении усилий в арматуре зпязру напряжений по высоте разделяет на два участка. Первый участок карахтеризуетея упругой работой арштуры Сточки 3-4, рис. 16), второй участок соответ-

стоует ноупругой работе арматурыС точки 4-63. Граница между зташ участками определяется центральним углом Фу: Фу ш arccosC cos®g - С 1 + совФ£ 3 £el/£s,maxJ . С6?

где £el - С0,8.б0,2 -6023/Es . C73

В правдах первого участка напряжание в арматура 6s » Es.Es, на втором участке напряжения определяются с учетом диаграммы "6s - Ss" по формула, прздлоканной Ю.П.Гуцей, Б. П. Горячевым:

дбэ ■ 6s/6el - £pl /Са + Ь £j>i3, . С83

гд§ Дб'з - относительная величина приредения' напряжений выпзз предала упругости: а и b - эмпирические коэффициента. £pl - приращение полной деформации, считая от продела пропорциональности стали, в X. С учетом С5Э-С83 равнодействушая1 усилий в напрягаемой ердату-ра растянутой зоны определяется по интегральной зависимости: £s,csx Es Asp ГФУ

f&p «= - J Ccosie - casf)dtf + AspCfaal- 6023С1-Фу/лЗ +

А С1+сс$<ГПЗ

Asp.Es.fs.max j £s,ma«CcosO®-cosip)-.EalCcosffiB-cosip

+- J -;--dip,. C93

. ACl+cosflte) ФУ a + Ь С £s,max-£el3

где гордый чдан правой части уравнения - величина усилий в арда-тура в пределах первого участка, а второй и третий члены - усилия в пределах второго участка.

Форцула для определения равнодействующей усилий в нзналрягас— ьай сдааггура растянутой зоны аналогична С93.

Катодиха расчета изгибаемых и внецентренно сжатых стоек опор ЛЗП по деформированной схеш С рис. 23 предусматривает последовательное затружениа стойки горизонтальной нагрузкой Kh от минимального значения до максимального, при котором наступает разрушение. На каждом этапе загружайся оценивается напряженно-деформированное состояние всех расчетных сечений стойки по высоте, которая разбивается на 10-15 участков. С учетом образования1 трещин по высоте и переменной жесткости строится зпюра кривйзны стойки от внешней нагрузки С рис. 253 и определяются прогибы. Уточняется згт-ра юкзнтов от воздействия вертикальной нагрузки Nv на соотвег-ствуших стрелах прогибов, после чего расчет повторяется на новом этапе эагружания.

Рпс.З. Расчетная схема стойки а—ангара зрививны; б-ошора момента от единичной силы

С учетом изложенных вылэ предпосылок разработана программа расчата стоек опор ЛЗП по лефорьшревгзошгг схегэ и выполнен числен-ныЛ зкепвримзнт. 4

В икШг.ЩЦСЕЕЗ проанализированы результата экспармиэнталькчх исследований неоднородности свойств центрифугированных батонов в стогаш изделия кольцевого сечения.

Исследования проводились в три этапа. На первом, путец" постановки прямых экспериментов изучалась неоднородность свойств све-гэудознзнного виброуплотаяемого и -центрифугированного бетона, на втором - неоднородность свойств затвердевших батонов. На зтах этапах бала отработана ш то дика экспериментов, что позволило на третьем этапе путам математического планирования эксперимента изучить взаимовлияние расхода цемента в бетонной смеси и ее подвижности на неоднородность свойстз центрифугированного бетона по толщина стенки кольцевого сече кия.

Сравнительное данные по оценке неоднородности свойств сае-язуллотке.тшх и затвердевших батонов приведены в табл. 1 и 2.

