(Л0-

.Использование для этих целей формул (27), (38), (40), (41) невозможно без предварительного определе­ния в них некоторых характеристик, играющих роль не­зависимых переменных. Поэтому наряду с основным объектом испытанию подвергаются дополнительные, та­кие, как образцы стали, вырезанные из труб вдоль обра­зующей, отрезки труб, отрезки бетонного ядра с ненару­шенной структурой и стандартные кубические образцы бетона, из которого изготовлено ядро. Эти дополнитель­ные испытания позволяют получить:

1) кривую сг — е однократного растяжения стандарт­ного образца, вырезанного из оболочки вдоль образую­щей;

49

2) характеристику прочности ядра через 28 дней пос­ле бетонирования;

¦?—847

3) характеристику прочности стандартных кубов из того же бетона, что и ядро, в том же возрасте;

4) коэффициент Пуассона у = найденный при сжатии стальных незаполненных труб в пределах упру­гости;

5) модуль нормальной упругости Е, найденный при сжатии стальных незаполненных труб;

6) величину предварительного напряжения трубобе- тонного стержня вследствие набухания бетона в трубе (явление отрицательной усадки).

Таково содержание эксперимента, обусловленное фор­мой первого предельного состояния центрально-сжатого трубобетонного стержня по прочности (Р2) и теоретиче­скими зависимостями, описывающими эту форму.

Решения задачи устойчивости длинных трубобетон — ных стержней приводят к выражениям (46) и (47). Тождественность структуры формул (47) и (40), отлича­ющихся лишь интенсивностью сил и напряжений, пока­зывает, что для подтверждения теории устойчивости тру- бобетонных стержней необходимо получить результаты, лишь количественно отличающиеся от результатов, под­тверждающих теорию прочности. В этом смысле теория устойчивости базируется на эксперименте с короткими стержнями и лишь отдельно фиксирует частные значения критических интенсивностей нагрузки (на трубобетонный стержень в целом) и напряжений (в ядре и оболочке). Это следует из того, что важнейшие результаты в виде структуры формулы (47) и кривых 81 — Р, 82 — Р заим­ствуются из теории прочности и экспериментов с корот­кими стержнями. Такие эксперименты позволяют полу­чить результат в условиях отсутствия поперечного про­гиба образцов, т. е. более точно, чем он мог бы быть получен при испытании длинных стержней.

Из формулы (46) видно, что должен быть обеспечен свободный поворот торцов длинных трубобетонных стержней в плоскости возможного выпучивания, так как Ь в формуле (46)—расстояние между опорными шар­нирами. С другой стороны, величины поперечных пере­мещений оси стержня относительно прямой, проходящей через опорные шарниры, должны быть не очень велики, так как Ркр в формулах (47) и (46) является критиче­ской силой потери устойчивости первого рода. Таким образом, из опытов с длинными стержнями необходимо получить дополнительные данные по сравнению с дан-

1 50

]

.1

Ными, полученными для коротких стержней, в виде углов поворота опорных сечений и линий прогибов деформиро­ванных осей.

В процессе испытаний трубобетонных стержней в прошлом было сделано немало научных открытий, сре­ди которых можно назвать явления увеличения прочно­сти бетона в трубе и отрицательной усадки [30, 55].

5!

Ученые разработали различные методические приемы испытаний. Стало классическим понятие о коротком тру-

Рис. 35. Имитация цилиндриче­ских шарниров при закреплении концов длинных трубобетонных стержней

4* бобетонном стержне, применяемом в исследованиях прочности (?:/) = 5). Предложен способ непосредствен­ного определения прочности бетонного ядра на цилинд­рах после извлечения ядра из продольно разрезаемой оболочки [56, 76]. Проведены испытания стеклянных труб, заполненных бетоном [77], демонстрирующих по­явление трещин в результате отрицательной усадки бе­тона, а также долговременные испытания трубобетон — ных стержней со стальной оболочкой, подтвердившие стабильность отрицательной усадки [30]. Поставлены опыты с гидростатически обжатыми и изолированными от окружающего пространства (по влажности) образца­ми [8, 9]. Наконец, имеются построенные сооружения, в том числе весьма ответственные [15, 28, 71], эксплу­атацию которых также можно рассматривать как все­стороннее натурное испытание.

Однако предельные состояния трубобетонного стерж­ня по прочности при центральном сжатии могут характе­ризоваться различными силами, что видно из (3), (4), (6) и (8). Каждому из них соответствует своя теория прочности трубобетонного блока «ядро + оболочка», а эта теория в свою очередь определяет состав экспери­мента и его результатов. Поэтому опыты, поставленные на основе теории, соответствующей предельному состоя­нию в форме (4), заслуживают внимания как в постано­вочной, так и в результативной своей части. Они имеют также значение как пример применения принципов рас­чета сооружений по предельным состояниям в постанов­ке научного эксперимента.

