Разделы: Строительство
Размещена 27.03.2014.
Просмотров - 2333

БЕЗОПАСНЫЙ УРОВЕНЬ ОСЕВОГО ДЛИТЕЛЬНОГО СЖАТИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СТЕРЖНЕЙ С ВЫСОКОПРОЧНОЙ АРМАТУРОЙ

АЛЬ АДХАМИ ШАМИЛЬ КАМИЛ

Магиср

Университете Анбаре,Ирак ,

Магиср ,ПГС

Хочу поблагодарить министерству высшего образования Ирака за постоянную поддержку

С увеличением числа возводимых как в России, так и в других стра­нах высотных и многоэтажных зданий, становится все более актуальной проблема снижения массы применяемых конструкций и материалов. Более низкая масса конструкций, а, следовательно, и сооружения в целом, сни­жает стоимость фундаментов, несущих конструкций, транспортных расхо­дов и, в конечном счете, себестоимость всего строительства.

В последнее время при проектировании сооружений тенденция, на¬правленная на облегчение конструкций, распространяется не только на ог¬раждающие, но и на несущие конструкции. Для сжатых элементов каркас¬ных зданий одним из путей решения этой задачи является уменьшение размеров поперечных сечений. Осуществить это можно за счет увеличения прочностных показателей используемых материалов: бетона либо арматуры. Вопросам применения высокопрочных бетонов посвящено много исследований. Однако бетоны высоких марок обычно обладают большим объемным весом, а производство их весьма дорогостояще. С точки зрения снижения расхода стали, весьма перспективным является применение сравнительно недорогих высокопрочных термически упрочненных сталей.

Применение высокопрочных материалов и, в частности, термоупрочненных сталей в качестве продольной арматуры колонн требует учета возможности проявления при длительной их эксплуатации под нагрузкой как положительных, так и негативных последствий, вызванных развитием деформаций ползучести бетона. К положительным последствиям следует отнести подтвержденный экспериментально факт перераспределения внутренних усилий, воспринимаемых бетоном и арматурой. При этом бетон разгружается, что увеличивает эксплуатационную надежность конструкций, а арматура догружается, что также имеет положительное значение с точки зрения более эффективного использования высоких механических характеристик термоупрочненных сталей.

На положительные факторы длительной эксплуатации накладываются факторы, имеющие явно отрицательные последствия, как для несущей способности, так и для эксплуатационной пригодности сжатых железобетонных стоек. К ним в первую очередь относится рост прогибов во времени, не затухающий практически на протяжении всего периода длительной эксплуатации.

Негативные последствия может вызвать и переменный характер внешних воздействий, характеризующийся например периодическими глубокими (иногда полными) разгрузками железобетонных элементов после длительной выдержки сжимающих внешних нагрузок высокого уровня.

Спектр конструкций, испытывающих глубокие периодические разгрузки в период эксплуатации может быть расширен за счет включения в него колонн многоэтажных зданий, подвергающихся знакопеременным ветровым воздействиям и колонн открытых крановых эстакад, для которых значительная часть временной крановой нагрузки, составляющей до 90% от полной нагрузки, согласно требованиям действующих норм является длительно действующей.

Вышесказанное подтверждает актуальность выбранной темы исследования и практическую значимость ее результатов для строительной практики.

Исследование начинается с постановки задачи о необходимых соотношениях между длительно действующими эксплуатационными усилиями и усилиями, вызывающими разрушение стержня. Согласно действующих норм наиболее нагруженные сечения должны удовлетворять условиям прочности:   

                 T₁(g,V,γ_n) < T_per (S,R_b,R_s,γ_bi,γ_si),                                                    (1)

где T₁ и T_per - соответственно внешнее усилие от расчетных значений нагрузок и усилие, воспринимаемое сечением, как функция его размеров 5 и прочностных характеристик материалов.