В отличиз от вибрированного в свежауплотненной бетонной смеси центребякного формования выявлена существенная сегрегация ее компонентов. Кпхцый слой испытываемых центрифугированных образцов ишл свое остаточное В/Ц. что сказалось на неоднородности Зизи-

Таблица 1

Сравнительные данные по неоднородности свойств^ саежауплотненных бетоцрв ■

Слой бетонов смеси в' образце Средная плотность Фактический остаточный расход воды в смеси Фактическое остаточное содержание цемента в смеси С В/ЦЭ ост Абсо-лотчый обьем цементного теста, л

кг/из вариация, X л/мЗ вариация, X кг/ыЗ вариация, X

а) вибрированная бетонная смесь

Верхний Средний Нижний 2282 2295 2296 1.48 0,44 0.58 223 218 219 2,06 3,03 ' 2,01 477 485 488 0.96 1.16 1.19 0.47 0,45 0.45 377 375 376

Весь образец 2290 1.07 219 1.41 484 0,871 0.45 375

63 центрифугированная бетонная сыась

Внутренний • 2230 2.92 142 ■ 6,6 495 0.47 0,287 307

Средний 2338 2,10 133 5,5 478 0,50 0.277 295

Наруяныя 2375 1,51 Д23 5,3 466 1.23 0.263 282

Вась образец 2305 1.07 133 5.0 479 0,99 0.271 294

Таблица 2

Сравнительные данные по оценке структурной неоднородности бетонов

Слой • ■ Средняя плотность бетона Пористость бетона Предел прочности при сжатии

определенный по градуир. зависимости, МПа фактический

кг/ыЗ вариация, X X вариация. X МПа вариация, %

ей вибрированнье образцы

Верхний Средний Низший 2260 2268 2268 0,93 1,28 1.08 16,72 16,42 16,42 4,7 6,4 5,9 50,66 52,06 51.20 • 51,28 52,08 51.72 4,03 4.84 3.02.

Весь образец 2270 1,40 16,40 '4.9 51.53 51.54 0,80

б), центрифугированные образцы

Внутренний Средний Наружный 2270 2317 2356 0,51 0.31 0,33 16,23 14,40 13,30 2.10 1,62 2.78 59.22 , 64.93 72.78 60,26 65,04 73,89 3.51 - 2.64 4.40

Весь образец 2314 0,20 14,77 1.62 67.30 67,13 1.91

ко-иэханических свойств затвердевшего бетона. Так, разница в средней плотности бгтона наружного и внутреннего сдоев образца составляла около 4%, а пористость внутренний сдоев более, чем на 18% превышала пористость наружным. Для вибрированных бетонных образцов была характерна несущественная структурная неоднородность.

Фактический предел прочности при сжатии центрифугированного. батана таю®, изменялся в широких пределах. Во внутренних слоях он составлял в среднем 60,2 МПа, на наружных увеличивался до 73,8 МПа, тогда как средний предел прочности бетона при сжатии, опреде- • ленный на целых образцах, составлял 67,1 МПа С рис.33. У вибрированных образцов колебания фактической прочности бетона по высоте оставались небольшими.

, Математическая обработка опытных данных позволила описать закономерность изменения прочности центрифугированного бе'гона по талшна станки изделия следующим уравнением! . . ЯЬС<ГхЗ=й&1+2.064 <Гх+18.389.<Гх2, с 103

гд® РЬ1 - прочность бетона на внутренней поверхности изделии, МПа; - относительная толщина стенки изделия.

Относит, толщина образца

Рис.3. Изменение прочности бетона по толщине образца:

—— центрифугированные; — — вшЗрировашше л л - 1-я серия; 9 о — 2-я серия; в □ — 3-я серия; ▼ V — 4—я серия; ++-б—я серия.

-14- 'ч '

В проведенных наш опытах отношение прочности центрифугированного батона на внутренней поверхности образца CRM3 к средней (RfO изменялось в пределах 0,87-0,34.

Среда большого разнообразия технологических факторов, окази-валоих влияние на неоднородность структуры центрифугированного бетона по толщине стенки кольцевого сечения изделия, наиболее значимы расход цемента в бетонной сшси и её подвижность. Первый фактор можат меняться в пределах 400-600 кг/vß в зависимости от марки и активности используемого цемэнта. Второй Фактор колеблется иэ-за отсутствия должного контроля за влажностью применяемых заполнителей. '

Взаимовлияние перечисленных факторов на закономерности изменения прочности центрифугированного бетона в стенке изделия была исследована путем реализации двухфакторного эксперимента. Анализ его результатов позволил установить, что расход цемента влияет на изменения прочности значительное, чем подвижность 'бетонной смеси. Однако при всех вариантах изьенэния изучаемых Факторов закономерности изменения прочности центрифугированного батона по толщина стенки изготовляемого изделия оставалась неизменной. Она ' описывалась уравнением СЮ).