Было проведено испытание коротких и длинных стержней по программе, изложенной выше, т. е. основан­ное на предельных состояниях в форме (4) и в фор­ме (46).

Центральное сжатие образцов осуществлялось на гидравлических прессах, показанных на рис. 34, а и б, причем для длинных стержней были обеспечены шарнир­ные условия опирания с помощью цилиндрических шар­ниров (рис. 35). При испытании проводили все измере­ния, необходимые для получения данных, требуемых программой, на коротких образцах с помощью тензоре — зисторов, на длинных — тензорезисторов, прогибомеров, клинометров. В необходимых случаях создавали систему измерений, предназначенную для вычисления характери­стики, непосредственно не измеряемой, например экс-

Рис. 36. Зависимости продольных и поперечных деформаций оболоч­ки от продольной осевой нагрузки

А — для труб 0 90X4 мм; б — то же, 0102X2 мм; / — поперечные дефор­мации; 2 — продольные деформации

Центрицитета, используемого для точного центрирования стержней в испытательной установке.

Результаты экспериментов представлены в табл. 5, на рис. 36, 37 и дополнительно даются по мере сопоставле­ния опытных и теоретических характеристик задач проч­ности и устойчивости испытанных трубобетонных об­разцов.

На первых этапах загружения зависимости продоль­ных и поперечных деформаций от нагрузки близки к ли­нейным. Далее линейность нарушается; при нагрузках около 0,7—0,8 Р наблюдается интенсивный рост попереч­ных деформаций. На более поздних этапах загружения поперечные деформации нарастают с большей скоро­стью, чем продольные. Выдержка до получаса при на­грузке около 0,9РМакс не приводит к затуханию роста де­формации у коротких стержней. Максимальная нагруз­ка Лмакс для коротких стержней характеризуется значительными скоростями деформирования в продоль­ном направлении: величины продольных деформаций при этом составляют примерно 15% первоначальной длины стержней. После небольшой выдержки короткого стержня под нагрузкой Р„эр происходит бочкообразное выпучивание трубы (раздутие) в поперечном направле­нии или местное выпучивание ее стенки.

Зависимости Р — е2, Р — еь а — е и V — г служат ос­новой при определении напряжений стали и бетона ме­тодом, изложенным в п. 2 настоящей главы.

В табл. 6 приведен результат расчета напряжений для трубобетонных стержней диаметром 90X4 мм, за­полненных бетоном с /?Куб = 250 кгс1см2 на различных ступенях загружения (рис. 38, 39).

160 200 240 ?г10~*

60

40

Го

Фг

}

У-р о?

// // //

// //

Л //

/


Рис. 37. Экспериментальные данные о совместности деформа­ций ядра и оболочки трубобетонного стержня а —для труб 0 121X4 мм с бетоном, =424 кгс/см2; /=122 см\ ат= = 3320 кгс/см2; б — для труб 0 133X4 мм с бетоном, #?=424 кгс/см2-, /»255 еж; ат=3430 кгс/сл2; а — для труб 0 121X4 жл с бетоном, =424 кгс/см2; /=255 сл; ат =3470 кгс/см2; /—продольные деформации по показаниям наружных тензодатчиков; 2 — то же, глубинных тензо — датчиков; 5 — поперечные деформации

./Г"""

/—

1—

Рис. 38. Определение коэффи­циента Пуассона при продоль­ном осевом сжатии оболочек трубобетонных стержней диа­метром 90X4 мм

% — % и

ЛАжэи BtiHHEBd

00 ЮСООО—< 00 b- h — СО СО СО LO lililн —Г СО ю —Г о" —<" СО <м" —«* es" V —~

I 111+II11+1+++

Критическая нагрузка в тс

KBH — qifexHsw — HdauDMe

To

00— 1СЮ юю ю ю to tj. ю t-~."oo mtoi оо"ет> ет>оост>ос4-ч<сосо©а5

ВЕНЭЭЬ

-Hxadoax

N ю LO гг> г^ г^ ю 1Л io ю tjooosNWM— <м <м

1 1 1 1 1 1 -^"о о" о 00 00 — — СО СО Ю Ю 00 оо"

