WWW.DISSERS.RU

БЕСПЛАТНАЯ ЭЛЕКТРОННАЯ БИБЛИОТЕКА

   Добро пожаловать!


 




На правах рукописи

Кришан Анатолий Леонидович

ПРОЧНОСТЬ ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН

С ПРЕДВАРИТЕЛЬНО ОБЖАТЫМ ЯДРОМ

05.23.01 – Строительные конструкции, здания и сооружения

Автореферат

диссертации на соискание ученой степени

доктора технических наук

Ростов-на-Дону

2011

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Магнитогорский государственный технический университет им. Г.И.Носова»

Научный консультант: член-корреспондент РААСН,

  доктор технических наук, профессор

  Маилян Левон Рафаэлович

 

Официальные оппоненты: академик РААСН,

  доктор технических наук, профессор      

  Карпенко Николай Иванович

  член-корреспондент РААСН,

  доктор технических наук, профессор

  Римшин Владимир Иванович

  доктор технических наук, профессор

  Пересыпкин Евгений Николаевич

Ведущая организация:  ОАО «ЦНИИПромзданий»

Защита состоится «  » ________2011 г. в 10 ч 15 мин на заседании диссертационного совета ДМ 212.207.02 при Ростовском государственном строительном университете по адресу: 344022, г. Ростов-на-Дону, ул. Социалистическая, 162, РГСУ, главный корпус, ауд. 232. Тел/факс 8 (863) 227-73-78; 263-53-10, E-mail: dis_sovet_rgsu@mail.ru

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке Ростовского государственного строительного университета и на сайте www.rgsu.ru

Автореферат разослан «  » _________ 2011 г.

Ученый секретарь

диссертационного совета

кандидат технических наук,

доцент Налимова Александра Владимировна

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность проблемы. Современное строительство характеризуется увеличением высотности и перекрываемых пролетов зданий и сооружений, ростом технологических нагрузок, настоятельно требуя применения стержневых вертикальных несущих элементов, обладающих высокой несущей способностью, надежностью и долговечностью при малых поперечных сечениях. В связи с этим  все более востребованными становятся трубобетонные колонны (ТБК). Сжатые трубобетонные элементы, имеющие небольшую гибкость и малые эксцентриситеты приложения продольной силы (что характерно для вертикальных несущих элементов каркасов высотных зданий) обладают исключительно высокой несущей способностью при относительно малых поперечных сечениях, являясь примером удачного сочетания наиболее ценных свойств металла и бетона. Это дает существенную экономию материалов, приводит к уменьшению размеров сечений элементов, их массы и транспортных затрат, а также сохранения всех достоинств металлических конструкций в плане монтажа.

Широкому применению ТБК в России препятствуют два обстоятельства. Первое - отсутствие отечественных норм по их проектированию и расчету. Существующие методики расчета существенно отличаются друг от друга, не учитывая или учитывая не в комплексе свойства материалов и особенности сопротивления трубобетонных элементов деформированию как при кратковременной, так и при длительной нагрузке.

Второе - обусловлено наличием существенного конструктивного недостатка сжатых трубобетонных элементов, состоящего в сложности обеспечения совместной работы бетонного ядра и внешней стальной оболочки при эксплуатационных нагрузках. В результате оболочка  включается в работу в качестве стальной обоймы только после начала процесса микротрещинообразования в бетоне.  Это отрицательно влияет на  эффективность работы ТБК. Кроме того, в местах передачи нагрузок на колонну от перекрытий может оказаться недостаточным  сцепление между бетонным ядром и стальной оболочкой.

Данные обстоятельства свидетельствуют об актуальности и  перспективности проведения  дальнейших экспериментально-теоретических исследований работы ТБК.

Цель работы - решение  проблемы повышения эффективности трубобетонных колонн путем разработки новой конструкции и комплекса новых методов расчета прочности на кратковременное и длительное нагружение с позиций единого системного подхода.

Автор защищает:

  •   новое конструктивное решение трубобетонных элементов, имеющих предварительно обжатое бетонное ядро;
  •   результаты  экспериментальных исследований прочности и деформативности трубобетонных элементов с предварительно обжатым бетонным ядром при центральном и внецентренном действии кратковременной сжимающей нагрузки;
  • результаты  экспериментальных исследований реологических свойств и длительной прочности образцов ТБК с предварительно обжатым бетонным ядром;
  • итерационный метод расчета прочности ТБК, включая:

- построение расчетной модели деформирования внецентренно сжатого трубобетонного элемента с учетом физической нелинейности  железобетона и приобретаемой в процессе нагружения неоднородности и анизотропии;

- построение диаграмм деформирования бетонного ядра и стальной оболочки при осевом сжатии;

- зависимости для основных параметров НДС бетонного ядра и стальной оболочки в упруго-пластической и пластической стадиях работы конструкции, учитывающие, в том числе, предварительное обжатие ТБК;

  • упрощенный метод расчета прочности ТБК на основе нелинейной деформационной модели;
  • приближенный метод оценки прочности ТБК по предельным усилиям;
  • новые конструктивные решения узлов сопряжения трубобетонных колонн с междуэтажными перекрытиями.

Научная новизна работы:

- новая конструкция сжатого трубобетонного элемента с предварительно обжатым бетонным ядром;

-результаты экспериментальных и теоретических исследований напряженно-деформированного состояния трубобетонных элементов обычных и с предварительно обжатым бетонным ядром при кратковременном и длительном, осевом и внецентренном сжатии;

- итерационный метод расчета прочности и оценки НДС ТБК при кратковременном и длительном сжатии, учитывающий физическую нелинейность компонентов (бетонного ядра и стальной оболочки), неоднородность их  напряженного состояния, наличие предварительного обжатия бетона;

- упрощенный метод расчета прочности ТБК  с использованием нелинейной деформационной модели железобетона;

- приближенный метод расчета прочности ТБК по предельным усилиям;

- зависимости для основных параметров, отражающих особенности НДС ядра и оболочки в упруго-пластической и пластической стадиях работы (прочность бетона, коэффициент бокового давления, коэффициенты поперечных деформаций, величина относительной деформации бетона ядра для вершины диаграммы состояния «-» и др,.); выражение для характеристики линейной ползучести объемно-напряженного бетона.

Достоверность и обоснованность положений и выводов диссертации обеспечивается методически обоснованным комплексом исследований с использованием современного оборудования и приборов поверенных и метрологически аттестованных; применением вероятностно-статистических методов обработки опытных данных; общепринятых допущений теорий сопротивления материалов, упругости, пластичности и современной нелинейной теории железобетона; подтверждается соответствием результатов расчета по разработанным методикам с экспериментальными данными, полученными другими исследователями. 

Практическое значение работы:

- разработаны новая конструкция, технология, оснастка и способы изготовления ТБК  с предварительно обжатым ядром;

- разработан комплекс из итерационного, упрощенного и приближенного методов для расчета прочности ТБК как на ЭВМ, так и вручную;

-  разработана нормативно-техническая документация с рекомендациями по расчету и конструированию колонн со стальной обоймой (трубобетонных колонн) для многоэтажных промышленных и гражданских зданий, в том числе узлов сопряжения колонн с перекрытиями.

Внедрение результатов.  На основании результатов экспериментальных и теоретических исследований сформулированы предложения по расчету и конструированию трубобетонных колонн, которые  положены в основу нормативного документа СТО 36554501-025-2011 «Трубобетонные колонны», разработанного и изданного НИИЖБ ОАО «НИЦ «Строительство» в 2011 г. Материалы данного стандарта предназначены для использования при проектировании трубобетонных колонн многоэтажных зданий и сооружений, а также других сжатых элементов, выполненных из тяжелого бетона классов по прочности на сжатие от В15 до В100.

Опытное внедрение ТБК усовершенствованной конструкции осуществлено на шести объектах в г. Магнитогорске и Челябинской области, в том числе при строительстве Комплекса толстолистового стана 5000 ОАО «ММК».  Суммарная экономическая эффективность практического использования новых конструкций составила 4,2 млн. руб.

Результаты диссертационной работы используются в учебном процессе ряда вузов страны –Магнитогорском государственном техническом, Ростовском государственном строительном, Воронежском государственном архитектурно-строительном и  Кабардино-Балкарском университетах.

Апробация работы. Материалы диссертации доложены и обсуждены на:

- международной научно-технической конференции «Архитектура и строительство. Проблемы развития теории сооружений и совершенствования строительных конструкций» в г. Томске в 2002 г.;

- III международной научно-технической конференции «Надежность и долговечность строительных материалов и конструкций» в г. Волгограде в 2003 г.;

- II…YIII международных научно-технических конференциях «Эффективные строительные конструкции: теория и практика» в г. Пенза в 2003…2008 гг.;

- всероссийской научно-практической конференции «Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья» в г. Тольятти в 2004 г.;

- 2-й всероссийской (международной) конференции по бетону и железобетону «Бетон и железобетон – пути развития» в г. Москве в 2005 г.;

- YI и YII Международных Конгрессах в г. Данди, Шотландия, в 2005 и 2008 гг.;

- 63-й научно-технической конференции «Строительные конструкции и расчет сооружений» в г. Новосибирске в 2006 г.;

- IY-й международной научно-технической конференции «Бетон и железобетон в III тысячелетии» в г. Ростове-на-Дону в 2006 г.;

- 63-й всероссийской научно-практической конференции «Актуальные проблемы в строительстве и архитектуре» в г. Самара в 2006 г.;

- IY-й международной научно-практической конференции «Развитие вуза через развитие науки» в г. Тольятти в 2006 г.;

- международном форуме по проблемам науки, техники и образования «III тысячилетие – новый мир» в г. Москве в 2006 г.;

- III и IYмеждународных конференциях «Предотвращение аварий зданий и сооружений» в г. Москве в 2008, 2009 гг.;

- международной конференции «Актуальные проблемы исследований по теории сооружений» в г. Москве в 2009 г.;

- международных научно-практических конференциях «Инженерные системы» в г. Москве в 2009…2011 гг.;

- YI международной научной  конференции «Прочность и разрушение материалов и конструкций» в г. Оренбурге в 2010 г.;

- III международной научно-практической конференции «Теория и практика расчета зданий, сооружений и элементов конструкций. Аналитические и численные методы» в г. Москве в 2010 г.;

- XXXI  Всероссийской конференции по проблемам науки и технологий в г. Миассе в 2011 г.;

- научно-технических конференциях ГОУ ВПО «МГТУ» по итогам научно-исследовательских работ в г. Магнитогорске в 2002-2011 гг.

