автореферат диссертации по строительству, 05.23.05, диссертация на тему:Трубобетонные колонны из высокопрочного самоуплотняющегося напрягающего бетона

На правах рукописи

005019254

РЕЗВАН Игорь Васильевич

ТРУБОБЕТОННЫЕ КОЛОННЫ ИЗ ВЫСОКОПРОЧНОГО САМОУПЛОТНЯЮЩЕГОСЯ НАПРЯГАЮЩЕГО БЕТОНА

Специальность 05.23.05 - Строительные материалы и изделия 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

2 6 ДПР'¿012

Ростов-на-Дону

2012

005019254

Работа выполнена в Ростовском государственном строительном университете

Научные руководители: доктор технических наук, профессор

Несветаев Григорий Васильевич

доктор технических наук, профессор Маилян Дмитрий Рафаэлович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Батаев Дена Карим-Султанович, директор комплексного НИИ им. Х.И. Ибрагимова РАН

доктор технических наук, профессор Устарханов Осман Магомедович, заведующий кафедрой Промышленного и гражданского строительства Дагестанского государственного

технического университета

Ведущая организация: ООО "Севкавнипиагропром"

Защита состоится "18" мая 2012 г. в 9:00 на заседании диссертационного совета ДМ212.207.02 при Ростовском государственном строительном университете по адресу: 344022, г.Ростов-на-Дону, ул.Социалистическая, 162, корпус 1, ауд. 232. Т/ф 8(863) 2635310, 2277568; e-mail: dis_sovet_rgsu@mail.ru

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Ростовского государственного строительного университета.

Автореферат разослан "16" апреля 2012 г.

Ученый секретарь диссертационного совета кандидат технических наук, доцент

— НалимоваА.В.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность работы. Трубобетонные конструкции получили распространение с 20-х гг. прошлого столетия, когда по результатам исследований различных ученых было установлено, что в условиях бокового обжатия прочность каменных материалов в продольном направлении может существенно возрастать. Многочисленные исследователи как в России, так и за рубежом отмечают ряд преимуществ при использовании трубобетона в центрально-сжатых элементах по сравнению с железобетонными аналогами. Кроме прироста несущей способности (до 35% и более) вследствие упрочнения бетонного ядра, обжатого оболочкой, другими немаловажными преимуществами являются отказ от опалубочных и арматурных работ и, соответственно, упрощение процесса бетонирования из-за отсутствия внутреннего арматурного каркаса, повышение скорости производства работ и снижение издержек. Трубобетонные элементы отличает высокая надежность, обеспеченная квази-пластическим характером разрушения в случае превышения допустимых нагрузок на конструкции, тогда как разрушение железобетонных колонн, в особенности из высокопрочного бетона, имеет зачастую взрывообразный характер. Поэтому даже перегруженный трубобетонный элемент перед разрушением оставляет возможность эвакуации, повышая уровень безопасности зданий и сооружений.

Вместе с тем в основном преимуществе трубобетона - сочетании бетонного ядра и стальной оболочки, кроются и его возможные недостатки. Так, вследствие разницы в коэффициентах Пуассона стали (ус=0,3) и бетона (Уь=0,2 на начальных стадиях нагружения), а также усадки бетона, даже в условиях замкнутого пространства трубы бетонное ядро может работать независимо от стальной оболочки. При этом, во-первых, отсутствует эффект бокового обжатия и соответственно упрочнения бетонного ядра, а во-вторых, невозможно полностью использовать ресурс обжатия стальной оболочки в

связи с наличием в ней продольных напряжений. Зачастую лишь часть прочности стальной оболочки (до 40%) используется для создания усилий обжатия в бетонном ядре. К тому же есть опасность потери локальной устойчивости стальной оболочкой при малой относительно диаметра толщины стенки вблизи перехода в пластическую стадию и возникновения усилий обжатия, при этом несущая способность трубобетонного элемента может резко снижаться. Подобное явление отслоения или слабого контакта между ядром и оболочкой до начала интенсивного трещинообразования в бетоне и перехода стали в пластическую стадию известно как дилатационный эффект.

Указанное выше, а также отсутствие общепризнанных инженерных методик расчета несущей способности трубобетонных конструкций с учетом эффекта обоймы, недостаток экспериментальных данных о работе высокопрочных бетонов в условиях пассивного бокового обжатия предопределяет актуальность исследований по оценке несущей способности трубобетона с применением высокопрочных бетонов (В40 и выше), в том числе на напрягающем цементе, как одном из известных средств компенсации дилатационного эффекта. Особый интерес представляет исследование трубобетонных конструкций с оболочкой из отдельных колец, разработанной автором.

Цель работы: выявление основных закономерностей напряженно-деформированного состояния при компенсации дилатационного эффекта посредством применения напрягающего самоуплотняющегося бетона в трубобетонном элементе с традиционной оболочкой, а также с оболочкой из отдельных колец, и совершенствование инженерных методов расчета несущей способности и подбора сечения трубобетонных элементов. Для достижения поставленной цели необходимо решить следующие задачи: - разработать методику подбора составов высокоэнергоэффективных напрягающих цементов (НЦ) и бетонов на их основе для применения в

трубобетонных колоннах с целью улучшения их прочностных и деформатнвных характеристик по сравнению с аналогами для портландцементных бетонов того же класса;

выявить основные закономерности влияния современных суперпластификаторов (СП) на текучесть цементных суспензий, прочность, самонапряжение, собственные деформации цементного камня НЦ;

- выявить основные закономерности влияния условий твердения (водное, воздушное, «герметичное») на расширение и самонапряжение НЦ с СП на основе эфиров поликарбоксилатов;

- разработать методику и установить основные закономерности упрочнения бетонного ядра трубобетонных колонн в продольном направлении от радиальных напряжений обжатия, возникающих в нем вследствие ограничения развития поперечных деформаций;

- усовершенствовать конструкцию стальной оболочки для уменьшения дилатационного эффекта и изучить напряженно-деформированное состояние коротких центрально-сжатых трубобетонных элементов с классической и модифицированной оболочками с ядром из самоуплотняющихся бетонов на основе как портландцемента, так и НЦ;

- разработать методику расчета прочности трубобетонных элементов на центральное сжатие в зависимости от прочностных характеристик исходных материалов, соотношения толщины стенки трубы и радиуса бетонного ядра, вида бетона с учетом работы элемента в упругопластической стадии;

- разработать методику подбора сечения при проектировании центрально-сжатых трубобетонных элементов.