Чч-тартга? пвяа» посвящена исследованию влияния различных Факторов на несуну» способность и расчетную прочность стоек по ре- • зультатам численного эксперимента.

Для проверки достоверности результатов расчета по разработанной программе бьши рассчитаны опытные цилиндрические и ^конические центрифугированные стойки других авторов С С. Т. Андросова, Буджвлла-ла АбдаяъуахабаЭ. Результата сопоставления опытных и теоретичзс-ких данных показали, что отклонения по несущей способности на зависят от параметров конструкции С сачания, армирования, гибкости} и составили в преднапряжанных стойках С 4+6,53%, а в ненапряженных СО,75+7,74DX. При этом опитая несущая способность у большинства стоек превышала расчетную.

В качестве опытных образцов для численного эксперимента были приняты наиболее типичные стойки опор высоковольтных линий электропередачи по ГОСТ 22887.0-85, 22687.3-85 С цилиндрические длиной 20 м, 22 м, 26 м и конические длиной 22 ы и 26 м). План численного эксперимента предусматривал испытание для каждого типа стоек по 15 образцов, отличающихся суммарным коэффициентом ' армию ваши J^s, tot=Cl+4,7)% и отношением площади напрягаемой арматуры к пол-

ной Asií/As, tot»CO+l,OD с шгаи 0.25.

С учэтои ызжнения отногэния юыентоэ от вертикальных нагрузок гс полному Mv/K»0: 0,2: 0,4 количество опытных образцов для кйздого типа стоек увеличивалось до 45.

Анализ результатов расчета стоек по несущей способности показал, что с увеличением содержания напрягаеыой арштуры Asp/As. tot нвблвдазтся плавное С близкое-к линейному} снижение несущей способности стоек, которое возрастает с увеличением процента армирования J*- s, tote рис. 4).

Эта законошзрностъ справедлива как для цилиндрических, так и конических'стоек. При этом в цилиндрических стойках с низким коэффициентом армирования j«s,tob»C2.&-2,73X изменение Asp/As, tot от 0 до 1 приводит к умзньшнию несущей способности на С5,6»8,4)2. При высоких /<s,tat«C4,5+4,7)2 аналогичное изшнанш Asp/As,tot сникает не.сувдга способность на (11.3+16.7)2. В конических 'стойках наблюдается значительно большее умзныазние на суке й способности, которое достигает 24,71.

кН.м едголч-ецго.э 1800 1400 1000 800

200

1 ¿¿s,tot= 2,5%

_ К

¿2S

СЦ20Л1-гСЦ20.15 £¿s,tot= 4,5%

0,0 0,25 0,5 0,751,0 0,0 0,25 0,5 0,75 1,0

' Рис.4. Изменение несущей способности и расчетной -прстаосгк стоек при Му/М=0,2:

1- по условиям прочности(У):

2- по предельной ширине раскрытия трещнн(Масгс);

3- до предельному прогнбу(Ш).

Сравнение несувгей способности стоек, определенной о методике норы и методике автора показало, что для всех тапог опор при про цангах армирования больше граничного нормы завышает несущую способность причем том большэ, чем выюз коэффициент 'армирования. Хорошее совпадение имеет »¿сто при процентах армирования, близ-: ких к граничному. ,

Нормативные ограничения ширины раскрытая трещин и прогибов приводят к значительному снижению расчетной прочности стоек по сравнению с их несущей способностью. При малом содержании напря- • гаемэй арматуры Asp/As, tot>OrO» 25 расчетная прочность уменьшатся в 2 и более раз. С увеличением Asp/As, tot. наблюдается сблияа-ниэ графиков расчетной прочности и несущей способности Срис.43. Прй этом расчетная прочность по условии предельной ширины раскрытия традин как правило превьшзат прочность по условии предельной дЕЙЯРиативноеш.