Опытный образец трубобетонного элемента новой конструкции получил серебряную медаль и диплом II степени на XI Петербургском международном экономическом форуме-выставке «Инновационные достижения» в 2006 году,  Гран-при за победу в конкурсе «Лучший инновационный проект и научно-техническая разработка» на III салоне инноваций Челябинской области в 2007 г.; диплом и серебряную медаль на VIII Московском международном салоне инноваций и инвестиций в 2008 г. 

Публикации. Основные положения диссертации изложены в 65 работах, в том числе в 14 рекомендованных ВАК изданиях, в 2 монографиях, в 11 авторских свидетельствах и патентах и в 38 других изданиях.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, 7 глав,  основных выводов,  списка использованных источников из 236 наименований и 3 приложений. Работа изложена на 380 страницах, содержит 31 таблицу и 166 рисунков.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обоснована важность решения научной проблемы и актуальность темы диссертационной работы, изложена сущность диссертации, представлены научная новизна и практическое значение проведенных исследований, приведены сведения о реализации и апробации полученных результатов, о структуре и объеме работы. 

В первой главе произведен анализ конструктивных особенностей и обзор экспериментальных и теоретических исследований прочностных и деформативных свойств ТБК. Отмечены специфические особенности характера работы трубобетонных элементов в условиях кратковременного и длительного приложения сжимающей нагрузки, влияние гибкости и эксцентриситета нагружения на прочность ТБК. Выполненное обобщение основных преимуществ и недостатков ТБК позволило обозначить для них наиболее рациональную область применения -  сильно нагруженные колонны высотных и многоэтажных зданий.

Значительный вклад в изучение работы сжатых трубобетонных  элементов внесли исследования многих отечественных и зарубежных  ученых и инженеров - О.Н.Альпериной, А.А.Гвоздева, В.И.Гнедовского, А.А.Долженко, Л.К.Лукши, И.Г.Людковского, А.И.Кикина, В.А.Трулля Р.С.Санжаровского , С.В.Коврыги, А.Ф.Маренина,  Г.М.Мартиросова, А.Менаже, Г.В.Мурашкина и А.А.Сахарова, А.П.Нестеровича, Б.Н.Нурадинова, Г.П.Передерия, А.Б.Ренского, В.А.Росновского, Н.Ф.Скворцова, Л.И. Стороженко,  В.М.Фонова,  В.Л.Шаброва, А.И.Шахворостова, Ф.Бойды, У.Кофера и Д.Макклина,  Ш.-Х.Цая, Т.Чапмена, Р.В.Фурлонга, Н.Гарднера, Г.Георгиуса и Д.Лама, М.Юхансона, Р.С.Джонсона, Т.Кибрия, К.Клопеля, В.Годера, Р.Т.Леона, В.С.Лора, Д.К.Кима и Д.Ф.Хаджара, М.Моллера, К.Ройка, Н.Такео, П.Неогри,  Х.Никахара, К.Сакино, Т.Нинакава,  C.П.Шнейдера, Х.К.Сена, Д.Севела, К.Танга, Б.Дзяо и Х.Дзу, К.Тсюда, Т.Ямамото, С.Дзонг, К.Дзю и др.

В опубликованных данных отмечена высокая несущая способность и эффективность ТБК круглого поперечного сечения. В условиях объемного напряженного состояния существенно повышаются прочностные и деформативные характеристики, улучшаются реологические свойства бетона. Сравнение технико-экономических показателей металлических, железобетонных и трубобетонных колонн  показывает, что по сравнению с металлическими экономия стали в трубобетонных конструкциях составляет до 56 %, а стоимость уменьшается до 1,74 раз, а по сравнению с железобетонными масса уменьшается до 83 %.

Наиболее значительным конструктивным недостатком сжатых трубобетонных элементов является сложность обеспечения совместной работы бетонного ядра и внешней стальной оболочки при эксплуатационных нагрузках. Такая работа наблюдается только в начальный период загружения. Затем, вследствие разности начальных коэффициентов поперечной деформации бетона и стали внешняя оболочка стремится оторваться от поверхности бетона, способствуя возникновению в нем радиальных растягивающих напряжений. 

Практика эксплуатации сжатых трубобетонных конструкций свидетельствует о том, что отрыв сердечника от трубы происходит чаще всего именно при эксплуатационных нагрузках и приводит к снижению долговечности, а иногда и к снижению несущей способности элемента. Такой факт имел место, например, в трубобетонных арках моста через реку Исеть пролетом 140 метров, построенного по проекту В.А.Росновского.

Таким образом, бетонное ядро при эксплуатационных нагрузках обычно работает в условиях одноосного сжатия, а труба - как продольная арматура. Только при высоких уровнях нагружения, когда в бетоне начинают интенсивно проявляться процессы микротрещинообразования, стальная труба начинает работать как внешняя обойма. Труба, сдерживая поперечные деформации бетонного ядра, блокирует дальнейший рост уже образовавшихся в нем микротрещин и существенно отдаляет момент его разрушения. Поэтому прочность негибких трубобетонных конструкций, работающих на осевое сжатие, значительно выше прочности сопоставимых с ними по расходу бетона и стали традиционных железобетонных конструкций.

Однако эксперименты свидетельствуют о невозможности полного использования прочностных свойств объемно сжатого бетонного ядра традиционных  трубобетонных конструкций из-за их высокой деформативности.  По результатам Р.С.Санжаровского и данным наших опытов деформации укорочения центрально сжатых ТБК  могут достигать 1015 % и более. В связи с этим, с чисто практической точки зрения достигаемая в опытах предельная величина нагрузки для таких элементов большого интереса не представляет, так как для вертикальных несущих конструкций подобные деформации не допустимы.

Выполненный анализ особенностей работы сжатых трубобетонных элементов позволил сделать  вывод о целесообразности дальнейшего совершенствования их конструкции. Для повышения  эффективности ТБК предложено использовать боковое предварительное обжатие (ПО) бетонного ядра, например, за счет длительного прессования бетонной смеси в процессе ее твердения. В результате улучшаются прочностные свойства бетона, а стальная оболочка получает предварительное напряжение в поперечном направлении. Все это положительно сказывается на несущей способности ПО ТБК. С технологической точки зрения этот метод отличается стабильностью получения материалов с заданными свойствами и относительной дешевизной.

Теоретические исследования особенностей работы ТБК выполняли также А.Ф.Липатов, А.Э.Лопатто, В.И.Маракуца, В.П.Митрофанов, В.Н.Рудаков, Я.П.Семененко, Ю.В.Ситников, В.М.Сурдин, Э.Д.Чихладзе, Х.Сэлани и Д.Симс, Р.Кноулес и Р.Парк, И.Берталан и С.Кальман  и др.

Проведенные ими исследования  способствовали выяснению отдельных сторон сложной проблемы расчетной оценки прочности композитного элемента в виде металлической трубы, заполненной бетоном. Рассмотренные методы расчета, в том числе принятые в современных нормах Европы, Китая и Японии, свидетельствуют о том, что изучению прочности и деформативности ТБК уделено довольно много внимания. Однако, 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.  До настоящего времени актуален вопрос об установлении четкого критерия, соответствующего наступлению первого предельного состояния трубобетонной конструкции.

Одним из наиболее перспективных направлений является разработка методов расчета трубобетонных конструкций с использованием нелинейной деформационной модели, позволяющей оценивать их действительное напряженно-деформированное состояние.

На основании проведенного анализа обосновано направление диссертационной работы и сформулированы цель, а в ее рамках - задачи исследования:

1. Разработать конструкцию и способ изготовления ТБК с предварительно обжатым бетонным ядром.

2. Исследовать особенности НДС и прочность  трубобетонных элементов с предварительно обжатым бетонным ядром круглого и кольцевого сечения при кратковременно действующей центральной и внецентренной сжимающей нагрузке.

3. Изучить НДС  и прочность предварительно обжатых трубобетонных элементов при длительно действующей сжимающей нагрузке, исследовать реологические свойства предварительно обжатого бетона.

4. Разработать итерационный метод расчета прочности и оценки напряженно-деформированного состояния предварительно обжатых трубобетонных элементов при кратковременном и длительном действии центральной и внецентренной нагрузки, позволяющий наиболее полно учитывать физическую нелинейность бетонного ядра и стальной оболочки и неоднородность НДС.

5. Предложить инженерные методы расчета прочности предварительно обжатых трубобетонных элементов для использования в практике проектирования.

6. Разработать рекомендации для нормирования, расчета и проектирования предварительно обжатых и обычных трубобетонных колонн.

7. Осуществить экспериментальное внедрение предварительно обжатых трубобетонных колонн и доказать их технико-экономическую эффективность.

Во второй главе разработаны усовершенствованная конструкция, новаятехнология, оснастка и способы изготовления ТБК. Основной ее особенностью является применение в процессе изготовления длительного прессования бетонной смеси давлением  1,5 3 МПа.

Бетон, твердеющий под таким давлением, имеет на 40 60 % более высокую прочность, а также существенно меньшие величины деформаций усадки и ползучести. В процессе прессования из бетонной смеси отжимается «свободная» вода. Прессующее давление через бетонную смесь передается на внутреннюю поверхность стальной трубы-оболочки. Благодаря этому создается предварительное растяжение стальной оболочки и последующее обжатие бетонного ядра.  Таким образом, использование  длительного прессования позволяет изготавливать предварительно обжатые трубобетонные колонны (ПО ТБК). Эффект предварительного обжатия также может быть достигнут за счет использования бетонной смеси на  расширяющемся цементе с достаточной величиной самонапряжения (1,52 МПа и более). 

В ПО ТБК существенно увеличивается сцепление стальной трубы с бетоном, а также обеспечивается эффект обоймы для бетонного ядра при любых уровнях нагружения конструкций.

Предварительное обжатие ТБК в процессе их изготовления осуществляли одним из трех способов:

-  посредством длительного прессования бетонной смеси с помощью пус-

тотообразователя специальной конструкции;

-  прессованием бетонной смеси, производимым путем последовательного

вдавливания в нее вдоль направляющего стержня, расположенного

коаксиально внешней обойме, трех стальных трубок, имеющих разные

диаметры (рис. 1);

-  посредством использования энергии  расширяющегося цемента.