Научная новизна работы:

- развиты научные представления и установлены основные закономерности влияния СП на текучесть цементных суспензий и прочность, самонапряжение, собственные деформации НЦ;

- установлено влияние условий твердения (водное, воздушное, «герметичное») на собственные деформации, самонапряжение и прочность цементного камня НЦ с СП на основе эфиров поликарбоксилатов;

- выявлена зависимость прочности бетона от активности НЦ, качества заполнителей, водоцементного отношения, условий выдерживания, типа и дозировки СП и условий ограничения развития деформаций при твердении;

- выявлена зависимость самонапряжения бетона от энергетической активности НЦ, содержания цемента, водоцементного отношения, условий выдерживания, типа и дозировки СП и условий упругого ограничения развития деформаций при твердении;

- развиты научные представления о влиянии содержания извести на различных этапах формирования структуры цементного камня НЦ на кинетику процессов расширения и самонапряжения;

- уточнены общие закономерности изменения радиальных напряжений обжатия в бетонном цилиндре от продольных напряжений при упругом ограничении развития поперечных деформаций;

- выявлена зависимость деформаций от приведенных нагрузок при неравномерном трехосном сжатии бетона и определены параметры его трехлинейной и нелинейной диаграмм «напряжения - деформации»;

- выявлены общие закономерности напряженно-деформированного состояния центрально-сжатых трубобетонных элементов с модифицированной оболочкой с пониженным уровнем продольного нагружения.

Достоверность основана на соответствии полученных результатов и выводов положениям современного бетоноведения, использовании поверенного испытательного оборудовании и средств измерения, статистической обработке экспериментальных данных автора и других исследователей с применением методов математической статистики и компьютерных программ, исключающих случайные ошибки.

Основные положения, выносимые на защиту:

- методика подбора и состав высокоэнергоэффективного НЦ, результаты исследований его собственных деформаций, самонапряжения и прочности с учетом вида и дозировки СП и условий твердения;

- методика экспериментального исследования напряженно -деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия и модель работы бетона в трубобетонной колонне;

- результаты экспериментального определения напряженно-деформированного состояния и диаграммы «напряжения-деформации» высокопрочного напрягающего самоуплотняющегося тяжелого бетона в условиях пассивного бокового обжатия стальной оболочкой;

- предложение по оценке прочности бетонного ядра трубобетонных колонн в сравнении с экспериментальными данным и известными зависимостями.

Практическое значение работы:

- разработана методика расчета состава напрягающего бетона по требуемым значениям прочности и самонапряжения;

- разработана методика экспериментального определения напряженно-деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия;

- разработана инженерная методика расчета прочности трубобетонных элементов на центральное сжатие в зависимости от прочностных характеристик исходных материалов, соотношения толщины стенки трубы и радиуса бетонного ядра, вида бетона с учетом работы элемента в упругопластической стадии;

- предложена методика подбора сечения для проектирования экономически эффективных центрально-сжатых трубобетонных элементов.

Внедрение результатов. Разработаны «Практические рекомендации по использованию трубобетошшх колонн из высокопрочного самоуплотняющегося напрягающего бетона», переданные ООО "Севкавнипиагропром", "Ростовский ПромстройНИИпроект", а также ООО "Югстройпроект" для использования в практике проектирования.

Результаты диссертационной работы внедрены в учебный процесс в Южном федеральном государственном университете, Ростовском государственном строительном университете, Майкопском государственном технологическом университете.

Апробация работы. Материалы диссертации докладывались и обсуждались на Международных научно-практических конференциях "Строительство-2009...2011", Ростов-на-Дону: РГСУ, 2009...2011 гг. соответственно, Международной научной конференции "Интеграция, партнерство и инновации в строительной науке и образовании", Москва: МГСУ, 2011 г.

Публикации. По теме диссертации опубликованы б работ, в т.ч. 4 - в изданиях, рекомендованных ВАК РФ.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов по диссертации, списка использованной литературы из 173 наименований и приложения. Изложена на 203 страницах машинописного текста, включая 86 рисунков, 11 таблиц.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В первой главе представлен анализ известных экспериментальных данных о несущей способности трубобетонных колонн, оценок напряженно-деформированного состояния (НДС) бетонов при трехосном неравномерном сжатии, предложений по определению несущей способности коротких центрально-сжатых трубобетонных колонн, зависимостей упрочнения бетона от величины бокового обжатия бетонного ядра стальной оболочкой. Исследования в этой области рассмотрены в работах И.В. Аткишкина, О.Я.

Берга, М.Ш. Гареева, A.A. Гвоздева, А.Н. Жиренкова, Н.И. Карпенко, А.И Кикина, C.B. Коврыги, А.Л. Кришана, К.С. Кузнецова, Л.К. Лукши, А. И. Маркова, К.А Пирадова, В.А. Росновского, А.И. Сагадатова, P.C. Санжаровского, Б. Г. Скрамтаева, А.И. Шахворостова, X. Шнайдера и др.

Выявлено, что, во-первых, отсутствует единое мнение о влиянии условий обжатия на повышение несущей способности бетона в ядре. Во-вторых, значительная часть исследований выполнена с применением бетонов с относительно невысокой прочностью (В15...В35). В-третьих, в предельном состоянии по несущей способности не выявлена однозначная зависимость уровня продольного нагружения стальной оболочки от параметров сечения и характеристик материалов, составляющих трубобетонный элемент, и не до конца изучен характер распределения усилий между бетонным ядром и оболочкой. В-четвертых, недостаточно изучены методы компенсации дилатационного эффекта. Указанные обстоятельства обуславливают актуальность исследований по разработке составов, изучению свойств высокопрочных напрягающих самоуплотняющихся бетонов с целью компенсации дилатационного эффекта и оценке несущей способности трубобетона на их основе. В работе рассматриваются два из трех известных методов устранения дилатационного эффекта: химическое преднапряжение бетонного ядра и изменение конструкции оболочки с целью прекращения передачи в ней продольных усилий, так как механическое преднапряжение бетонного ядра на нынешний момент достаточно подробно изучено А.Л. Кришаном.