Представляет интерес- влияние отаоавния момента от вертикальных нагрузок к полному Mv/M на нзшизиив расчетной прочности по условиям второй группы предельных состояний. Анализ, показал, что с увеличением доли из манта от вертикальных нагрузок Mv/M расчетная прочность цилиндрических и конических стоек по условию прздадьной. деформапизности MF и условии предельной шрикы раскра-, тия трецин Масгс снижается. Наблюдается больше влияние отнош-нкя Mv/M на снижение Масгс чем на НГ Срис. 5аЗ.

Для наиболее типичного соотношения Asp/As, tot>0,25+0,75 измене ниа Mv/M от 0 до 0,4 приводит к снижению прочности Масгс на С5*423% в цилиндрических стойках и на С4+403Х в конических. - При этом прочность Mf уменьшатся на С&*303% в цилиндрических стойках и на С8+253X в конических.

Проведанные исследования показали, что с увеличением гибкости стоек их расчетная прочность по условиям предельной деформатив-ности Mf и предельной ширины раскрытия трещин Масгс снижается С рис. 56). Для соотношния Asp/As, tot* О, 25+ 0,75 й Mv/M«0,2 изменение гибкости цилиндрических стоек с 53,5 до 75 придела к уменьшении расчетной прочности Mf на С2£>123Х, а прочности Масгс на С10+43X. Больший процент снижения прочности соответствует большему отношению Asp/As, tot.

Изменение гибкости конических стоек в реальных пределах от 52.3 до 64.6 привело к снижению прочности Mf на С10,5*5,43%, а прочности Масгс на С6»6,83Х.

а)

Мастс, Hí(eH.u)

б) . Насгс, Ш(иН.ц)

Рис.5. Зависимость расчетной прочности стоек:

а-от отношения конентов Mv/lí: б-от гибкости.

l(l,)-Asp/Afl.tot=0.25; 2(2')~A8p/AS,tot=0,50. — — по предельной ширине раскрытая трещин, Uaoro(l',2'); - по продольному прогяб7, Mf(i,2);

г

В шшВ,. глаза рассмотрены результаты расчетов трещиностойкос-ти и дефориативности стоек опор ЛЭП.

Анализ показывает, что шмент образования трещин Мсгс существенно . повышается с увеличение« коэффициента армирования /is, tot к содержания напрягаемой арматуры Asp/As, tot. При этом большзиу ys.tot соответствует болывзе прирадение Мел:. Так, напришр, в цилиндрических стойках с .As, tot»2,52 изменение Asp/As, tot от 0 до 1 увеличило Мсгс в 3,45 раз. Аналогичное изменение Asp/As, tot в стойках с c/'s. tot-4,52 привело к увеличат® Мсгс в 4,5 раз. Этот вывод справедлив для всех типов стоек при загружают только горизонтальной нагрузкой, т.е. при Mv/M=0. С увеличением доли ыодакта от вертикальных нагрузок JMv/M влияние As, tot, и Asp/As, tot. на Mere уменьшается.

На относительный уровень трешкообразования Mcrc/V основноа влияние оказыашт отноизниз Asp/As,tot. При зтои в цилиндрических стойках коэффициент ерялровакия .As, tot практически не влияет на грайош зависимости Mcrc/V от Asp/As, tot.

Аналогичная закономерность прослеживается и в конических стойках при процентах ераирования ^s,tot>2,52. В стойках с ыеньшы коэффициентом аршрования наблюдается незначительнее увеличение Mcrc/V с увеличением .As, tot.

Проводя аналогии с изменением несуазй способносга стоек от i^s, tot можно заключить, что заметная зависимость относительного уровня треашнообраэовадая Mcrc/V от .As.tot при малым коэффициентах армирования связана с незначительным изменением несущей способности V при малых /^s,tot.

Кзшкениэ Mv/M от 0 до 0,4 приводит к незначительному увеличена» относительной трещиностойкоста стоек,на С 2+6)2 назависиш от отношения Asp/As, tot. Этот вывод справедлив как для конических, так и для цилиндрических стоек. *

Анализ результатов изменения шриш раскрьпия трецин Caere показывает, что её зависимость от Asp/As, tot близка к линейной. Коэф&щиент аршровашя tot почти не влияет на характер этой зааисидасти в цилиндрических стойках. Поэтому графики acrofCAsp/As, tot) для стоек, одного типа при различных iAs,tat ос таится параллельным.