В работе приведена оснастка, используемая для изготовления ТБК усовершенствованной конструкции, а  также описана технология работ по предварительному обжатию бетонного ядра. Данная технология позволила обеспечить эффективный отвод отжимаемой из бетонной смеси воды, что положительно сказалось  на физико-механических свойствах прессованного бетона. Новые конструкции трубобетонных элементов кольцевого и круглого поперечных сечений и способы их изготовления защищены группой патентов и авторских свидетельств.

Выполненные экспериментальные исследования в дальнейшем подтвердили высокую эффективность предложенных предварительно обжатых ТБК.

В главе 3 приведены результаты экспериментальных исследований ТБК при действии кратковременной сжимающей нагрузки.  Опытные образцы трубобетонных колонн имели круглую или кольцевую форму поперечного сечения с отношением диаметра элементов к их длине 1/4 1/5, что примерно соответствует параметрам натурных колонн высотных зданий. Примеры конструктивного решения лабораторных образцов ТБК с диаметром поперечного сечения 219 мм даны на рис. 2.

Образцы ПО ТБК изготавливались из бетона, твердеющего под давлением. Для выявления влияния предварительного обжатия бетонного ядра  на работу сжатых элементов часть образцов формовалась без длительного прессования бетонной смеси. В опытных трубобетонных элементах использовались бетоны среднего В25В30,  повышенного В40 и высокого В70 класса. Для изготовления применялись: для бетона средней прочности - шлакопортландцемент М400, кварцевый песок с модулем крупности 1,92 мм, гранитный щебень фракции 5-20 мм; для  бетона повышенной прочности – портландцемент М500, микрокремнезем, пластификатор С-3, песок и щебень.

 

Рис. 1 - Схема длительного прессования бетонной смеси ТБК:

а – отформо ванный элемент;  б – промежуточный этап прессования

 

  Рис. 2 - Варианты исполнения лабораторных образцов ТБК

Часть образцов изготавливалась из бетона на расширяющемся цементе – реопластичном марки «Макфлоу» класса 62,5 производства компании “BASF”.

Для изготовления опытных образцов использовались прямошовные и бесшовные  стальные  трубы  диаметрами  108,  115,  159,  219 мм и толщиной стенки мм. Предел текучести стальной оболочки составлял от  265 МПа до 440 МПа. Внутренние стальные сердечники (при их наличии) выполнялись из стальных труб  ∅22×2, ∅32×2,5 и ∅42×3 мм.

Всего было исследовано  25 серий образцов на центральное и 24 серии образцов - на внецентренное сжатие (по 3 образца-близнеца плюс 1 образец-близнец для экспериментального определения степени предварительного напряжения внешней стальной оболочки).

Эксперименты  подтвердили, что в лабораторных образцах ТБК удалось создать предварительное обжатие бетонного ядра величиной 13 МПа. Результаты свидетельствуют о том, что практически для всех предварительно напряженных образцов наблюдалось значительное повышение предела упругой работы и уровня разрушающей нагрузки по сравнению с ТБК классической конструкции. Степень увеличения несущей способности зависела от относительного эксцентриситета ео/d.  Наибольший ее рост наблюдался в центрально сжатых образцах с уровнем предварительного обжатия порядка 3 МПа. По сравнению с традиционными железобетонными элементами, имеющими аналогичные параметры бетона и арматуры, их несущая способность увеличилась в 1,52,1 раза. Так, несущая способность лабораторного образца из высокопрочного бетона и трубы ∅159×6 с пределом текучести стали 440 МПа при осевом сжатии достигла 3800 кН.

Для количественной оценки эффективности работы трубобетона был подсчитан коэффициент, характеризующий превышение несущей способности трубобетонного элемента по сравнению с несущей способностью бетона и стальной трубы, испытанных по отдельности. Значения коэффициентов эффективности трубобетона mтб для образцов ПО ТБК оказались в среднем на 2025 % выше по сравнению с аналогичными коэффициентами для ТБК без предварительного напряжения.

  Полученные результаты в основном объясняются значительным ростом прочности  бетонного ядра в образцах ПО ТБК вследствие одновременного проявления трех известных эффектов -  длительного прессования бетонной смеси,  предварительного бокового обжатия бетонного ядра и его работы в условиях объемного сжатия.  Прочность бетонного ядра в трубобетонных элементах усовершенствованной конструкции составила:

-  при прочности исходного бетона 25 МПа и отношении толщины внешней обоймы к диаметру поперечного сечения элемента - от 60 до 110 МПа;

- при прочности исходного бетона 50 МПа и – около 160 МПа;

- при прочности исходного бетона 72 МПа и – до 210 МПа.

С увеличением относительного эксцентриситета эффективность трубобетонных конструкций снижается (рис. 3). При этом степень снижения (и - несущая способность внецентренно и центрально сжатого образца) примерно одинакова для образцов ТБК и ПО ТБК и зависит от величины . Выявлено, что рациональной областью применения ТБК являются случаи сжатия с эксцентриситетами внешней продольной силы, не выходящими за  пределы ядра сечения.

Рис. 3 - Зависимость относительного  Характер поведения под нагрузкой ла-

уровня несущей способности от   бораторных образцов ТБК и ПО ТБК и

результаты  испытаний  в целом  соот-

ветствовали данным  экспериментов, проведенных ранее другими исследователями. После достижения интенсивности напряжений в стальной оболочке предела текучести наблюдалось перераспределение усилий с внешней стальной оболочки на бетонное ядро. При этом осевые напряжения в стальной оболочке  уменьшались, а тангенциальные  увеличивались.  Предварительное обжатие, прежде всего, заметно сдерживало образование и развитие микротрещин в бетоне.

Для испытанных образцов приведены характерные графики зависимостей: продольных и тангенциальных деформаций стальной оболочки от уровня нагружения; «» для бетонного ядра; изменения относительного объема бетона и  коэффициентов поперечных деформаций бетона и стали от уровня напряжений,  а также прогиба внецентренно сжатых образцов от уровня нагружения. Анализ этих зависимостей подтвердил  благоприятное влияние предварительного обжатия бетонного ядра  на работу образцов ТБК.

Величины продольных относительных деформаций бетона и стальной тру-

бы в момент достижения осевыми напряжениями в бетоне прочности при трехосном сжатии существенно зависели от отношения толщины внешней обоймы  к диаметру поперечного сечения элемента. При изменении /d от 0,01 до 0,04 эти деформации составляли  0,00350,008. 

Проведенные опыты подтвердили факт, что короткий центрально сжатый трубобетонный элемент с достаточно толстой оболочкой практически невозможно разрушить в полном смысле этого слова. Бетонное ядро в центрально и внецентренно сжатых образцах ТБК и ПО ТБК при сжатии деформировалось как пластичный материал (рис. 4). На поверхности стальной оболочки образовывались гофры и складки, также ориентированные преимущественно перпендикулярно

а)        б)

Рис. 4 - Виды разрушений, характерные:

а - для осевого сжатия; б - для внецентренного сжатия

продольной оси образца. Следует подчеркнуть, что пластическое разрушение наблюдалось и в образцах, изготовленных из высокопрочного бетона.

В целом, экспериментальные исследования подтвердили большую общую эффективность сжатых трубобетонных элементов с предварительно обжатым ядром по сравнению с элементами без обжатия.

В главе 4 представлены результаты экспериментальных исследований реологических свойств бетонного ядра и длительной прочности центрально сжатых ПО ТБК. Исследования проводились на образцах, имеющих призменную прочность бетонного ядра от 25 МПа до 40 МПа. В качестве стальной оболочки использовались сварные прямошовные трубы с наружным диаметром 115 мм и 159 мм.

Для определения деформаций усадки было изготовлено 2 серии образцов – трубобетонные элементы «классической конструкции» (с необжатым ядром сплошного сечения) и ПО ТБК с внутренним стальным сердечником. Определение деформаций линейной ползучести проводилось по результатам испытаний двух серий образцов ТБК и ПО ТБК (уровень длительного загружения η = N/Nu = 0,4). Для исследования работы образцов в области нелинейной ползучести были изготовлены 1 серия образцов ТБК и 3 серии образцов ПО ТБК (η= 0,6, 0,81 и 0,9). Методика испытаний по определению усадки и ползучести бетона  соответствовала ГОСТ  24544-81*.

Анализ показал, что усадочные деформации бетонного ядра трубобетонных элементов на порядок меньше аналогичных деформаций обычного бетона или железобетона. Характер развития усадочных деформаций примерно одинаков для предварительно обжатых и необжатых трубобетонных элементов. Во всех образцах на начальном этапе измерений наблюдалась отрицательная усадка (набухание) бетона по всем направлениям. Впоследствии в продольном направлении фиксировались деформации укорочения. На интенсивность усадочных деформаций образцов ПО ТБК оказала влияние предварительно напряженная стальная оболочка, которая в большей степени препятствовала набуханию. Однако, в конечном итоге предельные деформации усадки в продольном направлении для обжатых образцов оказались меньше, чем для не обжатых, а стабилизация усадочных процессов наступила быстрее. Это объясняется тем, что в процессе длительного прессования бетонной смеси происходило отжатие части воды и уменьшение водоцементного отношения. В определенной степени сказалась и мелкозернистая структура цементного камня, характерная для бетонов, твердеющих под давлением.

Из сопоставления усадочных деформаций изолированных бетонных призм (неопрессованных и опрессованных при различных давлениях) и трубобетонных элементов можно сделать вывод, что трубы оказывают существенное сдерживающее влияние на развитие усадочных деформаций бетона при всех прочих равных условиях. Несмотря на исключение влагообмена с окружающей средой, деформации усадки изолированного бетона в призмах все таки примерно в 23 раза больше, чем у бетонного ядра трубобетонного элемента.

Кроме того, проведенные опыты с изолированными бетонными призмами подтвердили тот факт, что длительное прессование бетонной смеси существенно влияет на величину усадки затвердевшего бетона. Значения усадочных деформаций призм из опрессованного бетона в возрасте 95 суток на 2540 % меньше, чем контрольных призм из обычного бетона. Это в свою очередь подтверждает целесообразность использования ПО ТБК.

С целью оценки влияния прессования бетонной смеси на реологические свойства бетона в условиях  исключения свободного влагообмена с внешней средой проведены испытания по определению ползучести изолированных бетонных призм. Результаты их показали, что деформации ползучести опрессованного бетона существенно меньше, чем обычного. Получено,  что характеристика ползучести изолированных бетонных призм, твердевших при действии давления величиной 13 МПа, меньше нормируемого для исходного бетона значения в 2 3 раза. Причем наибольший эффект был достигнут при максимальном давлении в 3 МПа.