XKHtf я внжйэхэ iDBdeog

Ооаоасх>оососососо — — —1 — 10 ю 1л in <N <м

<N<N<N<NCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOTt<-3<

Гшэ/эгя

3 НIfBНD ИХ

-oojAduA qiMtfow

СО

Оооооооооооооооооооо

(М N <N <N oн <N (М <N <N<N* <N CN C4IM IM <N <N <N* eн <N

ЪП’э/эгх а И1гехэ И1 — ээьЛнэх iratfadu

<N

ОООООООООООООООЮЮЮЮ1Л ooooooooooooooooooooocnocnt-oooooooooo ооооаоаоооооаэооэаэаооооооооо 00 00 00 00 00 <N<N<N<N<N<M<N<MC4<N<N<N<N<N<N<N<M<N<N<N

Гяю я

HITEXO qVetnoifLI

R

— —> ю Tt> na

05 — — C4 COCOCMOCO

П

O

COCOCOC4COCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOC4COCOCOCO <N<N<NC4<N<N<N<N<N<N<N<NC4<N<NC4C4<N<N<N

ООО о" o 0 o~o o"o o’o’o 0 0 0 o"o 0 0

A внжйэю

ВИНЕХ1ЧЦ0И ЧНЭ»

A внохэд qiooH — hodu ввяомидЛя

COCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOCOOO ЮЮЮЮ1ЛЮЮЮ1ОЮЮЮЮЮЮЮЮЮСОСО <NC4C4<N<N<NC4<N<N<NC4<N<N<N<N<NC4<N<N<N

Гкэ/эгх a aodVHHifHнi хин — нохэр qxooHhodu

00

…………………………. 1 и и 1 1 11

Гпо/огу a внохэд qxooH — hodu кевомидЛ}!

T-

Tf ^н* ^н* ^н* ^t* Tf ^н*

C4<N<NC4<N<N<N<N<N<NC4<N<N<N<N<N<N<N<N<N

Zwo a

ВН0ХЭ9 qtfBrtioirxj

<?>

Cocococococococococococococococococococo

ЮЮЮЮЮЮЮЮ10ЮЮЮЮ10ЮЮЮЮЮЮ

Wn a вн

-HUV ВВМОЭЬИХНВф

OOOOOO—tocot————- 1 COCO —’ <N СО СО СЧ —i

— „«^—nCONMIMIN — — — — OOOO ¦^^^Tj-^^r-NNNCOCOOJOliniO — — NN CO<N<NC4<NC4—’ — — — —

Ww a вн

-Hlftн BBHX3hOB(J

0Ю1Л000ЮЙ0«ЙЮ-«0

I I I 1 1 |ThCOCOCOCOCOC4<NOO<N.— —• — —• INI! 1 C4 00 00 00 rf Tf О О СО СО <N C4 00 00 C0C4<M<N<NC4<MC4—1 — — —1

Ww a

Имнэхэ BHHtaiнox

Со

—1 1Л —¦ — СО СО 00 <N Ю — — —. _ _ —, — —, —— <C4<M— —C4>—«

^н4 ч^н ^J* СО ^t4 ^н^ ^^ ^^ ^^

Ww a dxaw — EHV HHHMнXdeH

СЧ

COCOCOCOCOCOCOCOCO^tlOlOCOCOlOtO^COCDCO OOoOOOXOOOOOOCOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOOO

LнHHfdaxo 5Я | —

— CSCO^lOC^t^OOOJO^CSCO^lOCOt-OOOнO

Vrt ^H w—i w* »—i ^H ^-i Csj

СО 5

5 ? X

К к

Я ч 4

Я К О

О ® о. __

В

2 я ? 9

В — о о.

~ 05 я к

^ ЕЕ

 

№ стержня

Наружный д метр в мм

Толщина сте в мм

Расчетная д. на в мм

Фактическая на в мм

0) \о

А

СО

ЕГ", ° ?

Ч « П о

Кубиковая п ность бетоне кгс/слС

Прочность б ных цилиндр в кгс)см%

Кубиковая п ность бетона день испыта стержня в кгс/см1

 

1

2

3

4

5

6

7

8

9

 

21

140

4,65

700

134,2

447

.____ .

459

 

22

140

4,7

700

134,2

447

•—

459

 

23

140

4,65

700

134,2

447

459

 

24

140

4,65

—.

700

134,2

447

459

 

25

140

4,55

—.

700

134,2

447

459

 

26

140

4,6

—-

700

134,2

447

459

 

27

140

4,65

3270

3161

134,2

447

459

 

28

140

4,65

3271

3162

134,2

447

459

 

29

140

4,65

2875

2766

134,2

447

459

 

30

140,1

4,7

2875

2766

134,2

447

459

 

31

139,8

4,55

2615

2506

134,2

447

470

 

32

139,8

4,55

2615

2506

134,2

447

470

 

33

139,9

4,6

1960

1851

134,2

447-

470

 

34

139,9

4,6

1960

1851

134,2

447

470

 

35

140

4,65

1308

1199

134,2

447

470

 

36

139,8

4,55

1308

1199

134,2

447

470

 

37

102

2

510

75,3

348

343

353

 

38

101,9

2

.—.