Для стадии эксплуатации должны удовлетворяться условия необходимой трещиностойкосги

T₂(g_n,V_n,γ_n) < T_crc (S,R_bn,R_sn,γ_bn,γ_si),                                                 (2)

и условие по ограничению перемещений

f < f_lim                                                                     (3)

Усилия T₁ и T₂ связаны соотношением

T₁ >  T₂                                                                     (4)

Но если при проектировании сжатых железобетонных стержней исходить из предположения, что переход в предельное состояние по прочности происходит после завершения периода длительной эксплуатации в условиях переменных внешних воздействий, по величине меньших кратковременной разрушающей нагрузки, то условия (1) и (2) должны быть дополнены указанием о зависимости усилий T₁ и T₂ от времени и временных границах, когда эти условия должны выполняться, т.е.

                  T₁(g,V,γ_n,t) < T_per (S,R_b,R_s,γ_bi,γ_si),                                                        (5)

 T₂(g_n,V_n,γ_n,t) < T_crc (S,R_bn,R_sn,γ_bn,γ_si),                                                   (6)

     t < t_lim                                                                             (7)

  T₁ (t)  > T₂                                                                         (8)

С точки зрения поставленной проблемы о сопротивлении гибких железобетонных стержней длительному сжатию неравенства (5) и (8) необходимо дополнить условием, связывающим величину кратковременного разрушающего усилия T_n, sh и безопасного при длительной эксплуатации продольного усилия t_lim(t):

T_lim (t) = m_эt· T_n ,sh (τ₁)                                                          (9)

Из (9) следует:

m_эt = T_lim (t) / T_n ,sh (τ₁)                                                        (10)

Определение параметра m_эt, характеризующего заданный режим и уровень переменного длительного сжатия гибких железобетонных стержней, составляет одну из основных целей настоящего исследования.

Используя в дальнейшем понятие о характеристиках жесткости при кратковременном действии нагрузки C_sh и при длительном ее действииC_l и учитывая также, что соотношения длительного и кратковременного разрушающих усилий однозначно определяется соотношением соответствующих характеристик жесткости, получаем в общем случае, что:

m_эt = C_l /C_sh= (1+l₀ / f_l ) / (1+l₀ /f_sh ) ,                                           (11)

где f_l  и f_sh - предельные значения прогибов при длительном и кратковременном значении разрушающих усилий.

Значения эксцентриситета e₀ продольной силы при начальном осевом сжатии принимаются равными случайному.

Определения длительного и кратковременного прогибов производится на основе анализа начального и текущего напряженно-деформированного состояния сжатого с малыми (случайными в момент нагружения) эксцентриситетами стержня, работающего в стадии эксплуатации без трещин.

Параметры начального напряженно-деформированного состояния сечений определяются геометрической и физической нелинейностью, т.е. с учетом неупругого состояния бетона в момент приложения эксплуатационной нагрузки и с учетом быстронатекающих деформаций ползучести. Параметры текущего напряженно-деформированного состояния сечений определяются на основе алгебраический зависимости между деформациями ползучести и напряжениями в бетоне, заменяющей исходное интегральное уравнение. При этом рассматриваются различные варианты переменных во времени внешних воздействий и , в частности, знакопеременные, изменяющиеся по ступенчатому циклу :  " Нагрузка - Разгрузка - Нагрузка".

Всего было исследовано пять режимов внешних воздействий.

Первый режим моделировал длительное, постоянное во времени сжатие стержня, на протяжении 205 суток с последующим доведением его до разрушения по схеме кратковременных испытаний.

Второй режим моделировал постоянное длительное сжатие на протяжении 85 суток с последующей полной разгрузкой и выдержкой на протяжении 30 суток в ненагруженном состоянии. После "отдыха" стержни снова нагружались до начального уровня сжатия и через 90 суток доводились до разрушения.

Третий режим отличался огг второго неполной краткосрочной ( в течение 30 суток) разгрузкой, после которой уровень сжатия восстанавливался и в конце испытания стержень догружали до разрушения.

Четвертый режим характеризовался длительной, на протяжении 120 суток, полной разгрузкой после 85-дневного начального длительного сжатия.