Характер развития деформаций ползучести трубобетонных элементов (рис. 5) соответствовал отмеченному ранее Л.И.Стороженко . Этап интенсивного развития деформаций после загружения продолжается для различных уровней η от 10 до 60 суток. При низких уровнях загружения (η =0,40,6) ползучесть трубобетонных элементов относительно невелика. Заметное увеличение деформаций ползучести происходит при более высоких уровнях загружения (η=0,81) вследствие  того, что

Рис. 5 -  Сравнительный график деформаций ползучести в оcевом направлении образцов ПО ТБК для разных уровней  длительного загружения 14

здесь стальная оболочка переходит в пластическое состояние, а напряжения в бетонном ядре в продольном направлении достигают верхней границы микротрещинообразования.

В проведенных экспериментах  при относительном уровне загружения η = 0,81 рост деформаций ползучести образцов ПО ТБК к возрасту 120 суток практически прекратился и разрушения конструкций не произошло. При η = 0,90 наблюдалось интенсивное развитие ползучести, приведшее на пятые сутки к разрушению образцов, что согласуется с работами Р.С.Санжаровского и А.И.Кикина. Обобщение полученных нами и другими авторами данных показало, что уровень длительной прочности ТБК и ПО ТБК может быть принят  равным η = 0,85.

В целом, проведенные эксперименты подтвердили тот факт, что ползучесть сжатых трубобетонных элементов в 23 раза меньше, чем у аналогичных бетонных и железобетонных конструкций. Ползучесть образцов ПО ТБК на 25 40% ниже, чем ТБК. Нелинейная ползучесть бетона в предварительно обжатых образцах начинает проявляться при более высоких уровнях напряжений по сравнению с необжатыми.

Это объясняется двумя причинами. Во-первых, опрессованное бетонное ядро образцов ПО ТБК имеет более плотную структуру с меньшим количеством собственных пор в кристаллическом сростке цементного камня. Во-вторых, начальное предварительное обжатие бетона эффективнее сдерживает образование и развитие микротрещин. Выполненный анализ показал, что если в образцах ТБК проявление нелинейной ползучести следует учитывать при уровне осевых напряжений в бетоне , то в образцах ПО ТБК - при уровне .

Таким образом, экспериментально доказано, что применение бетона, твердеющего под давлением, и создание предварительного напряжения в стальной оболочке ТБК позволяют значительно улучшить их реологические характеристики.

В главе 5 предлагается итерационный метод расчета прочности и оценки НДС ТБК при кратковременном и длительном сжатии, который является общим для предварительно обжатых и необжатых элементов.

Анализ существующих подходов и экспериментальных исследований позволил рекомендовать следующий критерий предельного состояния сжатого трубобетонного элемента, наступающий при следующих условиях:

– в бетоном ядре -  достижение нормальными напряжениями осевого на- 

правления значения прочности бетона при трехосном сжатии σbz = Rb3;

– в стальной оболочке:

-  достижение интенсивности напряжений в наиболее сжатом  волокне

физического или условного предела текучести ;

– достижение нормальными напряжениями осевого направления в наи- 

более растянутом волокне предела текучести σpz= σp,y.

Учитывая внутреннюю статическую неопределимость трубобетонной конструкции первое условие наступления предельного состояния должно выполняться совместно со вторым (для сжатия со случайными и малыми эксцентриситетами) или третьим (для сжатия с большими эксцентриситетами).

В трубобетонных колоннах еще  до наступления полной потери несущей способности продольные деформации могут достигать чрезмерно больших величин, при которых эксплуатация реальных конструкций становится невозможной. В этих случаях предельная деформация может стать главенствующей, определяющей первое предельное состояние. C целью обеспечения эксплуатационной пригодности ТБК при действии на них расчетных нагрузок величины деформаций стальной оболочки (в наиболее сжатом волокне – интенсивность деформаций εpi , в наиболее растянутом волокне  - осевая деформация εpz),  а также осевые деформации бетонного ядра εbz, должны ограничиваться соответствующими значениями.

В соответствии с принятым критерием расчет прочности нормальных сечений ТБК предлагается производить на основе нелинейной деформационной модели железобетона с учетом особенностей деформирования бетона  и стали в условиях объемного напряженного состояния. Учет упруговязкопластических свойств материалов производится за счет изменения величин коэффициентов упругости и поперечных деформаций  бетонного ядра и стальной оболочки по мере роста уровня напряжений.

  Исходной базой для расчетов по нелинейной деформационной модели  являются диаграммы деформирования (рис. 6, 7) и аналитические связи между напряжениями и деформациями для бетона и стали. Связи «» представляются математическими моделями вида, в которых и - вектор-столбцы главных относительных деформаций и главных напряжений, а - матрица податливости материала. Используемые модели являются частными случаями ортотропной модели, основы которой представлены в работах  П.П.Баландина, А.С.Городецкого, В.С.Здоренко, Т.Седолина, П.Робинса и Ф.Конга и др., а детальная проработка выполнена в исследованиях Н.И.Карпенко.

 

  Рис.6 – Принятые диаграммы «σbz–εbz» для бетона, работающего

в условиях объемного (1) и одноосного (2) сжатия

 

 

Рис. 7 - Диаграммы состояния стальной оболочки и продольной стержневой арматуры: 1 - с физической, 2- с условной площадкой текучести (для продольной стержневой арматуры индекс «рi» меняется на индекс «s»)

Рис. 8 -  Напряженное состояние бетонного ядра (а) и стальной  оболочки (б) 

       В наших исследованиях сталь рассматривается как изотропный материал, а бетон – как трансверсально-изотропный.

Приведены  основные допущения, принятые при описании аналитических связей между напряжениями и деформациями в бетонном ядре и стальной оболочке. Проведенные экспериментальные исследования показали, что в сжатых трубобетонных элементах направления  геометрических осей симметрии совпадают с направлениями нормалей главных площадок напряжений (рис. 8), поэтому в матрицах податливости бетона и стали отсутствуют  касательные напряжения и сдвиговые деформации.

Система уравнений, устанавливающих связь между напряжениями и деформациями для любой точки  трансверсально-изотропного бетонного ядра, имеет вид:

  (1)

Учет неупругих свойств объемно сжатого бетонного ядра производится путем использования в расчете переменных коэффициентов упругости (  и поперечной деформации  μzr , μrr.

Для вычисления коэффициентов упругости бетона можно принимать любые известные зависимости, обеспечивающие достаточную точность оценки НДС конструкции, например, предложенную Н.И.Карпенко:

,  (2)

где –  уровень напряжений в бетонном ядре по направлению;  , – значения коэффициента упругости в базовых точках диаграммы; , – коэффициенты, характеризующие  кривизну соответствующей диаграммы.

Параметры в зависимости (2) для ТБК определяют с учетом неоднородного напряженного состояния бетона и сложного режима загружения по известным формулам. При этом коэффициенты упругости предлагается находить в зависимости от соответствующего уровня напряжений в бетонном ядре:

;  ;  , (3)

где - величина интенсивности напряжений, определяемая для рассматриваемого  случая как разность  . 

Для осевого и трансверсального направлений величины коэффициентов упругости и определяют значения соответствующих диагональных деформаций (деформации главной диагонали и , вычисленные без учета влияния коэффициентов поперечной деформации). Значения коэффициентов упругости и поперечных деформаций , в матрице податливости системы (1) определяют величины деформаций вдоль одного (осевого или трансверсального) направления, обусловленные напряжениями другого направления (соответственно трансверсального или осевого). Так как эти значения зависят от всех компонентов сложного напряженно-деформированного состояния бетонного ядра, то для их определения предлагается использовать величины интенсивности напряжений и интенсивности деформаций .

По формуле (2) определяются коэффициенты упругости для восходящих ветвей диаграмм. В опытах, после достижения напряжениями в бетоне его прочности σbz=Rb3, на диаграмме «» наблюдается весьма протяженный ниспадающий участок. При этом относительная деформация в вершине диаграммы (см. рис. 6) в зависимости от конструктивных и геометрических параметров ТБК может составлять 0,00250,01, тогда как деформация обычно существенно больше и достигает величины 0,10,15, не приемлемой с точки зрения обеспечения эксплуатационной пригодности ТБК.  В  этом контексте можно заменить ниспадающий участок диаграммы на горизонтальный и при считать σbz=Rb3, что не приведет к заметному снижению точности расчета прочности нормальных сечений. Вид диаграмм «» и  «» принимается аналогично. Тогда  значения соответствующих коэффициентов упругости за вершинами диаграмм определяются по формуле 

. (4)

Выполненный анализ показал, что при определении прочности объемно сжатого бетона лучшую сходимость теоретических и опытных данных дают условия прочности Н.И.Карпенко и А.В.Яшина. При этом только критерий Н.И.Карпенко позволяет учитывать такие факторы, как структура и вид бетона, а также вид напряженного состояния. Поэтому в  основу  расчета прочности бетонного ядра и был принят данный критерий в виде, предлагаемом ранее многими исследователями по результатам экспериментов

,  (5)

в котором - нормативное сопротивление объемно-сжатого бетона; - боковое давление стальной обоймы на бетон в предельном состоянии; -  коэффициент бокового давления; – нормативное сопротивление сжатию исходного бетона.

Величина бокового давления на бетон в предельном состояниизависит от геометрических и конструктивных параметров трубобетонного элемента, т.е. в начальной стадии расчета она не известна. Значение коэффициента бокового давления определяется уровнем бокового обжатия  и также не известно. Принимать его постоянным, как это делалось ранее многими исследователями, для ТБК не рекомендуется, так как это приводит к большим погрешностям в расчетах. Таким образом, определить прочность бетонного ядра при трехосном сжатии по формуле (5) затруднительно. Этой формулой можно пользоваться лишь в процессе итерационного расчета прочности ТБК на ЭВМ. На первом этапе расчета рекомендуется определять приближенное значение , формула для которого получена на основании следующих соображений.

Первоначально связь между и была представлена в виде

.  (6)

В результате анализа влияния различных факторов на величину упрочнения бетонного ядра ТБК для коэффициента получена зависимость

, (7)

в которой  - величина нормативного сопротивления стали растяжению;  и - площади поперечного сечения бетонного ядра  и стальной оболочки.

После подстановки зависимости (7) в уравнение (6) получается приемлемая для практического использования формула 

  ,  (8)

в которой  - коэффициент армирования поперечного сечения ТБК.