Во второй главе диссертации представлены характеристики материалов, использованных в экспериментальных исследованиях, описана методика проведения экспериментов. Экспериментальное исследование влияния величины бокового обжатия ядра трубобетонного элемента на упрочнение бетона выполнялось на цилиндрических образцах длиной 500 мм и диаметром

100 мм. Полные диаграммы деформирования получены для стальных труб, бетонных и железобетонных цилиндров, трубобетонных элементов классических и с оболочкой из отдельных стальных колец с промежуточным тонким швом из низкопрочного герметизирующего пластичного материала. Толщина стенки стальной оболочки составляла 6 и 8 мм. Всего испытаны 63 цилиндра (по три образца каждого типа). Величина разрушающей нагрузки составляла от 375 до 1800 кН, шаг нагрузки 50 кН. Замер деформаций выполняли 4 парами датчиков часового типа, установленных на специально разработанную цилиндрическую станину, фиксируемую на образце через мягкие упругие прокладки для предотвращения восприятия станиной усилий распора, возникающих в образцах. В процессе испытания показания снимали непосредственно после подачи нагрузки и после полного прекращения или значительного падения интенсивности пластических деформаций. '

Поперечное обжатие бетона определяли на образцах с оболочкой, набранной из колец как

еЕЛ

о0=-Г~ (1)

где модуль деформаций стали Ec=f(s) принимали с учетом зависимости напряжений и деформации для стали в одноосном напряженном состоянии.

В третьей главе в развитие исследований в области НЦ и бетонов на их основе, выполненных Г.А. Айрапетовым, Ю.М. Баженовым, A.B. Багудаевой, М.И. Бейлиной, П.П. Будниковым, И.В. Кравченко, А.И. Звездовым, Г.С. Кардумян, Т.В. Кузнецовой, С.Л. Литвером, В.В. Михайловым, Г.В. Несветаевым, А.И. Панченко, И.Я. Харченко и др., изучена возможность регулирования кинетики расширения и самонапряжения НЦ посредством изменения концентрации извести на разных стадиях процесса с учетом влияния суперпластификаторов и условий выдерживания, разработана методика подбора составов высокоэнергоэффективных НЦ, изучены свойства

высокопрочных самоуплотняющихся напрягающих бетонов. В качестве альтернативы классическому НЦ В.В. Михайлова предложен НЦ с сульфатным компонентом, семиводным техническим сульфатом магния (МНЦ) с целью регулирования кинетики расширения и самонапряжения напрягающих цементов в сторону ускорения и синхронизации этих процессов с набором прочности цементного камня для достижения максимальных значений самонапряжения при сохранении высоких прочностных свойств бетона. Поскольку в коллоидных системах скорость химической реакции зависит от размера зерен реагирующего вещества, а при внесении сульфата магния с водой затворения в соответствии с химической реакцией

МдБОА + Са(0Н)2 Со?04 I +Мд{ОН)2 I (2)

на первом этапе формирование новообразований проходит практически при отсутствии свободной извести в системе, что затрудняет формирование промежуточных продуктов, необходимых для образования эттрингита, до формирования необходимого минимума прочности ЦК. При этом сульфатный компонент, участвующий в образовании эттрингита при взаимодействии с продуктами быстро гидратирующихся алюминатов кальция, максимально равномерно распределяется в цементном геле, не образуя крупных зерен. Кинетика расширения и самонапряжения некоторых составов приведена на рис.1,2 соответственно. Дня классического состав НЦ В.В. Михайлова с добавкой извести характерен механизм, основанный на избытке извести практически на всех этапах твердения цементного камня, что затрудняет ее вытеснение в ходе обменных реакций образования эттрингита из промежуточных продуктов. Характерным недостатком данного механизма является консервирование части потенциала расширения и самонапряжения.

НТТ- классический НЦ; МНЦ - НЦ на основе семиводного сульфата магния; 0,9 - 1,3 -массовое отношение глиноземистого и сульфатного компонентов в составе РД; 0 - 2%-содержание извести, входящей в РД, в составе НЦ; 21 - 25% - содержание РД в составе НЦ (ПЦ завода «Пролетарий»)

В качестве критерия оптимального соотношения алюминатного и сульфатного компонентов принято изменение кривизны зависимости деформаций от времени с восходящей на затухающую (например, состав МНЦ-1,3-25), поскольку в этом случае процессы расширения не вызывают серьезных повреждений структуры цементного камня, соответственно оказывают минимальное негативное воздействие на его прочность, тогда как составы с восходящим характером кривой с течением времени разрушаются, либо теряют значительную долю прочности. Составы на сульфате магния с меньшим по массе содержанием сульфатного компонента дают большую величину самонапряжения (НЦ-1,06-25 и МНЦ-1,3-25). Использованы СП серии С1ешит на основе оценки влияния СП на текучесть смесей в сочетании с минимальным снижением параметров расширения и самонапряжения бетона.

Одноосносвязанное расширение, мм/м; Самонапряжение, МПа -

-—•

----

0 20 40 60 80 100 120 Время твердения, сут -*-НЦ-1,06-2-21 -»-НЦ-1,06-2-25 -•-МНЦ-1,1-0-25 -»-МНЦ-1,3-0-25

Рис. 2. Кинетика самонапряжения

НЦ - классический НЦ; МНЦ - НЦ на основе семиводного сульфата магния; 0,9 - 1,3 — массовое отношение глиноземистого и сульфатного компонентов в составе РД; 0 - 2% -содержание извести, входящей в РД, в составе НЦ; 21 - 25% - содержание РД в составе НЦ (ПЦ завода «Пролетарий»)

Установлено соотношение прочности НЦ и исходного ПЦ от величины свободного расширения 8 (мм/м) для всех типов НЦ:

§Щ=ехр(-0,022-£), (3)

кпц

Соотношение пределов прочности на растяжение и сжатие в диапазоне прочностей на сжатие 35...75 МПа с достаточной для практических целей точностью описывается зависимостью:

= 0Д85Й. (4)

Факт упрочнения ЦК НЦ в условиях одноосного ограничения развития деформаций по сравнению с образцами, расширяющимися свободно, предложено описывать зависимостью:

ДЯ = 0Д78(ЯЩ - Дяд) ' (5)

где Эс - самонапряжение вяжущего при стандартном испытании, МПа; Дщ прочность на сжатие образцов из портландцемента, МПа; Ящ - прочность на сжатие образцов из напрягающего цемента без ограничения деформаций, МПа.