510

75,3

348

345

353

 

:39

101,9

2

510

75,3

348

344

353

 

40

102

2,04

510

75,3

348

348

353

 

41

102

2

510

75,3

348

348

353

 

42

101,9

2,01

510

75,3

348

350

353

 

Критическая нагрузка в тс

Г»

Си Сй

* Я Ч Чс ч> <3 а

Ф о —

<о й.

К л

О. Ч

А> со

С Й « Й к ф га $ 3 я

Ь к ф я ай о и

<и СУ

Ь. в*

<

5 2

3<

РЗ №

16

15

14

13

11

12

158,7 160 158 157,1 159,3 157 104 103,5 107 108,5 108,5 111,5 110 109 119 117 74,1

76.3

73.4 75,4 73,9 75

10е 106 106 10е 106 10« 106 10е

30 30

30

31 31

31

32 32 32 32 34 34 34 34 36 36 34 34

34

35 35 35

2,1 2,1 2,1 2,1 2,1 2,1 2,1 2,1

0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,1468 0,0835 0,0835 0,0835 0,0835 0,0835 0,0835

19,7 19,7 19,7 19,7 19,7 19,7 19,7 19,7 19,7 19,9 19,3 19,3 19,5 19,5 19,7 19,3 6,28 6,28 6,28 6,39 6,28 6,28

3115 3115 3115 3115 3115 3115 3115 3115 3115 3115 3215 3215 3120 3120 3120 3120 3930 3930 3930 3930 3930 3930

106,3 106,3 109,9 109,9 110,3

110.3

111.4 111,4 118,85 118,85

2,1•106 2, МО6

10е 10« 10е 106 10« 106

2,1 2,1 2,1 2,1 2,1 2,1

2,05-106 2,05-106 2,05-106 2,05.10е 2,05-10« 2,05-10«

Сл с»

Продолжение табл. 5

10

101,9

2,01

3130

3021

75,3

348

354

353

0,0835

6,28

4010

2,05

10«

40

27

25,5

-5,55

101,9

2

2640

2531

75,3

348

353

0,0835

6,27

4010

2,05

10е

40

33,4

32

—4,2

101,9

2

2995

2826

75,3

348

353

0,0835

6,28

3955

2,05

10«

40

29,2

28

-4,1

101,9

2,01

2935

2826

75,3

348

0,0835

6,3

3955

2,05

10«

44

29,2

27

—8,15.