При известной величине коэффициент бокового давления можно определить по следующей формуле

.  (9)

Тогда величина бокового давления на бетон в предельном состоянии определяется по формуле

. (10) 

Для трубобетонного элемента кольцевого сечения среднее нормативное сопротивление сжатию бетонного ядра предлагается находить по формуле:

, (11)

где    -  отношение внешнего радиуса поперечного сечения кольцевого бетонного 

ядра к внутреннему.

Наличие предварительного обжатия в ПО ТБК учитывают введением в расчет начального бокового давления стальной оболочки на бетонное ядро   и  увеличением прочности бетона. Нормативное сопротивление осевому сжатию опрессованного предварительно обжатого бетонного ядра определяется по зависимости (8) с подстановкой  вместо прочности бетона ,  твердеющего под давлением, вычисляемой по формуле:

, (12)

где  1 –  коэффициент, зависящий от состава бетонной смеси  (значение  рекомендуется уточнять по результатам испытаний стандартных образцов исходного и опрессованного бетона с использованием формулы (12));  f  – поправочный коэффициент для тяжелых бетонов без пластифицирующих добавок:

. (13)

В формулах (12), (13) и Rbn принимаются в МПа. Эти формулы получены с учетом результатов опытов Г.В.Мурашкина и собственных исследований. Введением поправки учитывается то обстоятельство, что с увеличением прочности исходного бетона эффект прессования снижается.

Расчетную величину начального бокового давления назначают в зависимости от принятого метода длительного прессования бетона. Для элементов, изготовленных с использованием пустотообразователей, прессующее давление в бетонной смеси определяется по  формуле

, (14)

где Рn  – прессующее давление в пустотообразователе; d0 – наружный диаметр пустотообразователя при достижении в заполняющем его рабочем агенте давления  Рn  (при отсутствии экспериментальных данных принимается на 20%  больше диаметра пустотообразователя при атмосферном давлении в его рабочем агенте); d – габаритный  размер поперечного сечения колонны (для ТБК с круглым поперечным сечением – наружный диаметр стальной оболочки); – толщина стенки внешней стальной оболочки; ζ – коэффициент бокового давления бетонной смеси (при отсутствии точных данных его значение может быть принято равным 0,3).

Коэффициент 0,7 учитывает снижение уровня прессования со временем вследствие проявления таких процессов, как распрессовка бетона, его возможная усадка и ползучесть.

Для элементов, опрессованных  вдавливанием в бетонную смесь стальных трубчатых  сердечников, величину  прессующего давления  Р1 рекомендуется  оп-

  , (11)

где    -  отношение внешнего радиуса поперечного сечения кольцевого бетонного 

ядра к внутреннему.

Наличие предварительного обжатия в ПО ТБК учитывают введением в расчет начального бокового давления стальной оболочки на бетонное ядро   и  увеличением прочности бетона. Нормативное сопротивление осевому сжатию опрессованного предварительно обжатого бетонного ядра определяется по зависимости (8) с подстановкой  вместо прочности бетона ,  твердеющего под давлением, вычисляемой по формуле:

, (12)

где  1 –  коэффициент, зависящий от состава бетонной смеси  (значение  рекомендуется уточнять по результатам испытаний стандартных образцов исходного и опрессованного бетона с использованием формулы (12));  f  – поправочный коэффициент для тяжелых бетонов без пластифицирующих добавок:

. (13)

В формулах (12), (13) и Rbn принимаются в МПа. Эти формулы получены с учетом результатов опытов Г.В.Мурашкина и собственных исследований. Введением поправки учитывается то обстоятельство, что с увеличением прочности исходного бетона эффект прессования снижается.

Расчетную величину начального бокового давления назначают в зависимости от принятого метода длительного прессования бетона. Для элементов, изготовленных с использованием пустотообразователей, прессующее давление в бетонной смеси определяется по  формуле

, (14)

где Рn  – прессующее давление в пустотообразователе; d0 – наружный диаметр пустотообразователя при достижении в заполняющем его рабочем агенте давления  Рn  (при отсутствии экспериментальных данных принимается на 20%  больше диаметра пустотообразователя при атмосферном давлении в его рабочем агенте); d – габаритный  размер поперечного сечения колонны (для ТБК с круглым поперечным сечением – наружный диаметр стальной оболочки); – толщина стенки внешней стальной оболочки; ζ – коэффициент бокового давления бетонной смеси (при отсутствии точных данных его значение может быть принято равным 0,3).

Коэффициент 0,7 учитывает снижение уровня прессования со временем вследствие проявления таких процессов, как распрессовка бетона, его возможная усадка и ползучесть.

Для элементов, опрессованных вдавливанием в бетонную смесь стальных трубчатых сердечников, величину прессующего давления  Р1 рекомендуется определять в зависимости от степени уплотнения цементного теста ΔVц. Перед изготовлением ТБК по данной технологии для бетонной смеси следует установить экспериментальную зависимость вида Р1 = f(ΔVц ).

В работе приводятся таблицы для определения ориентировочных значений прессующего давления Р1 в зависимости от степени уплотнения бетонной смеси для ряда составов. Эти значения получены расчетом по методике Н.П.Блещика c учетом релаксации напряжений по результатам исследований И.Н.Ахвердова. С учетом возможных потерь предварительного напряжения в стальной оболочке расчетную величину начального бокового давления рекомендуется принимать равной  .

Для ПО ТБК, изготовленных с использованием расширяющегося цемента,  увеличение прочности бетона за счет его твердения в условиях стесненных деформаций можно не учитывать в запас прочности.

Связь между деформациями и напряжениями для любой точки внешней стальной оболочки в упругой и упруго-пластической стадиях

  (15)

В системе (15) σpz, σpτ, σpr – нормальные (главные) напряжения в трубе в продольном, тангенциальном и радиальном направлениях; εpz, εpτ, εpr – относительные деформации стальной оболочки по соответствующим направлениям; Еs,p – начальный модуль упругости стали; p – коэффициент упругости стали; p – коэффициент поперечной деформации стали трубы.

Коэффициенты упругости для стальной оболочки и арматуры бетонного ядра (при ее наличии) определяются по формулам, аналогичным (2) с учетом предложений Т.А.Мухамедиева. Стальная оболочка в сжатой зоне работает в условиях объемного напряженного состояния (рис. 8,б). Для нее используется известная гипотеза единой кривой А.А.Ильюшина. Согласно ей, зависимость между напряжениями и деформациями «σp-εp», полученную при одноосном растяжении  (сжатии) стальной трубы, можно считать действительной для всех напряженных  состояний при замене текущих напряжений и текущих деформаций εp на интенсивность текущих напряжений σpi и текущих деформаций εpi соответственно.

При расчете прочности ТБК по нелинейной деформационной модели очень важно учитывать изменение коэффициентов поперечных деформаций бетона и стали с ростом уровня напряжений. Только точная оценка количественных соотношений между этими коэффициентами позволяет находить реальную величину бокового давления  стальной оболочки на бетон на любом этапе работы конструкции.

Для определения текущих значений коэффициентов поперечной деформации бетона продольного и радиального направлений μjr(j = z,r) предлагается формула

,  (16)

в которой  – коэффициент Пуассона для бетона;  μjru – предельное значение коэффициента поперечной деформации μjr для бетонного ядра, которое вычисляется по формуле, предложенной Н.И.Карпенко. 

Сходимость  значений μjr, вычисленных с использованием зависимости (16), с опытными данными  Г.Н.Ставрова и В.А.Катаева, Л.Р.Маиляна и Е.И.Иващенко, вполне удовлетворительная. Известная формула Н.И.Карпенко позволяет находить величину μjr практически с такой же точностью. Однако в предлагаемой методике удобнее использовать зависимость .

Текущее значение коэффициента поперечной деформации стальной оболочки  определяется по формуле

,  (17)

в которой  – коэффициент Пуассона стали оболочки; 0,48 – приближенное значение коэффициента в конце площадки текучести.

Значения по формуле (17) хорошо совпадают с  коэффициентами поперечных деформаций, определенными по формуле СНиП 2.05.06-85, и хорошо согласуются с опытными данными Л.Р.Маиляна и Е.И.Иващенко. При этом формула (17) более удобна для использования в предлагаемой методике расчета. 

Основной особенностью расчета сжатых трубобетонных элементов по нелинейной деформационной модели является отсутствие исходных диаграмм для бетона «-» и металла «-», работающих в условиях неоднородного напряженного состояния. В связи с этим, расчет нормальных сечений ТБК по прочности  предлагается выполнять в два этапа.

На первом этапе итерационным  расчетом строят  зависимости между напряжениями и деформациями осевого направления в бетонном ядре и стальной оболочке при кратковременном действии на трубобетонный элемент центрально приложенной нагрузки. Основная сложность построения данных диаграмм связана с тем, что боковое давление бетона на стальную обойму σbr, в значительной степени определяющее их параметры, имеет переменную величину. Оно постепенно возрастает от значений близких к нулю до некой предельной величины , зависящей от конструктивных и геометрических параметров ТБК.

В предлагаемой методике все необходимые параметры указанных диаграмм рассчитываются из совместного решения уравнений систем (1) и (15) оболочки, связывающих напряжения с деформациями бетона и стали для условий негибкого центрально сжатого трубобетонного элемента. Нагрузка считается приложенной кратковременно. Для расчета принимается ряд допущений,  используются  уравнения совместности работы бетона и стали,  а также уравнение равновесия проекций внешних сил и внутренних усилий на продольную ось элемента. После достижения равновесия уточняют ранее вычисленные значения , и при необходимости все расчеты повторяют.

В результате расчетов первого этапа получаем массивы данных (), () для второго этапа.

На втором этапе расчета производится проверка прочности внецентренно загруженного ТБК. Расчетная схема нормального сечения трубобетонного элемента изображена на рис. 9. Для кольцевой формы поперечного сечения разбивку на малые элементы удобнее выполнять в полярной системе координат.

Расчет ведется в соответствии с основными положениями СП 52-101-2003.

Для ТБК, на которые действуют изгибающий момент и продольная  сила с начальным эксцентриситетом , условия прочности записываются в следующем виде:

(18)

, (19)

 


Рис. 9 -  Расчетная схема нормального сечения ТБК 


где  - относительная продольная  деформация волокна, расположенного 

на пересечении координатных осей;  - кривизна продольной оси в плоскости действия изгибающего момента ; – жесткостные характеристики, вычисляемые по формулам типа

(20)

и т.д. согласно СП 52-101-2003.