4

Отношение Mv/M оказывает существенное влияние на ширину раскрьпия трещин. Для всех типов стоек увеличение Mv/M приводит к ■ увеличению eicrc.

изменением Mv/M от Q до 0,4 приращение ширины раскрутил тре-аин яри низких значениях Asp/As, tot>0 0,25 достигает С 22+53) X. При высоких значениях Asp/As. tot*0,5+1,0 и болылин процентах аркмрова-Н1-Л J's, tot=C2,5»4,5)X ширина расхрытая трещин увеличивается в несколько раз.

Выполненный вкзе анализ трещиностойкости опор относился к стадии разрушения. Однако для практических целей больший интерес представляет состояние стоек в эксплуатационной стадии. Г!аиболее характерным для этой стадии является максимальный ьаоиент Mf, соот-ветствущиЯ предельно допускаемому прогибу.

Анализ показывает, .что при предельно допускаемых прогибах ширина раскрытая трещин осгс для подавлявдего большинства стоек оказывается мэньго допускаемой 0,2 мм. Исключение составляют отдельна стойки с кизюш процентом армирования и малым содержанием прзднапряжэкной арматуры.

Как и следовала ожидать неиболъкее влйяние на прогибы стоек оказало количество капрягаашй арыаггуры Asp.

Анализ показывает, что зависимость прогибов от отношения А . p/As. tot для всех типов стоек носит нелинейный характер. При зтоы виз" Функции Fmyf С Asp/As, tot) для каждого типа стоек практически на зависит от суммарного коэффициента аршро'вания .As, tot.

Сравнение прогибов, вычисленных по методике Руководства по проектированию опор ЛЗП и принятой в работа методике, показывает, что нормы занижает1 расчетные значения прогибов для большинства стоек. Это объясняется тем, что при расчете по ' деформированной • схош, принятой в настоящей работе, учитывается снижение яестеос-ти стоек по высота после появления трещин, что приводит к уволиче-дав прогибов.

Повышение процента армирования стоек, при прочих равных условиях, очень незначительно снижает их прогибы Сна 0,2+2,1%).

Увеличение шиента от вертикальных нагрузок и отношения Mv/M приводит к повышению прогибов. Это справедливо для всех типов стоек при лсбъи процентах армирования. .

Для наиболее типичного отношения Asp/As,tot=0,5+0,75 изменение Mv/M от 0 до 0,4 привело к увеличении прогибов цилиндрических стоек 0120 на С17+18)%. CU22 на С13+16)%, СЦ26 на С8+13)%, кони-s ' ческих стоек СК22 на (16+19)*, СК26 на С9+16)%.

Выполненные исследования позволили построить номограммы изменения относительной прочности стоек по условиям предельной дефор-

метмвноста Mf/V=fCAsp/As, tot) и предельной ширины раскрытия трещин Macrc/V=fC Asp/As, tot) при различных значениях коэффициента армирования s» tot и отношения Asp/As, tot.

Практическая значимость этих графиков в том, что они позволят- определить для заданного уровня эксплуатационной нагрузки до-пуспшьЕ пределы измёнения Asp/As, tot , при которых удовлетворяются все требования предельных состояний. Составлена таблица допускаемых пределов изменения Asp/As,tot для всех типов стоек при эксплуатационной нагрузке, составляшай 60Ï от разрушавшей.

Анализ показал, что с увеличением Mv/M значительно сокрацаот-.ся допустимые пределы Asp/As, tot. Так, например, в цилиндрических стойках СЦ20 при Mv/M=0 диапазон изменения Asp/As, tot составляет СО,Q&-1,0), а при Mv/H=0,4 допускаемш пределы Asp/As,tat« С0,65»1,0)Х.

Следует застать, что с увеличением Asp/Аз,tot уьаньЕсатся возшжность экономичного распределения кеналрягаамоя ариатуры путем ее обрыва по высоте стойки, а' повышенное содержание напряг^-кой ерштура создаэт больсиа зспасы прочности п верхней зоне.