102,03

2,06

2445

2336

75,3

348

0,0835

6,46

3955

2,05

10«

44

36,8

37,5

+ 1,9

101,95

2,02

2445

2336

75,3

348

0,0835

6,33

3955

2,05

106

44

36,8

36

-2,17

102,

2,04

1958

1849

75,3

348

0,0835

6,39

3935

2,05

10«

44

51,2

49,5

—3,32

102

2,04

1958

1849

75,3

348

0,0835

6,39

3935

2,05

10«

42

51,2

50

—2,35

102

2

1958

1849

75,3

348

0,0835

6,28

3935

2,05

10«

42

53,3

51,5

—3,38

101,9

2

987

878

75,3

348

.—

0,0835

6,28

3935

2,05

10«

42

56,15

54

—3,83

102,1

2,1

987

878

75,3

348

0,0835

6,59

3935

2,05

10«

42

56,15

59,5

+6-

108,5

4,26

540

78,5

348

353

0,177

13,95

3130

2,1

10«

39

108

108,5

4,27

540

78,5

348

353

0,177

13,98

3130

2,1

10«

39

104,5

108,5

4,28

540

78,5

348

353

0,177

14,01

3130

2,1

10е

40

109,3

108,5

4,25

540

78,5

348

353

0,177

13,91

3130

2,1

10«

41

105,5

108,5

4,26

540

78,5

348

353

0,177

13,95

3130

2,1

19«

41

106

108,5

4,26

___

540

78,5

348

353

0,177

13,95

3130

2,1

10«

41

106,2

108,5

4,26

3200

3091

78,5

348

348

0,177

13,95

3170

2,1

10«

40

45,05

44,5

—1,22

108,5

4,26

2700

2591

78,5

348

352

365

0,177

13,95

3170

2,1

10«

45

59,6

58

—2,68

108,8

4,4

3000

2891

78,5

348

359

365

0,177

14,42

3125

2,1

10«

45

49,7

50

+0,6

108,6

4,3

3000

2891

78,5

348

345

365

0,177

14,08

3125

2,1

10«

45

49,7

49

-1,41

108,5

4,26

2500

2391

78,5

348

340

365

0,177

13,95

3140

2,1

10«

45

67

60

—10,4

108,5

4,28

2500

2391

78,5

348

353

370

0,177

14,01

3140

2,1

10«

48

67

65

—3

108,5

4,26

2000

1891

78,5

348

370

0,177

13,95

3130

2,1

10«

48

70

76

-4,3

108,5

4,25

2000

1890

78,5

348

370

0,177

13,91

3130

2,1

10«

48

70

66

-5,7

108,4

4,2

1500

1391

78,5

348

370

0,177

13,74

3130

2,1

10«

48

70,8

67

—5,37

108,4

4,2

1500

1391

78,5

348

370

0,177

13,74

3130

2,1

10«

50

70,8

67

—5,37

108,5

4,26

1000

891

78,5

348

370

0,177

13,95

3130

2,1

10«

50

74,7

74

—0,94

108,5

4,28

1000

891

78,5

348

370

0,177

14,01

3130

2,1

10«

50

74,7

73,5

—1,61

=0,83.

Примечания: 1. Я 28/Д28(!~0,74 Я28 /Я28,.

Пр куб цил куб

2. Для коротких образцов в графе 16 дается предельное усилие ^макс

Aj

Ї,6/ KU/CM

У)

S ooo

2500

1500

6aЎK2C/CM?

7500

7000;

1500

/ООО

500

‘ j

/

I /

А

7

/

I

500

400

300

ZOO

100

200 Јї10s

2000

1000

1 ,

Г

4000/

/I

¦(??кгс/см 3500

I

Ai

400

300

700

100

100

200

E2ios

Рис. 39. Зависимости между продольными напряжениями и де­формациями в ядре и оболочке трубобетонных стержней

А — для стержней 0 90X4 мм: 1 — зависимость продольных напряже­ний оболочки от продольных деформаций (о2— е,); 2 — зависимость продольных напряжений бетонного ядра от продольных деформаций (Og—е,); з — зависимость cfg — еа для аналогичной марки бетона по В. А. Росновскому; б —для стержней 0 140X5 мм: / — зависимость cfg — ег; 2 — зависимость оg — е2 по В. А. Росновскому; 3 — зависимость Ог—4 — диаграмма растяжения стали О—е

Таблица 6

ПРОДОЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ЯДРА И ОБОЛОЧКИ ТРУБОБЕТОННОГО СТЕРЖНЯ

Этап загруз-i жения 1

Продольная сила на стер­жень в тс

Продольная деформация е,-10»

Поперечная деформация е,-10»

Коэффициент поперечной! деформации стали v

Н §

• f^S < 3 > н

Щ 3 U tt я J

Продольные напряжения бетона в кгс/см3

Продольная сила в бето­не в тс

Продольная сила в трубе в тс

Продольные напряжения в трубе в кгс/смг

1

20,5

53,1

16

0,3

2, Ы0в

160

8,25

12,25

1113

2

30,5

82

24,8

0,3

2, Ы0в

225

11,6

18,9

1719

3

40,7

116

36

0,3

1,1-10«

272

14

26,7

2425

4

46,8

160

74

0,45

1,73-108

832

16,6

30,2

2750

5

50,5

220,6

120

0,5

1,31-108

832

19,7

30,8

2800

6

55,5

451

300

0,5

0,64-Юв

538

27,7

27,8

2535

7

60,5

703

499

0,5

0,432-10«

617

31,7

28,7

2610

Из таблицы видно, что продольные напряжения в стальной оболочке достигают наибольшей величины на пятой ступени загружения, а затем при увеличивающей­ся нагрузке на трубобетонный блок в целом начинают уменьшаться. Максимум напряжений в оболочке бли­зок к пределу текучести и, как показано в табл. 7, не доходит до уровня последнего всего лишь на 1,5—3%. При этом поперечные напряжения невелики и составля­ют около 5% предела текучести.