Значения предельных относительных деформаций бетона при однозначной равномерной эпюре деформаций принимают равными деформации бетонного ядра центрально сжатого трубобетонного элемента . Для ее определения получена следующая формула

,  (21)

в которой - величина относительной деформации бетона в вершине диаграммы «σbz-εbz» при осевом сжатии, принимаемая согласно СП 52-101-2003;  – коэффициент упругости  бетона в вершине диаграммы «-» (в первом приближении можно принимать  ).

Предельные относительные деформации сжатого бетона при двузначной и однозначной неравномерной эпюрах деформаций в нормальном сечении принимаются в соответствии с методикой норм. Для исключения чрезмерных деформаций ТБК при назначении учитывается ограничение .

Предельное значение интенсивности относительных деформаций наиболее сжатого участка εpi стальной оболочки и относительной деформации удлинения растянутого участка стальной оболочки рекомендуется назначать:

- для сталей с физической площадкой текучести - ;

- для сталей с условной площадкой текучести -.

Гибкость внецентренно сжатых трубобетонных элементов учитывается путем увеличения начального эксцентриситета eo на величину продольного прогиба  f . 

При продолжительном действии нагрузки напряженно-деформированное состояние железобетонной конструкции со временем может существенно меняться  вследствие проявления неравновесных процессов деформирования.  В связи с этим  значение относительных деформаций бетонного ядра и стальной оболочки ТБК предлагается определять с учетом реологических свойств бетона.

В процессе твердения бетона в раннем возрасте, когда в основном проявляется химическая усадка, в выполненных экспериментах  не удалось зафиксировать сколь-нибудь заметную ее величину. Медленно развивающиеся деформации высыхания, вследствие изоляции бетонного ядра, также оказались очень малы. Поэтому влияние усадочных деформаций  на изменение напряженно-деформированного состояния ТБК с течением времени несущественно и им можно пренебречь.

Несмотря на приоритетно высокий уровень разработок отечественных ученых в данной области (С.В. Александровского, Н.Х.Арутюняна, В.М.Бондаренко, С.В.Бондаренко, П.И.Васильева, А.Б.Голышева, С.М.Крылова, С.Б.Крылова,  А.Ф.Милованова, Ю.Н.Малашкина,  Е.И. Прокоповича, Р.С.Санжа-ровского, В.Д.Харлаба, Е.Н.Щербакова, А.В.Яшина и др.) для объемно сжатых конструкций исследований ползучести бетона проведено крайне мало. В связи с большими трудностями, возникающими при  использовании нелинейных вариантов теории ползучести для расчета ТБК в общей постановке задачи, воспользуемся предложением В.М.Бондаренко  по использованию меры простой  ползучести.

Бетон в колоннах зданий работает в условиях мгновенного (в статическом смысле) загружения образца сжатием с поддержанием в дальнейшем напряжений на уровне, близком к постоянному при небольших колебаниях температуры и влажности окружающей среды. Для таких условий неравновесные процессы силового деформирования бетона могут быть описаны с помощью меры простой ползучести, которая является эмпирически подобранной функций лишь двух аргументов: времени момента загружения и времени момента наблюдения.  В этой связи, для аналитического описания связи между деформациями и напряжениями, можно предложить достаточно простую методику, основанную на использовании диаграмм-изохрон (работы В.М.Бондаренко, П.И.Васильева, Н.И.Карпенко).

Этот подход и был использован при дальнейшем развитии предлагаемого метода расчета прочности и оценки НДС ТБК для условий длительного деформирования. В диссертации приведены допущения для принятой расчетной модели.

Преимущество данного способа заключается в возможности описывать диаграммы – при различных режимах кратковременного и длительного загружения на всех стадиях деформирования с  помощью  единообразных зависимостей. Аналитическая запись диаграмм-изохрон для любого времени (– возраст бетона к началу загружения)  в объемной постановке подобна аналогичной записи диаграмм кратковременного деформирования бетона в виде системы (1), где учитываются коэффициенты изменения секущего модуля деформаций бетона в  рассматриваемый момент времени  . Значение коэффициентов определяются с использованием формулы подобной (2), но с учетом характеристики линейной ползучести объемно сжатого бетона, которую для ТБК рекомендуется находить по формуле

,  (22)

где  – линейная составляющая характеристики ползучести одноосно  сжатого бетона.

Линейную составляющую характеристики ползучести (t,t0) для рассматриваемого момента времени t и простого режима нагружения предлагается находить по формуле И.Е.Прокоповича, в зависимости от предельной характеристики линейной ползучести одноосно сжатого бетона φ, определяемой по указаниям СНиП 52-01-03.

При расчете ПО ТБК предельную характеристику линейной ползучести φ  находят с учетом длительного прессования бетонной смеси давлением :

, (23)

где и – коэффициенты, подбираемые эмпирическим путем, причем .

Значения коэффициентов и найдены нами  статистической обработкой экспериментальных данных - наших и Г.В.Мурашкина.  В результате, с небольшим округлением, принято .

Для учета нелинейной ползучести используется функция, значение которой для каждого из направлений вычисляется в зависимости от соответствующего уровня напряжений по формуле

,  (24)

в которой  для ТБК принимается ,; для ПО ТБК - , . При   .

Более точное определение характеристики ползучести бетонного ядра ТБК рекомендуется выполнять с учетом изменения во времени модуля упругости бетона по формуле

.  (25)

Формула (25) получена на основании предложения  С.В.Александровского по нахождению меры ползучести одноосно сжатого бетона.

Относительный предел длительной прочности бетона ТБК, определяемый отношением , может быть вычислен с помощью зависимости, предложенной по аналогии с известной формулой Ю.В.Зайцева для случая одноосного сжатия без учета предшествующего нагружения

,  (26)

в которой и - прочности бетона при объемном сжатии соответственно к моменту загружения и ко времени .

Вследствие развития ползучести во времени происходит нарастание  осевых деформаций бетонного ядра, что сопровождается дополнительными деформациями стальной оболочки. Следовательно, напряженно-деформированное состояние элемента изменяется. Все эти процессы  учитываются в предлагаемой методике расчета длительной прочности ТБК. 

В главе 6 изложены упрощенный и приближенный методы расчета прочности сжатых трубобетонных элементов для инженерных расчетов на практике проектирования.

Упрощенный метод основан на нелинейной деформационной модели железобетона с использованием кусочно-линейных диаграмм деформирования бетонного ядра и стальной оболочки. Он предложен на основании анализов результатов, полученных с использованием зависимостей главы 5.

В качестве расчетной диаграммы состояния бетона «-» используется трехлинейная диаграмма, принимаемая согласно указаниям СП 52-101-2003  (заменяется на и на ).  В качестве диаграммы состояния стальной оболочки «-», определяющей связь между напряжениями и относительными деформациями осевого направления при центральном сжатии,  можно принимать трехлинейную диаграмму по рис. 10 (правая часть диаграммы, включая пунктирную линию).

Для определения напряжения в вершине диаграммы получена корреляционная зависимость следующего вида:

,  (27)

где - коэффициент армирования.

Для определения напряжения в другой параметрической точке данной диаграммы (см. рис. 10) получена формула

.  (28)

При этом соответствующая деформация . 

 

 

Рис. 10 - Расчетная диаграмма 

  состояния стальной

оболочки ТБК

Для практических расчетов прочности внецентренно сжатых элементов диаграмму стальной оболочки и арматуры ядра рекомендуется принимать в еще более упрощенном виде. Участок в области растяжения соответствует диаграмме Прандтля. В области сжатия после завершения упругой работы (точка с координатами , на рис. 10) принимается горизонтальный участок с вплоть до относительной деформации .

Приближенный метод основан на определении предельных усилий в бетонном ядре и стальной оболочке. По данному методу при гибкости и  относительных эксцентриситетах приложения сжимающей силы   проверка прочности ТБК круглого сечения производится из условия

, (29)

где - общее количество стержневой арматуры в поперечном сечении; – коэффициент условий работы, принимаемый равным 0,95 при диаметре элемента d 150 мм, в остальных случаях = 1; – коэффициент продольного изгиба, определяемый согласно рекомендациям Л.И.Стороженко; –  коэффициент, учитывающий влияние  начального эксцентриситета приложения  сжимающей силы на прочность ТБК

.  (30)

При расчете на длительные нагрузки расчетное сопротивление бетона cледует умножать на коэффициент условий работы  .

При определении предлагается использовать гибкость композитного  элемента. Формулы  для расчета ТБК круглого и кольцевого сечений приведены в  диссертации.

Для внецентренно сжатых ТБК  назначение их геометрических параметров и приближенное определение несущей способности можно также выполнять с помощью приведенной в работе номограммы. 

Реализация итерационного метода была произведена в виде алгоритма и программы для ЭВМ, по которой были определены теоретические  разрушающие нагрузки Nu для  трубобетонных элементов малой гибкости (l/d 5), испытанных на центральное и внецентренное сжатие как нами, так и другими учеными. Исходные данные для расчетов принимались по данным наиболее известных научных школ в области ТБК, возглавляемых Л.И.Стороженко  и  И.Г.Людковским.

Для большей наглядности и объективности проводимого сопоставления трубобетонные элементы принимались с самыми различными геометрическими и конструктивными параметрами:

-  наружным диаметром внешней стальной оболочки от 93 мм до 1020 мм;

-  толщиной стенки внешней стальной оболочки от 0,8 мм до 13,3 мм;

-  пределом текучести стали оболочки от 240 МПа до 440 МПа;

-  призменной прочностью бетона от до 11,7 МПа до 104 МПа;

-  относительными эксцентриситетами сжимающей нагрузки

Сопоставление теоретических  и опытных значений разрушающих нагрузок выполнено для 77 центрально сжатых и 46 внецентренно сжатых ТБК.  Результаты свидетельствует об их удовлетворительном совпадении: для центрально сжатых образцов наибольшие расхождения составляют +19...-10 % при величине коэффициента вариации вектора ошибок  ; для внецентренно сжатых образцов наибольшие расхождения составили +19…-16 %  при .

Анализ свидетельствует о том, что итерационный метод дает заметно лучшую сходимость с опытами по сравнению с известными предложениями по расчету ТБК.  Использование упрощенного метода приводит к росту погрешности на 39 % в сторону запаса прочности, что для целей проектирования вполне приемлемо.  Приближенный метод дает расхождения с экспериментальными данными  +22…-20%  при  . Таким образом, можно констатировать, что практическое использование всего комплекса разработанных методов дает достаточно достоверную и надежную оценку прочности и НДС как ТБК, так и ПО ТБК.