Подтвержден отмечаемый рядом исследователей факт значительного, порядка 30%, упрочнения ЦК НЦ на сжатие в возрасте более полугода.

Влияние СП, условий ограничения развития деформаций и возраста бетонов на НЦ на их прочность на сжатие описывается зависимостью:

Я = к^2кг айцСц)-1'39, (6)

где а - коэффициент, учитывающий качество заполнителей (0,37...0,42); Яц -активность цемента, МПа; кх — коэффициент, учитывающий влияние СП на активность цемента (0,7 - 1,1); к2 - коэффициент, учитывающий влияние ограничения деформаций при твердении на прочность (0,8 - 1,4); кз -коэффициент, учитывающий нарастание прочности бетона после стабилизации процесса расширения (1,05 - 1,2).

Самонапряжение бетона может быть определено по формуле

5Ь = к^к^а - У3)Х5С, (7)

где Эс- самонапряжение НЦ при стандартном испытании, МПа; Уз — объем заполнителей; X = 1,4 - 1,8; к! - коэффициент, учитывающий влияние влажностных условий твердения на величину самонапряжения (от 0,015 до 0,65); кг - коэффициент, учитывающий условия ограничения деформаций на величину самонапряжения. Для условий двухосного ограничения деформаций кг = 1,2; кз - коэффициент, учитывающий влияние СП на величину самонапряжения (от 0,2 до 1,0); к» - коэффициент, учитывающий влияние уровня упругого ограничения деформаций на величину самонапряжения для толстостенных оболочек (1,25).

Совместное решение уравнений (6) и (7) с учетом

(1-Р3) =-г-+Вц (8)

Рц

позволяет вести расчет состава бетона по требуемым значениям прочности и самонапряжения.

В четвертой главе представлены результаты изучения работы бетонного ядра в условиях неравномерного трехосного сжатия, получена зависимость упрочнения бетонного ядра в продольном направлении от усилия обжатия (рис. 3).

Рис. 3. Зависимость между радиальными и продольными напряжениями в бетонном цилиндре в обойме из стальных колец Б= 102мм, 1=8мм, 11^=62,5 МПа, Ис=345 МПа:

а - ПЦ ТБК8 - кривая, построенная по экспериментальным данным, имеющая два четко выраженных участка: 1-й - пропорционального обжатия, когда оболочка из стальных колец работает в упругой стадии, 2-й — почти постоянного слабо нарастающего обжатия — работа оболочки в упругопластической стадии; б - ПЦ ТБК8 (1тсор. (11) - кривая упрочнения бетонного цилиндра в продольном направлении в зависимости от уровня бокового обжатия, построенная как аппроксимация первого участка кривой ПЦ ТБК8; в - 67,9 МПа -предельное значение достигнутого усилия обжатия; г - 247,1 МПа - предел достигнутого упрочнения (с)); д - 309,9 МПа - предел прочности бетонного цилиндра в созданных условиях бокового обжатия (Къ,з); е - к=3,64 - фактический коэффициент упрочнения (10); ж — к=5 - начальный коэффициент упрочнения для малых напряжений обжатия (11). Расхождение кривых "а" и "б" происходит в точке достижения стальной оболочкой предела текучести

Из рис. 3 очевидно, что разница между пределом прочности бетонного цилиндра в созданных условиях бокового обжатия и величиной упрочнения, аппроксимированного кривой "б", равна 309,9-247,1=62,8 МПа, что примерно соответствует прочности аналогичных не обжатых бетонных образцов 11ъ=62,5МПа. Вследствие этого формулу прочности для данной серии образцов можно записать в виде:

Яь,з = Дь + й (9)

где (1 - величина упрочнения бетонного цилиндра, зачастую в упрощенном виде записываемая как

с* = кст0, (10)

а в соответствии с экспериментальными данными, представляющая собой нелинейную зависимость:

й = 5а0~ 0,02оо- (11)

Так как величина бокового обжатия в испытанных образцах зависит в данном эксперименте только от предела текучести и толщины стальной обоймы, то логично предположить, что построенная кривая упрочнения и соответствующая ей зависимость:

Дь.з = Кь + 5а0 - 0,02<то2 (12)

справедливы для любых аналогичных или трубобетонных образцов при значениях бокового обжатия в пределах, достигнутых в ходе эксперимента <у0 е [0;67,9] МПа и цилиндровой прочности бетона Кь=62,5 МПа.

Для учета влияния класса бетона откорректированная зависимость примет вид:

Й,з=^(1 + 5|-1,25(|)2) (13)

и в сравнении с существующими зависимостями даст результаты, максимально приближенные к полученным экспериментальным данным.

По результатам изучения работы бетонного ядра в оболочке из отдельных колец также предложена универсальная запись криволинейной диаграммы состояния бетона в условиях пассивного обжатия (рис.4):

сга = sin (arceos ((1 - £a)0'9)), (14)

ea = cos(arcsin(f7a0'9)), (15)

где aa - приведенные нормальные напряжения в бетоне, численно равные приведенной нагрузке на бетон:

а а N

—= = , (16) итах пЬ,3 1*тах

еа - приведенные продольные деформации бетонного ядра:

£ Al

— = (17)

с-тах штах

1,2

И Я

So,:

И 20,

Э

а Я

в

0,4

0,2

0,2 0,4 0,6 0,8 1 Приведенные продольные деформации Еа

-«-ПЦТБК8 -»-НЦ ТБК8 -А-НЦ ТБК6 -•-МНЦ ТБК8 -Ж-0,ботах -*-0,225£тах ——-теор

Рис. 4. Графики экспериментальных зависимостей приведенных напряжений и продольных деформаций для бетонных образцов:

ПЦ - на портландцементе, НЦ - на напрягающем цементе В.В. Михайлова, МНЦ - на напрягающем цементе с сульфатом магния в стальных оболочках (ТБК8 -1=8 мм, ТБК6-1=6 мм), рассеченных на кольца

В пятой главе через уравнение Генки-Мизеса установлена связь между различными компонентами главных напряжений в стальной оболочке и

предложена формула прочности коротких центрально-сжатых трубобетонных элементов в зависимости от уровня продольного нагружения и жесткости оболочки:

N = (1 + БД - 1,25(Р02)ЯьАь + аЯсЛс, (18)

где жесткость оболочки равна отношению прочностного и масштабного факторов:

• Р Гь К<= ) = т- т = Т' Р =

где 11ь, гь - предел цилиндровой прочности и радиус бетонного ядра; I -предел текучести и толщина стенки трубы; а,Р - уровень продольного и тангенциального нагружения оболочки от значения предела текучести:

, г „ -Р+УІ4 - 3/72 а = 1 - 0,6/? - 0АР2 те[5;25); а=——^-^^>25; (20)

-ос +л/4 - 3 ос2

Р = 1-0,6а-0,4а2,тпе[5; 25); р=---,т> 25. (21)

Автором также предложена зависимость уровня продольного нагружения стальной оболочки а от ее жесткости в результате обработки собственных экспериментальных данных, а также данных многочисленных исследований, проведенных предшественниками:

а = —0,7/2 + 0,25; + 0,547 для 0,19 <)< 1,4, (22)

где ) < 0,19 - граница потери устойчивости оболочки, за которой а для минимальной вероятной несущей способности можно аппроксимировать кусочно-линейной функцией:

а = —7,842/ + 2,078 для 0,14 </ < 0,19. (23)

Очевидно, что нет смысла проектировать трубобетонные элементы, коэффициент жесткости которых находился бы за этой границей.

При проектировании трубобетонных конструкций на напрягающих бетонах необходимо вносить поправку в теоретический уровень

тангенциального нагружения оболочки, полученный путем последовательного

применения (22) и (21), учитывающую величину радиального самонапряжения:

т

(24)

а соответствующую ей величину уровня продольного нагружения по (20).

Для подбора сечений трубобетонной колонны на базе с полученных

зависимостей автор рекомендует решать следующее неравенство:

(1 + 5]-1,25;2)ИьАь^ „ „ Ктах =-—--—--> 1,6, (25)

задавшись тремя из четырех основных параметров сечения - Яь, гь, 11с, I - так, чтобы обеспечить минимально возможное и допустимое значение ].

Упростить данную задачу можно, соблюдая одно из двух условий для масштабного фактора

те[5; 25)или е[25; 45), (26)

при том, что оптимальная зависимость

/?=/«) (27)

характерна для тонкостенных оболочек.

Подобрав сечение проверить расчетный коэффициент упрочнения можно по формуле:

(1 + 5(3] - 1,25(И)2)ЯьАь + аЯсАс

КПШХ =-КьАь + КсАс.-" ^

По результатам выполненных исследований разработаны «Практические рекомендации по использованию трубобетонных колонн из высокопрочного самоуплотняющегося напрягающего бетона», используемые в проектной практике рядом проектных организаций.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. Доказана возможность регулирования кинетики процессов расширения и самонапряжения НЦ посредством химического регулирования

содержания активной свободной извести в поровой жидкости формирующегося цементного камня, разработаны составы НЦ с семиводным сульфатом магния, установлены основные закономерности изменения собственных деформаций, формирования прочности и повышенного до 50% относительно классического НЦ самонапряжения.

2. Изучено влияние некоторых СП и условий твердения (водные, воздушные, «изолированные») на текучесть цементных суспензий, прочность, самонапряжение, и собственные деформации цементного камня. Наиболее сочетаемыми среди исследованной группы добавок с НЦ признаны СП С1ешит 30 и С1ешит 51.

3. Установлено соотношение прочности НЦ и исходного ГОД от величины свободного расширения К/щЛ1гщ=ехр(-0,022е), соотношение пределов прочности на растяжение и сжатие Дс = 0Д85Й, значение упрочнения ЦК НЦ в условиях одноосного ограничения развития деформаций по сравнению с образцами, расширяющимися свободно ЛЛ = 0,178{11щ — Ддц) ■ ч/^с-

4. Установлены закономерности изменения прочности на сжатие и самонапряжения бетонов на НЦ от активности цемента, водоцементного отношения, качества заполнителей, вида и дозы СП, условий ограничения развития деформаций и условий твердения, на основе которых предложена методика расчета состава бетона по требуемой прочности и самонапряжению.

5. Бетоны на НЦ с цилиндровой прочностью 46 - 50,5 МПа в марочном возрасте при величине самонапряжения 0,8 - 1,6 МПа обеспечивают в трубобетоне компенсацию дилатационного эффекта, вследствие чего прочность бетонного ядра в условиях неравномерного трехосного обжатия достигает 123,5 - 169,06 МПа при величине итогового бокового обжатия 21,6 - 27,4 МПа. Двухстадийный рост прочности на сжатие бетонов на НЦ на первой стадии в результате гидратации, на второй - вследствие релаксации внутриструктурных напряжений после завершения процессов расширения обеспечивает прирост

прочности в возрасте более полугода свыше 40% в сравнении с проектным возрастом. Итоговое значение цилиндровой прочности на 15% выше, чем для бетонов аналогичного состава и возраста на бездобавочном ПЦ.

6. Разработана методика определения несущей способности для центрально-сжатых трубобетонных элементов круглого сечения с учетом работы элемента на всех стадиях нагружения. Предложена модифицированная оболочка для трубобетонных колонн, обеспечивающая повышение прочности на сжатие по сравнению с классическими трубобетонными аналогами до 15%, а по сравнению с железобетонными - до 60%.