При испытаниях по пятому режиму стержни после начального длительного сжатия дважды, с разрывами в 30 суток, подвергали полным разгрузкам.

Всего было испытано восемнадцать колонн. Восемь из них подвергались кратковременным испытаниям до разрушения в различные возрасты бетона, соответствующие этапам периодических нагружений и разгрузок. Таким образом создавались все условия для сравнительного анализа результатов испытаний при различных режимах и определения их влияния на несущую способность колонн.

Параллельно с испытаниями основных образцов проводились кратковременные и длительные испытания большого количества бетонных кубов и призм для определения прочностных и деформативнмх характеристик бетона в различные возрасты после его затворения.

Основные результаты испытаний приведены в     таблице 1, из анализа которой можно сделать ряд важных, дня исследуемой проблемы выводов.

Наибольшее развитие продольных деформаций и прогибов при длительных испытаниях наблюдались у образцов, испытанных по первому режиму, наименьшее - в третьем и пятом режимах.

Более того, несущая способность образцов, испытывавших предварительную длительную выдержку нагрузку по четвертому и пятому режимам оказалась несколько ниже ( до 10% ) несущей способности образцов, подвергшихся длительным испытаниям по первому, второму и третьему режимам. Следовательно, удалось зафиксировать , хотя относительно и небольшое, но вполне определенное отрицательное воздействие длительных и неоднократных разгрузок в процессе эксплуатации на несущую способность сжатых со случайным начальным эксцентриситетом железобетонных колонн с высокопрочной арматурой.

Таблица 1 

Результаты испытаний колонн до разрушения 

Шифр образца	Возраст Бетона При испы­- тании τ ,суток	Режим   дли Тельной Выдержки Под нагрузкой	Разру­- Шающее Усилие     Nu ,KH	Деформации арматуры		Прогиб В момент разруше-ния   fu , MM
				εs %	εs %
A-1	35	----	400	0.412	0.300	1.60
A-2			380	0.400	0.312	1.81
A-3	120		432	0.422	0.301	1.67
A-4			436	0.419	0.288	1.92
A-5	180		445	0.425	0.320	1.53
A-6			449	0.430	0.310	1.84
A-7	240		455	0.391	0.295	1.77
A-8			440	0.445	0.302	1.69
B-I-1	240	I	488	0.500	0.320	1.77
B-I-2			540	0.512	0.340	1.93
B-II-1		II	498	0.490	0.306	1.58
B-II-2			480	0.480	0.314	1.70
B-III-1		III	508	0.502	0.289	2.14
B-III-2			520	0.530	0.300	1.95
B-IV-1		IV	492	0.520	0.295	1.89
B-IV-2			476	0.503	0.283	2.01
B-V-1		V	460	0.478	0.299	1.96
B-V-2			481	0.488	0.310	1.53

 

Несущая способность всех опытных образцов, испытывавших кратковременное действие разрушающей нагрузки после предварительной выдержки длительного сжатия, была на 10-20% выше несущей способности образцов, сразу доведенных до разрушения без длительной выдержки нагрузки. Но и у последних разрушение происходило при продольных деформациях арматуры, не меньших ,как правило, 0,4%, что доказывает в целом высокую эффективность использования высокопрочной арматуры в колоннах при различных временных силовых воздействиях.

1.Захаров В.Ф., Омар И.М. Влияние эксцентриситетов на длительное сопротивление гибких железобетонных колонн
2.Омар И., Захаров В.Ф., Мазурова С .В. Длительное сопротивление колонн с высокопрочной арматурой режимным нагружениям.
3.Омар И., Захаров В.Ф. Экспериментальное изучение кратковременного сопротивления осевому сжатию железобетонных стоек с высокопрочной арматурой
4.0мар И., Мазурова С.В., Захаров В.Ф. Напряженно-деформированное состояние сжатых колонн с высокопрочной арматурой.

Комментарии пользователей:

Оставить комментарий