В главе 7 приведены сведения о внедрении предложенных трубобетонных колонн и методов их расчета в практику строительства и проектирования.

Внедрение ТБК новой конструкции произведено при реконструкции ресторана «Станица» в г. Магнитогорске, при строительстве уникального толстолистового стана 5000 ОАО «Магнитогорский металлургический комбинат», трехэтажного офисного здания с производственными помещениями, подземной автостоянки и двухэтажного магазина строительных материалов в г.Магнитогорске, производственного здания («бомбоубежища») в г.Пласт Челябинской области. Экономический эффект от внедрения составил 4,2 млн. руб.

Внедрение разработанных методов расчета произведено в нормативный документ по расчету и конструированию ТБК и ПО ТБК -  СТО «Трубобетонные колонны», разработанного и изданного НИИЖБ с участием автора.

Внедрение в учебный процесс произведено в Ростовском государственном строительном, Воронежском государственном архитектурно-строительном, Магнитогорском государственном техническом и Кабардино-Балкарском государственном университетах.

Разработаны также новые конструктивные решения стыков ТБК с перекрытиями и предложения по их расчету, представленные в отдельном Приложении и имеющие существенные отличия от традиционных решений для железобетонных или стальных конструкций, что дало возможность реального практического применения ТБК на указанных выше объектах при надежных узлах сопряжения ТБК с другими несущими элементами зданий - фундаментами, перекрытиями, колоннами выше расположенных этажей. 

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Разработана новая конструкция трубобетонной колонны с предварительно обжатым бетонным ядром, защищенная патентами и авторскими свидетельствами.  Предложено три способа ее изготовления:  длительным прессованием бетонной смеси с помощью пустотообразователя специальной конструкции; прессованием бетонной смеси последовательным вдавливанием в нее стальных трубок вдоль направляющего стержня, расположенного коаксиально внешней обойме; с использованием энергии расширяющегося цемента. Разработаны технология, установка и оснастка для изготовления сжатых трубобетонных элементов с предварительно обжатым ядром.

2. Проведенные оригинальные экспериментальные исследования трубобетонных элементов обычных и с предварительно обжатым ядром на центральное и внецентренное сжатие показали, что в последних за счет роста прочности бетонного ядра существенно возрастают предел упругой работы, разрушающая нагрузка и жесткость и снижаются прогибы по сравнению с элементами без обжатия, наблюдается значительно большая общая эффективность трубобетонных элементов с предварительно обжатым ядром при неизменном пластичном характере разрушения.

3. Экспериментально доказано, что деформации усадки и ползучести бетона в трубобетонных колоннах с предварительно обжатым ядром существенно меньше, чем в обычных трубобетонных и значительно меньше, чем в традиционных железобетонных колоннах.

4. Выявлен, что предел длительной прочности трубобетонных элементов с предварительно обжатым ядром при сжатии со случайными эксцентриситетами соответствует уровню нагружения η = 0,85.

5. Разработан итерационный метод расчета прочности и оценки НДС трубобетонных сжатых элементов с предварительно обжатым ядром и обычных при кратковременном действии нагрузки на основе нелинейной деформационной модели, учитывающий неоднородность напряженного состояния и физическую нелинейность бетонного ядра и стальной оболочки, произведено распространение его на длительное действие нагрузки с позиций единого подхода.

6. Разработаны инженерные методы расчета прочности трубобетонных сжатых элементов с предварительно обжатым ядром и обычных:  упрощенный метод расчета - с использованием нелинейной деформационной модели и приближенный метод расчета - по предельным усилиям. Оба метода могут быть реализованы в практических расчетах без ЭВМ при сжатии с любыми эксцентриситетами.

7. Получены зависимости для определения координат вершины диаграммы «-» бетона центрально сжатого ядра трубобетонного элемента в условиях объемного напряженно-деформированного состояния при кратковременном и длительном сжатии. Предложены зависимости для учета влияния предварительного обжатия бетонного ядра на прочностные и деформационные характеристики бетона. Получены зависимости для расчета параметров НДС бетонного ядра и стальной оболочки - коэффициентов упругости и поперечных деформаций, бокового давления бетона в упруго-пластической и пластической стадиях работы.

8. На основании применения диаграмм-изохрон получено аналитическое описание связи между напряжениями и деформациями бетонного ядра и стальной оболочки трубобетонной колонны при длительной нагрузке, предложены формулы для определения характеристики линейной ползучести объемно-напряженного бетона, предела длительной прочности бетонного ядра.

9. Широкомасштабная проверка применимости разработанных рекомендаций и методов расчета, выполненная на большом количестве опытных образцов автора и других исследователей с широким диапазоном варьирования различных факторов и параметров, подтвердила их достоверность и надежность, а также возможность широкого применения в практическом проектировании и строительстве.

10. Осуществлено опытное внедрение трубобетонных колонн с предварительно обжатым ядром на шести объектах в г. Магнитогорске и Челябинской области с суммарным экономическим эффектом 4,2 млн. руб. При этом разработаны новые конструктивные решения стыков трубобетонных колонн, предложения по их конструированию  и расчету.

11. Разработан и издан утвержденный нормативный документ СТО «Трубобетонные колонны», содержащий предложенные методы их расчета и открывший путь к расширенному проектированию и внедрению трубобетонных колонн в практику проектирования и строительства.

  Основное содержание диссертации опубликовано в 65 работах:

- в 14 рекомендованных ВАК изданиях:

  1. Матвеев В.Г. Пустотные брусковые элементы из опрессованного бетона / В.Г.Матвеев, А.Л.Кришан // Бетон и железобетон – № 7, 1989. - С. 24-25. (лично автором выполнено 1 с.).
  2. Матвеев В.Г. Напряженно-деформированное состояние сжатых брусковых ементов пустотного сечения из опрессованного бетона / В.Г.Матвеев, А.Л.Кришан, В.П.Максименко // Известия вузов. Строительство и архитектура - № 8, 1990. - С. 132-135. (лично автором выполнено 1 с.).
  3. Матвеев В.Г. Стержневые элементы пустотного сечения / В.Г.Матвеев, А.Л.Кришан, А.А.Варламов // Бетон и железобетон – № 1, 1993. - С. 2-4. (лично автором выполнено 1 с.).
  4. Кришан А.Л. Сталетрубобетонные колонны с предварительно обжатым ядром / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев, А.И.Сагадатов // Бетон и железобетон – № 6, 2004. – С. 11-14. (лично автором выполнено 1,3 с.).
  5. Кришан А.Л. Новый подход к оценке прочности  сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан // Бетон и железобетон – № 3, 2008. - С. 2-5.
  6. Кришан А.Л. Предварительно обжатые трубобетонные элементы кольцевого сечения / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев, А.И.Сагадатов // Бетон и железобетон – № 4, 2008. - С. 7-11. (лично автором выполнено 2 с.).
  7. Кришан А.Л.  Определение несущей способности сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан, А.И.Заикин, М.С.Купфер  // Бетон и железобетон – № 2, 2008. - С. 22-25. (лично автором выполнено 1,3 с.).
  8. Кришан А.Л. Определение разрушающей нагрузки сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан, А.И.Заикин, М.С.Купфер // Бетон и железобетон – № 9, 2009. - С. 13-16. (лично автором выполнено 1,3 с.).
  9. Кришан А.Л.  Трубобетонные колонны для многоэтажных зданий / А.Л.Кришан // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений – № 4, 2009. - С. 75-80.
  10. Кришан А.Л. Трубобетонные колонны для высотных зданий // А.Л. Кришан, В.В.Ремнев // Промышленное и гражданское строительство – № 10, 2009. - С. 22-24. (лично автором выполнено 1,3 с.).
  11. Кришан А.Л.  Расчет прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан,  А.И.Заикин, А.С.Мельничук // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений – № 1, 2010. - С. 20-25. (лично автором выполнено 2 с.).
  12. Кришан А.Л. Об эффективности использования высокопрочного бетона в трубобетонных колоннах / А.Л.Кришан, В.В.Ремнев // Бетон и железобетон – №  2, 2011. - С. 2-4. (лично автором выполнено 1,5 с.).
  13. Кришан А.Л. Расчет прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан, А.И.Заикин //Бетон и железобетон – № 3, 2011. - С.22-25. (лично автором выполнено 2 с.).
  14. Кришан А.Л. Предложения по расчету прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан, Е.А.Трошкина, А.В.Кузьмин // Вестник МГТУ им. Г.И. Носова.  2011. № 1. С. 66-69. (лично автором выполнено 1,4 с.).

  - в 2  монографиях:

  1. Кришан А.Л.  Трубобетонные колонны высотных зданий / А.Л.Кришан,  А.И.Заикин, А.И.Сагадатов // Монография. – Магнитогорск: ООО «МиниТип», 2010.  – 195 с. (лично автором выполнено 155 с.).
  2. Кришан А.Л.  Трубобетонные колонны с предварительно обжатым ядром / А.Л.Кришан // Монография. – Ростов н/Д: Рост. гос. строит. ун-т, 2011.  – 372 с.