7. Разработана методика экспериментального определения напряженно-деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия, и получены новые экспериментальные данные о напряжено-деформированном состоянии высокопрочного бетона (на ПЦ, НЦ и МНЦ) в условиях пассивного бокового обжатия (образцы типа ТБК). Установлена зависимость упрочнения бетона от усилий бокового обжатия /?й з = Иь + 5сг0 —

1,25 Предложены универсальные зависимости для построения «а

трехлинейных и криволинейных еа = со5(агс5т(<та0,9)) диаграмм состояния бетона при пассивном боковом обжатии по одной паре значений напряжений и деформаций, полученной экспериментально.

8. Предложен критерий потери устойчивости оболочки у < 0,19, позволяющий при проектировании не допустить преждевременную потерю устойчивости стальной оболочки и разрушение бетонного ядра по наклонной трещине, а также статистическая зависимость, позволяющая определить уровень продольного нагружения стальной оболочки в зависимости от коэффициента жесткости обоймы.

9. На основании экспериментальных данных автора, а также данных других исследователей для классических трубобетонных элементов на высокопрочном бетоне предложена зависимость для определения несущей

способности такой конструкции N = (1 + 5ßj — l,25(ßj)2)RbAb+oc RCAC с учетом уровня продольного и тангенциального нагружения стальной оболочки, связь между которыми установлена на основании условия текучести Генки-Мизеса для цилиндрической стальной оболочки. На основании предложенной зависимости разработана методика оптимизации сечения центрально сжатого трубобетонного элемента.

Основное содержание диссертации опубликовано в 6 работах,

4 публикации — в изданиях, рекомендуемых ВАК РФ:

1.Несветаев Г.В., Резван И.В. Оценка прочности трубобетона // Фундаментальные исследования. - 2011. - №12. - С. 580 - 583.

2.Резван И.В. Расчет прочности центрально-сжатых трубобетонных элементов // Современные проблемы науки и образования. - 2012. — № 1.

3.Резван И.В., Маилян Д.Р. Несущая способность бетонного ядра трубобетонных колонн // Вестник Майкопского государственного технологического университета. -2011. -№3. - С. 18-25.

4.Резван И.В., Маилян Д.Р., Блягоз А.М. Методика оптимизации сечения центрально-сжатого трубобетонного элемента // Вестник Майкопского государственного технологического университета. — 2011. - №4. - С. 18-25.

2 публикации — в других изданиях:

5.Резван И.В. К вопросу о самоуплотняющемся высокопрочном трубобетоне с компенсированной усадкой // Строительство-2009: материалы юбилейной Международной научно-практической конференции. - Ростов-на-Дону: РГСУ, 2009. - С. 112-113.

6.Резван И.В. Прочность трубобетона // Строительство-2009: материалы Международной научно-практической конференции: - Ростов-на-Дону: РГСУ,-2011.-С. 123-126.

Подписано в печать 11.04.12. Формат 60x84/16. Бумага белая. Ризограф. Уч.-изд. л. 1,0. Тираж 120 экз. Заказ 159/12. Редакционно-издательский центр Ростовского государственного строительного университета. 344022, Ростов-на-Дону, ул. Социалистическая, 162

61 12-5/3076

ФБГОУ ВПО

"Ростовский государственный строительный университет"

На правах рукописи

РЕЗВАН Игорь Васильевич

ТРУБОБЕТОННЫЕ КОЛОННЫ НА ВЫСОКОПРОЧНОМ САМОУПЛОТНЯЮЩЕМСЯ НАПРЯГАЮЩЕМ БЕТОНЕ

Специальность 05.23.05 - Строительные материалы и изделия 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук

Научные руководители:

доктор технических наук,

профессор

Г.В. Несветаев

доктор технических наук,

профессор

Д.Р. Маилян

Ростов-на-Дону

2012

2.3. Методика изготовления опытных образцов колонн и установки средств измерения...............................................................................................50

2.3.1. Изготовление опытных образцов колонн.............................................50

2.3.2. Установка средств измерения................................................................52

2.4. Методика изучения напряженно-деформированного состояния бетонного ядра трубобетонных колонн.............................................................53

2.5. Программа экспериментального исследования работы трубобетонных колонн.................................... ...................................................57

Глава 3. Напрягающий бетон для трубобетонныхэлементов..............................59

3.1. Подбор составов высокоэнергоэффективного напрягающего вяжущего.............................................................................................................59

3.1.1. Собственные деформации расширяющихся вяжущих и их природа.............................................................................................................60

3.1.2. Кинетика расширения и самонапряжения напрягающих цементов.... 69

3.1.3. Влияние суперпластификаторов на кинетику и остаточные значения деформаций расширения и самонапряжения НЦ...........................82

3.1.4. Влияние условий выдерживания на кинетику и остаточные значения деформаций расширения и самонапряжения НЦ...........................94

3.1.5. Зависимость прочности цементного камня и бетона от величин свободного расширения.................................. .................................................99

3.2. Подбор состава бетона на НЦ....................................................................105

3.3. Влияние расширяющегося вяжущего на изменение прочности бетона

на сжатие во времени........................................................................................111

3.4. Выводы по главе.........................................................................................112

Глава 4. Работа коротких центрально-сжатых трубобетонных элементов из высокопрочного бетона под нагрузкой.......................... .....................................115

4.1. Характер разрушения трубобетонных элементов....................................115

4.2. Несущая способность опытных образцов.................................................118

4.3. Диаграмма деформации бетонного ядра трубобетонного элемента.......122

4.4. Развитие деформаций опытных трубобетонных элементов....................150

4.5. Выводы по главе.........................................................................................164

Глава 5. Совершенствование инженерных методов расчета прочности трубобетонных колонн.........................................................................................166

5.1. Применение условия текучести Генки-Мизеса для тонкостенного стального цилиндра совместно с полученными зависимостями для работы в условиях бокового обжатия при определения несущей способности центрально-сжатых трубобетонных колонн..............................166

5.2. Определение уровня продольного нагружения оболочки трубобетонного элемента.................................................................................172

5.3. Методика оптимизации сечения центрально-сжатого трубобетонного элемента.............................................................................................................177

5.4. Выводы по главе.........................................................................................178

Основные выводы по работе...............................................................................180

Литература............................................................................................................183

Приложение: Акты о внедрении результатов работы........................................199