С учётом этого в работе выполнен численный анализ экономичного ■ распрёделакия арматуры, по высоте стоек и определены максимальные уровни относения моманта от вертикальных нагрузок к гшльному С Mv/Ю Установлено, что максимальный уровень СМу/Ювах уменьшается с увеличением гибкости стоек и рекомендуется принимать его не больше следущих значений: для стоек Щ20- CMv/Ю^ах »0.4, для стоек ОД22-С Mv/Ю »ах » 0, 2 , для стоек Qjgfi. СК22, СК26-CHv/Ювах < 0,2. . '

РЦЙП/fj

1. Экспериментальные исследования подтвердили структурную неоднородность центрифугированного бетона, вызванную сегрегацией •бетонной спаси при центробежном уплотнении. Центрифугированный бетон, в отличие от виброуплотняешго. обладает значительным разбросом физико-маханических свойств по толщине стенки кольцевого сечения изделия. '

2, В наших опытах разница в средней плотности затвердевшего бетона наружного и внутреннего слоев составляла около АХ, а общая пористость бетона во внутренних слоях более, чем на 18% превышала пористость наружных слоев. \

Сактический предал прочности при слагай центрифугированного бетона такжэ кзхкнястся в пмроких пределах. В средней по пяти сериям зкспэришнта он составлял 67.1 МПа. прмчем во внутренних слоях его величина снизилась до 60,2 МПа. а а наружных - возрастала до 73,8 МП&. }

3. Установлена параболическая зависимость прочности центрифугированного бетона от относительной толщины стенки кольцевого сечения изделия и определены величины ей эшерических коэффициентов.

4. Разработана программа расчета на ЭВМ центрифугированных • стоек- опор ЛЭП по дэ Формирспанной схеиа с учетом нелинейных эпюр напряжений в батона и арматуре по высоте сечения-и проведены об-

■ шрные численные эксперименты по исследованию нЕпряжвннр-дефорш-рованного состояния цилиндрических и конических стоек, в которых варьировались разгеры сечений, гибкость, суммзрньй коэффициент ер-' шрования, соотаогаэние между напрягаемой и нанапрягаемоа яршту-рсй, отношений мзиэнта от вертикальных- нагрузок к полному Mv/M.

5. Численные эксперименты позволили, определить для цклинда*-ческин и конических стоек значения сушаркого коз(йнииента ерда-ровсиия /'s. tot, соотватствухдаго граница кеаду первш и вторш случазм разрупеиия.

Установлена, что при процентах срмирования больна граничного несущая способность всех типов стоек, определенная по ьетодика ' ногз«, превызает несушув способность стоек по штодкса автора. Хороша совпадение ишет место при процентах арашрования, близких к гр0ничн0му.

6. Расчетная прочность цилиндрических и конических стоек по условиям предельной ширины раскрытия треща: Масгс и прад-зльного прогиба MF увадичивается с увеличением суммарного коэффициента ер-)ЛФоеа!гия ^s, tot и содержания напрягаемой арматуры Asp/As. tot. При -этом прочность по условие предельной шрины раскрытия трещин превышает прочность по условию деформативностм.

- С увеличением до .то момента от вертикальных нагрузок Mv/M и. гибкости стоек расчетная прочность, по условию предельной дефорла-тивности Mf и условию предельной ширины раскрытия третий Масгс снижается. Наблвдается большее влияние отношения Mv/M на снижение трединостойкоста чем на снижение деформативности.

7. Момент образования трещин цилиндрических и конических стоек нелинейно' возрастает с увеличением содержания напрягааюй арыатуры Asp/As, tot и суммарного коэффициента армирования .As, tot.

<

Ддя веек типов стоек зависимость -относит- льного уровня треву*-.необразованна Mcrc/V от со да ржания напрягаемой адаатура Asp/As, tot близка к линейной.

В цилиндрических стойках относительный уровень трещинообразо-вания практически не зависит от суммарного коэффициента армирования. Аналогичная закономерность прослеживается и в конических стойках при /<s, tot>2,5%. В стойках с меньшим коэффициентом армирования наблюдается незначительное увеличение относительного уровня Mcrc/V при увеличении ^s.tot.

8. Зависимость сирины 'раскрытия трещин от отнокгния Asp/As, tot для всех типов стоек близка к линейной. Коэффициент армирования J4z. tot на влияет на характер этой зависзшэстм в цилиндрических стойках. В конических стойках нэблядаатся незначительное снижение влияния ч/te.tot на ширину раскрытия треаин eicrc с увеличением Asp/As, tot.