Таблица 7

ПРОДОЛЬНЫЕ И ПОПЕРЕЧНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ ЯДРА И ОБОЛОЧКИ ТРУБОБЕТОННЫХ СТЕРЖНЕЙ В ПРЕДЕЛЬНОМ СОСТОЯНИИ

Диаметр трубы в мм

Предел текучести

В кгс/смг

Макси­мальное продоль­ное нап­ряжение в кгс/смг

Макси­мальное продоль­ное нап­ряжение в % от ат

Попереч­ное нап­ряжение в оболоч­ке

В кгс/см’

Попереч­ное нап — ряжение в % от от

Напряже­ние боко­вого об­жатия бе­тонного ядра в кгс/смг

90X4

2880

2800

97,2

155

5,37

16,5

102X2

3930

3800

97

248

6,31

10,4

108X4

3125

3080

98,5

90

2,88

8

140X5

3115

2990

96

235

7,54

17,2

Значения продольных деформаций стержней в мо­мент максимума нагрузки очень близки к значениям де­формаций, соответствующих началу текучести стали ет — После достижения продольными напряжениями величи­ны ет деформативность испытываемых стержней резко возрастает при незначительном повышении нагрузки. Поэтому целесообразно ограничить работу стержня ве­личиной продольной деформации ет и это состояние его трактовать как предельное по прочности при централь­ном сжатии. При этом, поскольку продольные напряже­ния стали близки к пределу текучести, оказывается воз­можным в целях упрощения расчетов предположить, что труба работает в основном в продольном направлении. Если продольную нагрузку на трубу определять из выра­жения Рс = отЙс, я всю остальную нагрузку считать вос­принимаемой бетонным ядром, то продольные напряже­ния в бетонном ядре можно определить по формуле

Ре=е-°гРс

Об =—————————————————- . (49)

Это предположение (учет работы только в продоль­ном направлении) упрощает схему работы трубобетон — ного элемента при одновременном учете упрочнения бе­тонного ядра. Действительно, величины продольных напряжений бетонного ядра, определенные по (49), вы­ше призменной прочности бетона, как это можно видеть из данных табл. 8.

Таблица 8

СРАВНЕНИЕ ПРОДОЛЬНЫХ НАПРЯЖЕНИЙ БЕТОННОГО ЯДРА В ПРЕДЕЛЬНОМ СОСТОЯНИИ И ПРИЗМЕННОЙ ПРОЧНОСТИ

Диаметр в мм

Нагрузка на стер­жень при

В тс

Продоль­ная сила в трубе в тс

Продольная сила в бетоне в тс

Напряжение

Бетонного ядра в кгс/см’1

Призменная прочность бе­тонного ядра в кгс/см’1

90X4

50

31,7

18,3

354

185

102X2

57

24,75

32,25

428

259

108X4

76,5

43,75

32,75

418

259

140X5

122

61,4

60,6

452

333

Уменьшение продольных напряжений. в оболочке про­исходит после того, как величина интенсивности напря­жений достигает площадки текучести. Учитывая (30), можно полагать, что уменьшение продольных напряже­ний стальной оболочки — результат увеличения попереч­ных напряжений в ней. Это, в свою очередь, является свидетельством увеличения давления бетонного ядра на оболочку и одновременно появления обжатия бетонного ядра. Используя формулу совместности деформаций (12), можно подсчитать величину обжатия бетонного ядра в тот момент, когда продольные напряжения в стальной оболочке достигли максимума:

При диаметре трубы 90X4 мм Об=16,5 кгс/см2

То же, 100X4 » стб=8 »

» 102X2 » 06=10,4 »

» 140X5 » аб=17,2 »

Следовательно, при длинных площадках текучести у стали, когда аг = от, после перехода стержня в предель­ное состояние, начинается процесс перераспределения продольных усилий с оболочки на ядро. До этого момен­та давление бетона на оболочку невелико.

Механизм работы бетона в трубе можно рассматри­вать с позиции современных представлений о физиче­ских основах теории прочности бетона по О. Я. Бергу. В соответствии с этой теорией при определенном уровне напряжений одноосного сжатия в бетоне появляются микроразрывы; разрушение бетона начинается с образо­вания и развития продольных микротрещин. К моменту разрыва бетона величина относительной поперечной де­формации составляет примерно 10~4, что соответствует средним величинам продольной растяжимости бетона. Уровень напряжений, при котором образуются первые микротрещины, является переменным и зависит от вели­чины абсолютной прочности. Средняя величина напря­жений, например поданным [10], составляет Начиная с этого уровня в бетоне развиваются отдель­ные несмыкающиеся разрывы, а коэффициент попереч­ной деформации V = > 0,5.

Де2

При дальнейшем повышении нагрузки разрывы сое­диняются, образуется одна или несколько продольных сквозных трещин и призма разрушается.

С учетом этих данных и результатов проведенного эксперимента работа бетона в трубе трактуется следую­щим образом. Когда напряжения бетонного ядра дости­гают величины 0,5 /?Пр, в бетоне начинают развиваться микротрещины. При \’бОСт развитие их происходит свободно. При \>б==,\;с бетонное ядро начинает давить на оболочку, происходит обжатие бетона, что оказывает сдерживающее влияние на развитие микротрещин. На более высоких ступенях загружения, когда Об>#Пр, развитие микротрещин интенсифицируется; увеличива­ется давление на оболочку и, следовательно, на ядро. Когда Ог становится равным от, продольные напряжения в стали еще не достигают предела текучести; различие их не велико, и 82 = ет.