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность работы. Трубобетонные конструкции получили распространение с 20-х гг. прошлого столетия, когда по результатам исследований различных ученых было установлено, что в условиях бокового обжатия прочность каменных материалов в продольном направлении может существенно возрастать. Многочисленные исследователи, как в России, так и за рубежом отмечают ряд преимуществ при использовании трубобетона в центрально-сжатых элементах по сравнению с железобетонными аналогами. Кроме прироста несущей способности (до 35% и более) вследствие упрочнения бетонного ядра, обжатого оболочкой, другими немаловажными преимуществами являются отказ от опалубочных и арматурных работ и, соответственно, упрощение процесса бетонирования из-за отсутствия внутреннего арматурного каркаса, повышение скорости производства работ и снижение издержек. Трубобетонные элементы отличает высокая надежность, обеспеченная квази-пластическим характером разрушения в случае превышения допустимых нагрузок на конструкции, тогда как разрушение железобетонных колонн, в особенности из высокопрочного бетона, имеет зачастую взрывообразный характер. Поэтому даже перегруженный трубобетонный элемент перед разрушением оставляет возможность эвакуации, повышая уровень безопасности зданий и сооружений.

Вместе с тем в основном преимуществе трубобетона - сочетании бетонного ядра и стальной оболочки, кроются и его возможные недостатки. Так, вследствие разницы в коэффициентах Пуассона стали (ус=0,3) и бетона (4=0,2 на начальных стадиях нагружения), а также усадки бетона, даже в условиях замкнутого пространства трубы бетонное ядро может работать независимо от стальной оболочки. При этом, во-первых, отсутствует эффект бокового обжатия и соответственно упрочнения бетонного ядра, а во-вторых, невозможно полностью использовать ресурс обжатия стальной оболочки в связи с наличием в ней продольных напряжений. Зачастую лишь часть прочности стальной

оболочки (до 40%) используется для создания усилий обжатия в бетонном ядре. К тому же есть опасность потери локальной устойчивости стальной оболочкой при малой относительно диаметра толщины стенки вблизи перехода в пластическую стадию и возникновения усилий обжатия, при этом несущая способность трубобетонного элемента может резко снижаться. Подобное явление отслоения или слабого контакта между ядром и оболочкой до начала интенсивного трещинообразования в бетоне и перехода стали в пластическую стадию известно как дилатационный эффект.

Указанное выше, а также отсутствие общепризнанных инженерных методик расчета несущей способности трубобетонных конструкций с учетом эффекта обоймы, недостаток экспериментальных данных о работе высокопрочных бетонов в условиях пассивного бокового обжатия предопределяет актуальность исследований по оценке несущей способности трубобетона с применением высокопрочных бетонов (В40 и выше), в том числе на напрягающем цементе, как одном из известных средств компенсации дилатационного эффекта. Особый интерес представляет исследование трубобетонных конструкций с оболочкой из отдельных колец, разработанной автором.

Цель работы: выявление основных закономерностей напряженно-деформированного состояния при компенсации дилатационного эффекта посредством применения напрягающего самоуплотняющегося бетона в трубобетонном элементе с традиционной оболочкой, а также с оболочкой из отдельных колец, и совершенствование инженерных методов расчета несущей способности и подбора сечения трубобетонных элементов.

Научная новизна работы:

- развиты научные представления и установлены основные закономерности влияния СП на текучесть цементных суспензий и прочность, самонапряжение, собственные деформации НЦ;

- установлено влияние условий твердения (водное, воздушное, «герметичное») на собственные деформации, самонапряжение и прочность цементного камня НЦ с СП на основе эфиров поликарбоксилатов;

- выявлена зависимость прочности бетона от активности НЦ, качества заполнителей, водоцементного отношения, условий выдерживания, типа и дозировки СП и условий ограничения развития деформаций при твердении;

- выявлена зависимость самонапряжение бетона от энергетической активности НЦ, содержания цемента, водоцементного отношения, условий выдерживания, типа и дозировки СП и условий упругого ограничения развития деформаций при твердении;

- развиты научные представления о влиянии содержания извести на различных этапах формирования структуры цементного камня НЦ на кинетику процессов расширения и самонапряжения;

- уточнены общие закономерности изменения радиальных напряжений обжатия в бетонном цилиндре от продольных напряжений при упругом ограничении развития поперечных деформаций;

- выявлена зависимость деформаций от приведенных нагрузок при неравномерном трехосном сжатии бетона и определены параметры его трехлинейной и нелинейной диаграмм «напряжения - деформации»;

- выявлены общие закономерности напряженно-деформированного состояния центрально-сжатых трубобетонных элементов с модифицированной оболочкой с пониженным уровнем продольного нагружения.

Достоверность основана на соответствии полученных результатов и выводов положениям современного бетоноведения, использовании поверенного испытательного оборудовании и средств измерения, статистической обработке экспериментальных данных автора и других

исследователей с применением методов математической статистики и компьютерных программ, исключающих случайные ошибки.

Основные положения, выносимые на защиту:

- методика подбора и состав высокоэнергоэффективного НЦ, результаты исследований его собственных деформаций, самонапряжения и прочности с учетом вида и дозировки СП и условий твердения;

- методика экспериментального исследования напряженно-деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия и модель работы бетона в трубобетонной колонне;

- результаты экспериментального определения напряженно-деформированного состояния и диаграммы «напряжения-деформации» высокопрочного напрягающего самоуплотняющегося тяжелого бетона в условиях пассивного бокового обжатия стальной оболочкой;

- предложение по оценке прочности бетонного ядра трубобетонных колонн в сравнении с экспериментальными данным и известными зависимостями;

Практическое значение работы

- разработана методика расчета состава напрягающего бетона по требуемым значениям прочности и самонапряжения;

- разработана методика экспериментального определения напряженно-деформированного состояния бетона в условиях неравномерного трехосного обжатия;

- разработана инженерная методика расчета прочности трубобетонных элементов на центральное сжатие в зависимости от прочностных характеристик исходных материалов, соотношения толщины стенки трубы и радиуса бетонного ядра, вида бетона с учетом работы элемента в упругопластической стадии;

- предложена методика подбора сечения для проектирования экономически эффективных центрально-сжатых трубобетонных элементов.

