КРИШАН А.Л., ЗАИКИН А.И., КУПФЕР М.С. Определение разрушающей нагрузки сжатых трубобетонных элементов

Устойчивая тенденция к строительству высотных зданий предполагает применение эффективных, экономичных и безопасных в эксплуатации вертикальных несущих конструкций. Этим требованиям в наилучшей степени отвечают сталетрубобетонные колонны.

Широкое применение трубобетонных конструкций сдерживается отсутствием нормативных документов по их проектированию и расчету. Несмотря на весьма обстоятельные исследования в этой области, надо признать, что до сих пор нет надежной и приемлемой для практического использования расчетной модели трубобетонного сечения в предельном состоянии, адекватно отражающей его специфические особенности. Это и неудивительно, принимая во внимание серьезные и многочисленные трудности, обусловленные сложностью самой системы ядро-оболочка, работающей в условиях объемного сжатия, и сложностью описания процессов перераспределения усилий между компонентами системы в этих условиях.

Поэтому можно полагать, что дальнейшие исследования в этой области необходимы, полезны и перспективны. В данной статье излагаются результаты теоретической оценки величины разрушающей нагрузки для коротких трубобетонных элементов (ТБЭ) при кратковременном действии осевой сжимающей нагрузки.

Следует сразу же заметить, что с чисто практической стороны величина разрушающей нагрузки для таких элементов не всегда представляет особый интерес, так как продольные деформации конструкций с относительно толстостенными стальными оболочками перед разрушением слишком велики (более 8...15 %), что совершенно недопустимо для вертикальных несущих конструкций. Однако лишь на основе методики определения разрушающей нагрузки можно установить с необходимой обеспеченностью допустимые (в смысле деформаций) значения нагрузок, что очень важно при проектировании высотных зданий.

Абсолютное большинство предложений по определению разрушающих нагрузок носят чисто эмпирический характер и в силу этого имеют ограничения на диапазоны их применения.

Теоретический путь решения этой задачи был предложен А.А. Гвоздевым [1]. Трубобетонный элемент рассматривался в предельном состоянии, когда оба компонента системы (бетонное ядро и стальная оболочка) исчерпали свои прочностные свойства, т.е. механизм разрушения задавался, и для решения задачи достаточно только уравнений равновесия. Такой подход предполагает, что величина разрушающей нагрузки прямым образом не связана с условиями деформаций и зависит лишь от предельных условий для бетона и стали. Предложенная А.А. Гвоздевым зависимость в современных обозначениях может быть записана так


Для обоймы принималось условие текучести Генки-Мизеса плосконапряженного состояния, и диапазон применения формулы (1) ограничивался тонкостенными трубами (8/D < 0,025). Между тем, в практике довольно часто используют и толстостенные трубы, особенно при D < 325 мм.

Сопоставление экспериментальных данных различных авторов с теоретическими величинами разрушающих нагрузок, вычисленными по (1), показывает, что в ряде случаев имеются существенные расхождения.

Отмеченные обстоятельства свидетельствуют, что формула (1) нуждается в корректировке, и попытка в этом направлении излагается в данной статье. Приняв за основу те же теоретические постулаты, что и в [1], и используя современные знания о работе бетона в условиях объемного сжатия, прежде всего получим новое выражение для определения разрушающей нагрузки центрально сжатого ТБЭ.

Значение коэффициента к в (2) сейчас принято назначать переменным в интервале 3...6 в зависимости от уровня обжатия m Ob/Rb 3 и прочности

бетона Rb. Следует заметить, что перед разрушением ТБЭ величина бокового давления Obr может достигать 10...20 МПа, поэтому даже незначительные неточности в определении коэффициента к могут привести к существенным ошибкам в определении величины разрушающей нагрузки.

Достаточно строго теоретически обоснованное выражение для определения коэффициента




Из-за допущенных упрощений при дифференцировании выражения (14) формула (15) может давать значения бокового давления несколько завышенными. Проведенный численный анализ показал, что иногда это завышение достигает 20...30 %. Этот фактор можно учесть, если в расчетах предусмотреть процедуру варьирования (последовательного уменьшения) бокового давления Obr от значения, определенного по (15) в заданном интервале. Критерием для нахождения искомого значения Obr при этом будет максимальная величина продольного усилия N, вычисляемая по формуле (13).

Естественно, можно сразу находить значение бокового давления в предельном состоянии именно таким путем. Однако результатом этого пути будет только численное решение задачи, без получения аналитических выражений для соответствующих параметров, определяющих разрушающую нагрузку ТБЭ. Для теоретического анализа напряженно-деформированного состояния конструкций и последующего сопоставления расчетных данных с экспериментальными значениями эти выражения представляют определенный интерес.

Введем коэффициент, учитывающий долю сопротивления стальной оболочки усилиям от внешних нагрузок в продольном направлении


Таким образом, при сохранении структуры и физического смысла слагаемых формулы (1), получено выражение (16), более полно учитывающее особенности напряженного состояния ТБЭ. Причем следует заметить, что в зависимости от конструктивных геометрических параметров величина коэффициента as в (16) может изменяться в достаточно широком диапазоне, но чаще находится в интервале от 0,1 до 0,5.


В таблице приведено сопоставление опытных величин разрушающих нагрузок для центрально сжатых ТБЭ из опытов авторов статьи и других исследователей [5,6], а также теоретических знаний, вычисленных с использованием формул (6) и (16). При нахождении теоретических величин разрушающих нагрузок на ЭВМ начальное значение коэффициента бокового давления к задавалось равным 4, а в процессе расчета оно уточнялось.

Средние арифметические значения отклонений экспериментальных предельных нагрузок от теоретических составили, по данным наших исследований, + 4 %, по данным исследований Л.И. Стороженко + 5 %, по результатам опытов И.Г. Людковского и А.П. Нестеровича - 4 %.

Отмечаемое в единичных случаях существенное расхождение между значениями фактических и расчетных разрушающих нагрузок может быть объяснено несколькими основными причинами. Завышение экспериментальных данных для отдельных образцов до 21 % обусловливается холоднодеформируемым упрочнением металла внешней обоймы за площадкой текучести. Вследствие очень больших деформаций стальных труб к моменту разрушения элементов такое явление весьма вероятно.

С другой стороны, перед разрушением конструкций часто наблюдается нарушение сцепления между бетоном и стальной обоймой. В результате происходит местная потеря устойчивости стенок обоймы и разрушение бетонного ядра в этом месте. При таком варианте разрушения теоретическое значение разрушающей нагрузки может оказаться выше экспериментального.

Наконец, для трубобетонных элементов больших диаметров нельзя исключать возможность разрушения от среза бетонного ядра. Соответствующий расчет может быть выполнен по методике, предложенной в работе [6].

В целом же, результаты выполненного сопоставления свидетельствуют об удовлетворительном совпадении теоретических данных с опытными. Таким образом, получена методика расчета прочности нормальных сечений сжатых трубобетонных элементов, базирующаяся на четких теоретических постулатах.


Бетон и железобетон, 2008 №2