Далее, по мере увеличения нагрузки, наблюдается резкое возрастание деформативности образцов, связан­ное с интенсивным развитием микротрещин. Увеличи­ваются давление бетона на оболочку, поперечные на­пряжения, объем бетона. При этом, поскольку 0{ = ат, с увеличением поперечных напряжений продольные должны уменьшиться. Процесс замедляется, когда на диаграмме сг—е для стали появляется зона упрочнения. Это видно из строк 6 и 7 табл. 6: продольные напряже­ния стали возросли с 2535 до 2610 кгс/см2, на предыду­щем этапе они уменьшились с 2800 до 2535 кгс/см2.

Если экстраполировать процесс уменьшения про­дольных и увеличения поперечных растягивающих на­пряжений оболочки на последние этапы работы стерж­ня под нагрузкой, то можно полагать, что в момент разрушения труба работает лишь как обойма, не вос­принимая продольных напряжений. Правомерность этой экстраполяции трудно доказать, так как зависимости тео­рии пластичности годны лишь до деформаций около 3%. Момент работы трубы как обоймы [см. условие (5)] принимается многими исследователями за предельное состояние. Учитывая значительные продольные дефор­мации стержня в момент работы трубы как обоймы, за­ключаем, что практически такое предельное состояние может быть использовано лишь в частных случаях, ког­да допустимы большие деформации.

Если же за предельное состояние принять (2), то продольные деформации трубобетонного стержня будут по величине такие же, как и деформации обычного стального стержня. Нагрузку, соответствующую такому предельному состоянию, легко определить эксперимен­тально как нагрузку, при которой начинается интенсив­ное нарастание деформаций образца, (текучесть). В этом смысле предельные состояния (2) и (1) близки, но первое лучше учитывает деформативные свойства сталей различных марок.

Основные причины, повышающие прочность бетона в трубе в сравнении с следующие.

1. В принятом предельном состоянии существует об­жатие бетона в поперечном направлении. Величины это­го обжатия не велики (см. табл. 4)—в среднем 13 кгс/см2. Если определить среднее значение у по фор­муле

У = Об : Япр, (50)

То для наших экспериментальных образцов оно соста­вит: 7=1,63, т. е. малое обжатие бетона в поперечном направлении существенно повышает его прочность в продольном направлении. Это подтверждают резуль­таты эксперимента по исследованию напряженного со­стояния бетона при трехосном сжатии. Рассматривая результаты испытаний бетонных стержней в спиральной обмотке [48], видим, что наибольшие значения коэффи­циента эффективности обмотки соответствуют наимень­шей величине бокового давления.

Эффективность малого поперечного обжатия бетона при работе его в продольном направлении подтвержда­ется и другими экспериментами. Исследовалась работа бетонных цилиндров, сжатых в продольном направле­нии, при различных величинах бокового обжатия их [8], которое создавали с помощью гидростатического давления. Прочность цилиндров без бокового обжатия равнялась призменной прочности бетона и составляла в среднем: ^?0=470 кгс/см2. При боковом обжатии дав­лением 10,35 кгс/см2 Лло,35=744 кгс/см2; при 86,8 кгс/см2 /?868=877 кгс/см2. Из этих данных видно, что неболь­шое поперечное обжатие бетона (10,35 кгс/см2) увели­чивает его прочность в продольном направлении в 1,58 раза по сравнению с необжатым бетоном. Дальнейшее повышение бокового обжатия до 86,8 кгс/см2, по [8], увеличивает продольную прочность цилиндров всего в 1,14 раза по сравнению с прочностью при обжатии давлением 10,35 кгс/см2.

Таким образом, одной из причин повышения прочно­сти бетона в трубе на той ступени загружения, которая соответствует предельной силе Р2, является небольшое боковое обжатие бетона. Это обжатие увеличивается незначительно, если при прочих равных условиях увели­чивать толщину оболочки. Так же незначительно увели­чивается при этом прочность бетона в трубе. Поэтому нецелесообразны толстостенные оболочки в трубобетон — ных стержнях.

2. На увеличение прочности бетонного ядра оказыва­ют влияние благоприятные условия твердения бетона в трубе [90]. Были исследованы 32 трубы диаметром 102X2 мм, длиной 200 мм, заполненные бетоном одного состава. У половины из них, составивших первую серию образцов в табл. 9, по истечении суток бетонные сердеч­ники извлекали и помещали в нормальные условия твердения. При извлечении не нарушалась структура ядра, так как оболочки предварительно разрезали.