Увеличение доли момента от вертикальных, нагрузок Mv/M приводит к значительному повышении еирины раскрытия трещин как в стадии 'разрушения, так и в эксплуатационной стадии, toi этом большему суммарному коэффициенту армирования и болыззыу отношзнию Asp/Äs, tot соответствует большее прирацение асгс, которое изменяется в больших пределах.

0. Наибольшее влияние на прогибы цилиндрических и конических стоек оказывает отношение Asp/As, tot. Зависимость прогибов от Asp/As, tot для всех типов стоек носит нелинейный харзктар. . При этом суммарный коэффициент армирования практически не влияет на вид функции fn¡>fCAsp/As,tot).

Расчет по деформированной схеме позволил установить, что нормы занижает расчетные значения прогибов стоек. Различив в прогибах, вычисленных по деформированной схеме и методике норы, завд--сит от типа стоек их гибкости, стношния Asp/As, tot и колеблется в пределах СО. 5»20,93%.

С увеличением доли момента от вертикальных нагрузок Mv/M прогибы всех типов стоек повышается.

10. Построены номограммы изменения относительной прочности стоек по условиям предельной дабсрмативности Mf/V=fCAsp/As,tot) и предельной ширины раскрытия трещин Macrc/V«fCAsp/As, tot), позво-лязщиа определить допускаемые пределы изменения отношения площади напрягаемой арматуры к полной Asp/As, tot для заданного уровня эксплуатационной нагрузки. Приведена таблица рациональных пре-

дедов изменения Агр/АгЛоЬ для различна^ уровней отношения иошн-тз от вертикальных нагрузок к полному Му/М.

11. Выполнен анализ зконошчного распределения ненапрягаемой ар&гатуры га высоте стоек при различных значениях Му/М и для всех типов стоек определены ыассимальныз уровни СМу/Ю"«**.

Основные положения диссертации и результата исследования опубликованы в следущих работах.

.1. Сувал Р.,Щуцкий В.Л.,Ткаченко Г.А. Исследование неоднородности свойств бетонных смесей и бетонов при различных способах уп- ' лотнения // Материалы ыалщународной научно-технической конференции, Росто&-на-Дэну, 1994. -С 206-203.

, 2. Суезл Р., Шуцкий В.Л. Влияние структурной неоднородности центрифугированного бетона на его прочность в изделии // Сборник. Рс сто&-ка-До ну: - СЕВКАВНИПИАГРОПРСН 1935. -С 60-65.

3. Сувал Р., Шуцкий В. Л., Ткачэнко Г. А. Эксшрашзнталънш исследования неоднородности центрифугированного бетона по толкине станки кольцевого сечения // Сборник. Ростоэ-на-Дзну: -СЕВКАВКИГИ-АГРОПРОМ, 1995. -С 65-70.

4. Сувал Р., Шуцкий В.Л. Влияние сочетания нопрягазыой и не-напрягаеиой арматуры на прочность, трещиностойкость и дЕфоршции цонтрифуп^рованных железобетонных элементов кольцевого сечения //Сборник. Ростов-на-Дону: -СЕВКАВНИГОДГРОПРСМ. 1996. -С 23-36. ">

5. Сувал Р., Иушшй В.Л. Дефорьюгавность и трединостойкость железобетонных опор,ЛЭП при различных соотношениях ыедду горизонтальными и, вертикальными нагрузками //Сборник. Ростов-на-Дону: -СЕВКАШМТЙАГРОПРСМ, 1996. -С 37-39.

6. Сувал Р., Щуцкий В.Л Рациональное проектирование цилиндрических и конических опор ЛЗП // Международная научно-практическая конференция: Тезисы докладов, институт-промыаленного и гражданского строительства. -Ростов-на-Дону: РГСУ, 1997.

-ЛР 020818 от 20.09.93. Подписано в печать 4.04.97. Формат 60 X 84 1/16, Бумага писчая. Ризограф. Уч.-изд. л. 1,3.' Тираж 100 экз. с

Редакционно-нздательский центр Ростовского государственного ст;;иитель-

гого университета.344Ô22,г.Ростон-на-Дону,ул.Социалистическая »loi;