Внедрение результатов

Разработаны «Практические рекомендации по использованию трубобетонных колонн из высокопрочного самоуплотняющегося напрягающего бетона», переданные ООО "Севкавнипиагропром", а также ООО "Югстройпроект" для использования в практике проектирования.

Результаты диссертационной работы используются в учебном процессе в Ростовском государственном строительном университете, Южном федеральном государственном университете, Майкопском государственном технологическом университете.

Апробация работы. Материалы диссертации докладывались и обсуждались на Международных научно-практических конференциях "Строительство-2009...2011", Ростов-на-Дону, РГСУ, 2009...2011 гг. соответственно, Международной научной конференции "Интеграция, партнерство и инновации в строительной науке и образовании", Москва, МГСУ, 2011 г.

Публикации. По теме диссертации опубликовано 6 работ, в т.ч. 4 - в изданиях, рекомендованных ВАК РФ.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, основных выводов по диссертации и списка использованной литературы из 173 наименований. Изложена на 203 страницах машинописного текста, включая 86 рисунков, 11 таблиц.

ГЛАВА 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА И ЗАДАЧИ ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Существующие экспериментальные исследования трубобетонных

колонн

Экспериментальному исследованию трубобетонных колонн и обработке результатов этих исследований посвящен целый ряд научных работ таких ученых как H.H. Аистов [1], О.Н. Алперина[6], И.В. Аткишкин [7], Г. А. Гамбаров [27], М. Ш. Гареев [29], A.A. Гвоздев [30, 31], Н.Г. Добудогло [53],

A.A. Долженко [54-56], А.Н. Жиренков [59], В.И. Карпинский [72],

B.Н.Кебенко [73], А.И. Кикин [74, 75], С.В. Коврыга [77], А.Л. Кришан [80-82], К.С. Кузнецов [83], А.Ф. Липатов [85, 86], А.Э. Лопатто [90], Л.К. Лукша[91], И.Г. Людковский [92-95], В.Ф. Маренин [97, 98], В.П. Митрофанов [101], А.П. Нестерович [116], Г.П. Передерий[119], В.В. Пинский[120], В.А. Росновский [127], А.И. Сагадатов [129], P.C. Санжаровский [130-133], Я.П. Семененко [134], Ю.В. Ситников [138], Н.Ф. Скворцов [139], Л.И. Стороженко [142-146], H.H. Стрелецкий [147], В.Н. Сурдин[148], В.А. Трулль [152], В.М. Фонов [156], В.Л. Шабров [160], А.И. Шахворостов [161],А. Консидер [164], X. Шнайдер [173] и др.

В результате данных исследований было установлено, что работу сжатого трубобетонного элемента под нагрузкой можно разделить на три основных этапа: упругий, упругопластический, пластический.

Несмотря на большое количество экспериментальных данных, до сих пор отсутствует единство во взглядах на взаимодействие бетонного ядра и металлической оболочки трубобетонных элементов на каждом из этапов в процессе нагружения. Это обусловлено в первую очередь разницей во взглядах на поведение бетона в трубе начиная с твердения бетонной смеси и связанных с ним усадочных явлений. Так целая группа ученых [74, 132, 139, 144, 148] считает, что твердение бетона в замкнутом пространстве трубы аналогично твердению в воде, когда отсутствует воздушная усадка и даже происходит некоторое набухание бетонного

цилиндра, что в свою очередь вызывает незначительные напряжения обжатия даже в еще не нагруженном элементе. Данные исследователи также склоняются к тому, что и в процессе нагружения вплоть до разрушения элемента величина напряжений обжатия остается незначительной. Соответственно вследствие недооценки напряжений обжатия на втором и третьем этапе работы конструкции, их природы и вклада в упрочнение бетонного ядра в качестве предела прочности принимается достижение относительной продольной деформации соответствующей пределу текучести стали трубы.

На этом фоне выделяются взгляды P.C. Санжаровского [132], объяснявшего поведение бетонного ядра трубобетонных колон с точки зрения теории прочности бетона О.Я. Берга [17,18], в соответствие с которой после достижения продольными напряжениями в бетоне половины значения его призменной прочности начинается интенсивный процесс образования продольных микротрещин, приводящий к росту коэффициента поперечных деформаций v>0,5, что в свою очередь приводит к росту напряжений поперечного обжатия бетонного ядра и перераспределению напряжений в стальной оболочке: уменьшению продольных и росту тангенциальных напряжений. В [74] предполагалось, что экстраполяция подобной тенденции указывает на теоретическую возможность исключения стали из продольной работы и ее функционирование лишь как обоймы в предельном состоянии элемента В [74] также подчеркивалась фактическая нелинейность зависимости упрочнения бетонного ядра от значения напряжений обжатия, выявленная в [18].

Вторая группа ученых придерживается мнения, что в пределах упругой работы при осевом сжатии бетон не оказывает давления на трубу вплоть до достижения продольных напряжений не менее 80% призменной прочности. В тоже время представители этой группы считают, что бетон и сталь работают совместно на всех этапах нагружения. За предел прочности принимается переход стали оболочки в состояние текучести по всем направлениям в сложном напряженном состоянии. К представителям этой группы можно отнести таких ученых как A.A.

Гвоздев, Н.Г. Добудогло, A.A. Долженко, И.Г. Людковский, Г.П. Передерий и др. Важным результатом деятельности этих ученых можно считать изучение влияния масштабного и прочностного факторов на упрочнение трубобетонных конструкций. Ими указано, что при малой относительно диаметра толщине стенки трубы возможно характерное для бетона разрушение образцов по наклонной трещине.

По мнению третьей группы исследователей, в стадии упругой работы, пока коэффициент поперечных деформаций трубы остается больше коэффициента поперечных деформаций бетона (при начальных коэффициентах поперечных деформаций Vb=0,2 и vc=0,3 соответственно), может возникать растяжение бетонного ядра, если растягивающие усилия не превышают прочность бетона на растяжение, в противном случае происходит отслоение бетонного ядра от стальной оболочки. Как и в работах первой группы считается, что при расчетных нагрузках напряжения в бетоне и мет