У другой половины образцов, составившей вторую серию образцов в табл. 9, торцы изолировали от внеш­ней среды непосредственно после заполнения труб бе­тоном. Образцы хранили при температуре 15—20° С, и по истечении 28 суток также извлекали бетонные сер­дечники. Затем все 32 бетонных ядра-цилиндра испыты­вали на сжатие. Полученные результаты, обработан­ные с помощью методов математической статистики, приведены в табл. 9.

Таблица 9

ВЛИЯНИЕ УСЛОВИИ ТВЕРДЕНИЯ НА ПРОЧНОСТЬ БЕТОНА

Условия твердения

Средняя раз­рушающая сила в тс

Квадрат ичное отклонение в тс

Коэффи —

Циент вариации в %

Нормальное, 1-я серия образ­

Цов…………………………………………..

29,4

±4,95

±16,8

Изолированное, 2-я серия об­

Разцов………………………………………

34

±2,52

±7,4

Из табл. 9 видно, что твердение бетона в трубе улуч­шает все показатели: Мср повышается на 15,6%, коэф­фициент вариации уменьшается более чем в 2 раза. На улучшение показателей оказывает влияние, по-видимо­му, и разбухание бетона (вместо усадки) при твердении в трубе [30, 77].

Продольные и поперечные деформации. длинных труб аналогичны деформациям коротких труб до тех пор, по­ка прогибы стержней малы. Продольные деформации бетонного ядра незначительно отличаются от деформа­ций стальной оболочки (см. рис. 37).

У большинства испытанных длинных стержней за­метное увеличение прогибов начиналось при нагрузках, равных (0,85—0,9)РКр — С резким нарастанием прогибов стержни выпучиваются. У некоторых образцов прогибы увеличиваются уже при нагрузках 0,75 Ркр. Потеря ус­тойчивости таких стержней сопровождается постепен­ным нарастанием прогибов. С появлением прогибов опорные плиты поворачиваются, причем, если принять в качестве изогнутой оси стержня синусоиду, соответст­вующие расчетные углы поворота совпадают с опытны­ми. В целом можно прийти к выводу, что для стержней, имеющих даже небольшие начальные прогибы, получить явление бифуркации равновесного состояния не удается. Однако к нему можно приблизиться при тщательном центрировании образцов, сначала геометрическом, а за­тем деформационном, используя начальные и средние ступени загружения.

Рис. 40. Графики коэф­фициентов продольного изгиба в зависимости от относительной длины тру — бобетонных стержней

1 — для стержней 090X4 мм; 2— то же, 0 108X4 мм;

3 — то же, 0 104X5 мм;

4 — то же, 0 102X2 мм;

5 — по Б. М. Броуде; 6 — по

Ю

Опытам ЦНИИПС

П

9—

7

0,9 0,8

Не

0,5 0,4 о, з

\ \Л

То ф

Го

Величины критических сил, полученные из экспери­мента, приводятся в табл. 5, там же представлены и результаты сравнения их с теоретическими значения­ми. Средние расхождения составляют ±5%, что дока­зывает правильность заложенных в основу расчета положений и методики расчета. На основании выяв­ленных зависимостей между экспериментальными кри­тическими силами и относительными «габаритными» длинами стержней построены кривые в координатах ср(?: О) (см. рис. 40). Значения коэффициента ср опре­делены по формуле (21), в которой предельное усилие принято в соответствии с физическим смыслом силы Ф2 в равенстве (23):

Таким образом, несущая способность стальной тру­бы, заполненной бетоном, по работе на центральное сжатие при отсутствии продольного изгиба трактуется по методу предельных состояний.

65

Пучок из шести кривых на рис. 40 расходится по вертикали. Ординаты первой и четвертой кривой при некоторых значениях абсцисс (Ь : И) отличаются по величине в 2—3 раза. Ошибка, которую можно до­пустить, осредняя эти результаты по правилу арифме­тической средней и считая их крайними вероятными

5—847

Значениями, составляет 100—150%. Это приводит к вы­воду, что аргумент L : D не точно характеризует функ­цию ф и следует перейти к более универсальному аргу­менту, в качестве которого можно использовать понятие о приведенной гибкости стержня. При этом, если приве­денная гибкость не будет включать в свой состав всех независимых переменных задачи устойчивости, графиче­ское изображение ее решения будет неизбежно пред­ставлять собой пучок кривых ф—inp. В таком виде в гла­ве III получено решение этой задачи.



.