- в 34 других изданиях:

  1. Кришан А.Л. Опрессованные бетонные элементы в стальной обойме / А.Л.Кришан // Строительство и образование. Межвуз. сб. науч. тр. Выпуск 3. – Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2000 - С. 91-94.
  2. Кришан А.Л. Расчет прочности нормальных сечений внецентренно сжатых опрессованных элементов в стальной обойме / А.Л.Кришан // Предотвращение аварий зданий и сооружений: Межвуз. сб. науч. тр. Вып. 1. – Магнитогорск: МГТУ, 2001. С. 136-149.
  3. Кришан А.Л. Новая технология формования железобетонных конструкций / А.Л.Кришан // Градостроительство, современные строительные конструкции, технологии, инженерные системы. Межвуз. сб. науч. тр.  – Магнитогорск: МГТУ, 2001 - С. 91-94.
  4. Кришан А.Л. Опрессованный трубобетон / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев, А.И.Сагадатов // Надежность и долговечность строительных материалов. Материалы III Междунар. науч.-техн. конф. Часть II. – Волгоград: ВолгГАСА, 2003 - С. 40-43. (лично автором выполнено 1,3 с.).
  5. Кришан А.Л. Сталетрубобетонные элементы с предварительно обжатым ядром / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев // Градостроительство, реконструкция и инженерное обеспечение устойчивого развития городов Поволжья: Сб. докладов Всероссийской научно-практической конференции. – Тольятти: ТГУ, 2004. С. 105-108. (лично автором выполнено 2 с.).
  6. Кришан А.Л. Прочность обжатого бетона в стальной обойме / А.Л.Кришан // Архитектура. Строительство. Инженерные системы: Вестник МГТУ. - № 2. – 2003. - С. 14-17.
  7. Кришан А.Л. Расчет прочности сжатых сталетрубобетонных колонн / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев, А.И.Сагадатов // Эффективные строительные конструкции: теория и практика. Сб. статей III Междунар. науч.-техн. конф. – Пенза, 2004. С. 42-44. (лично автором выполнено 1 с.).
  8. Кришан А.Л. Исследование НДС сжатых трубобетонных элементов / А.Л. Кришан, И.В.Аткишкин, К.С.Кузнецов // Строительство и образование: Межвуз. сб. науч. тр. – Екатеринбург: УГТУ-УПИ, 2004. – № 11. – С. 105-107. (лично автором выполнено 1 с.).
  9. Кришан А.Л. Методика расчета сталетрубобетонных колонн / А.Л.Кришан,  М.Ш.Гареев, И.В.Аткишкин // Эффективные строительные конструкции: теория и практика. Сб. статей III Междунар. науч.-техн. конф. – Пенза, 2004. –  С. 4-6. (лично автором выполнено 1 с.).
  10. Кришан А.Л. О предельном состоянии сталетрубобетона / А.Л.Кришан, А.И.Заикин, А.И.Сагадатов // Вестник Уральского государственного технического университета – Екатеринбург: ГОУ ВПО «УГТУ-УПИ», 2005. – С. 55-57. (лично автором выполнено 1 с.).
  11. Кришан А.Л. Трубобетонные элементы с предварительно обжатым ядром / А.Л.Кришан, А.И.Сагадатов // Бетон и железобетон – пути развития. Научные труды 2-й Всероссийской (Международной) конф. по бетону и железобетону. Т. 2. М.: Дипак, 2005. С. 150-158. (лично автором выполнено 5 с.).
  12. Кrishan A.L. Steel pipe-concrete columns with preliminary pressed core / А.L. Кrishan // Application of Codes, Design and Regulations Opportunities: Proceedings of the International Conference held at the University of Dundee, Scotland, UK, 2005.- P. 725-733.
  13. Кришан А.Л. Экономическая эффективность применения трубобетонных конструкций / А.Л.Кришан, И.В.Аткишкин, К.С.Кузнецов // Предотвращение аварий зданий и сооружений: Межвуз. сб. науч. тр. – Магнитогорск: МГТУ, 2005. –  Вып. 4. – С. 152-157. (лично автором выполнено 2 с.).
  14. Кришан А.Л. Определение разрушающей нагрузки центрально сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан, А.И.Сагадатов, А.Ю.Кульевич  // Развитие вуза через развитие науки. Сб. докладов 4-й Межвуз. науч.-практ. конф. – Ч.1 – Тольятти: Современник, ТВТИ, 2006. – С. 30-35. (лично автором выполнено 2 с.).
  15. Кришан А.Л. К расчету прочности сжатых трубобетонных элементов / А.Л. Кришан, И.В.Аткишкин, К.С.Кузнецов // Тез. докл. 63-й науч.-техн. конф. - Новосибирск: НГАСУ, 2006. – С. 76. (лично автором выполнено 0,3 с.).
  16. Кришан А.Л. Подбор состава бетонной смеси для изготовления высокопрочного бетона / А.Л.Кришан, И.В.Аткишкин, К.С.Кузнецов // Предотвращение аварий зданий и сооружений:  Межвуз. сб. науч. тр. – Магнитогорск: ООО «МиниТип», 2006. – Вып. 5. – С. 153-155. (лично автором выполнено 1 с.).
  17. Кришан А.Л. Сжатые сталетрубобетонные элементы из высокопрочного предварительно обжатого бетона / А.Л. Кришан, И.В.Аткишкин, К.С.Кузнецов // Бетон и железобетон в третьем тысячелетии: Мат.-лы IV Междунар. науч.-практич. конф. – Ростов н/Д: РГСУ, 2006. – С. 257-265. (лично автором выполнено 3 с.).
  18. Кришан А.Л. Новое конструктивное решение трубобетонных колонн / А.Л.Кришан // III тысячилетие – новый мир: Труды международного форума по проблемам науки, техники и образования. – Т.2. – 2006. – С. 81-84.
  19. Кришан А.Л. Предложения по расчету прочности сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев, М.С.Купфер // Актуальные проблемы в строительстве и архитетуре. Образование. Наука. Практика: Мат-лы 63-й Всероссийской науч.техн.конф.-Самара: СГАСУ, 2006. – С.356-357. (лично автором выполнено 0,7 с.).
  20. Кришан А.Л. Предожения по расчету прочности сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев, Е.С.Смоленцева  // Состояние современной строительной науки: Сб. науч. тр. – Полтава: ЦНТЭИ, 2006. – С. 269-272. (лично автором выполнено 1 с.).
  21. Кришан А.Л. Трубобетонные конструкции из высокопрочного бетона / А.Л.Кришан, И.В.Аткишкин, К.С.Кузнецов // Актуальные проблемы в строительстве и архитетуре. Образование. Наука. Практика: Мат-лы 64-й Всероссийской науч.техн.конф.- Самара: СГАСУ, 2007. – С.466-467. (лично автором выполнено 0,7 с.).
  22. Кришан А.Л. Сжатые трубобетонные элементы с ядром из специального, расширяющегося, безусадочного реопластичного цемента / А.Л.Кришан, А.С.Мельничук // Конкурс грантов студентов, аспирантов и молодых ученых вузов Челябинской обл.: Сб. рефератов науч.-исследов. работ. – Челябинск: ЮУрГУ, 2007. – С. 208. (лично автором выполнено 0,5 с.).
  23. Кришан А.Л. Эффективные быстровозводимые каркасные здания / А.Л.Кришан // Челябинск. Архитектура. Строительство. № 5. – 2007. – С. 12-13.
  24. Кrishan A.L.  New approach to estimating the durability  of compressed pipe-concrete columns / A.L.Krishan, E.A.Troshkina // Concrete Durability: Achievement and Enhancement: Proceedings of the 7th International Congress held at the University of Dundee, Scotland, UK, 2008.- P. 143-151. (лично автором выполнено 4 с.).
  25. Кришан А.Л. Трубобетонные колонны с ядром из бетона на расширяющемся цементе / А.Л.Кришан, М.Н.Кошелев, К.С.Кузнецов, А.С.Мельничук // Мат-лы 66-й науч.техн.конф.: Сб. докл. - Т.2. – Магнитогорск: ГОУ ВПО «МГТУ», 2008. – С. 6-7. (лично автором выполнено 0,5 с.).
  26. Кришан А.Л. К расчету прочности нормальных сечений трубобетонных конструкций по нелинейной деформационной модели / А.Л.Кришан, М.Ш.Гареев // Эффективные строительные конструкции: теория и практика. Сб. статей YIII Междунар. науч.-техн. конф. – Пенза, 2008. –  С. 40-43. Лично автором выполнено 2 с.
  27. Кришан А.Л.  Прочность нормальных сечений  трубобетонных колонн / А.Л.Кришан // Инженерные системы 2009: Мат-лы междунар. науч. практич. конф. – М.: РУДН, 2009. - С. 32.
  28. Кришан А.Л.  Трубобетонные колонны из высокопрочного бетона / А.Л.Кришан // Технологии бетонов – № 4, 2009. - С. 10-12.
  29. Кришан А.Л. Оценка напряженно-деформированного состояния сжатых трубобетонных элементов / А.Л.Кришан, А.И.Сагадатов  // Предотвращение аварий зданий и сооружений: Межвуз. сб. науч. тр. – М., 2009. – Вып. 8. – С. 509-515. (лично автором выполнено 4 с.).
  30. Кришан А.Л. Трубобетонные колонны для высотных зданий / А.Л.Кришан, В.В.Ремнев // Актуальные проблемы исследований по теории сооружений: Сб. науч. статей. – Ч.2/ ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко. - М.: ОАО «ЦПП», 2009. - С. 122-129. (лично автором выполнено 4 с.).
  31. Кришан А.Л.  Оценка напряженно-деформированного состояния бетонного ядра трубобетонных колонн / А.Л.Кришан // Инженерные системы 2010: Мат-лы междунар. науч. практич. конф. – М.: РУДН, 2010. - С. 75.
  32. Кришан А.Л.  Предложения по расчету прочности трубобетонных колонн круглого поперечного сечения / А.Л.Кришан, Д.Р.Шагеев // Прочность и разрушения материалов и конструкций:  Мат-лы междунар. науч. практич. конф. – Оренбург: ОГУ,  2010. - С. 168-173. (лично автором выполнено 3 с.).
  33. Кришан А.Л. Расчет прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан, А.С.Мельничук, В.В.Ремнев // Теория и практика расчета зданий, сооружений и элементов конструкций. Аналитические и численные методы: Сб. трудов междунар. науч. практич. конф. – М., МГСУ, 2010. - С. 187-198. (лично автором выполнено 4 с.).
  34. Кришан А.Л. Реализация нелинейной деформационной модели при расчете прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан, А.И.Сагадатов, А.С.Мельничук // Предотвращение аварий зданий и сооружений: Межвуз. сб. науч. тр. – М., 2010. – Вып. 9. – С. 635-644. (лично автором выполнено 3,3 с.).
  35. Кришан А.Л. Напряженно-деформированное состояние бетонного ядра трубобетонных колонн / А.Л. Кришан, Е.А.Трошкина // Строительство и образование: Межвуз. сб. науч. тр. – Екатеринбург: ФГАОУ ВПО УрФУ, 2010. – № 13. – С. 44-47. (лично автором выполнено 2 с.).
  36. Кришан А.Л.  Расчет прочности сжатых  трубобетонных элементов при длительном нагружении / А.Л.Кришан // Актуальные проблемы бетона и железобетона:  Мат-лы науч. практич. конф. – Ростов н/Д: Рост. гос. строит. ун-т, 2010. - С. 102-107.
  37. Кришан А.Л.  Диаграммный расчет прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан // Инженерные системы 2011: Мат-лы междунар. науч. практич. конф. – М.: РУДН, 2011. - С. 79.
  38. Кришан А.Л.  К расчету длительной прочности трубобетонных колонн / А.Л.Кришан, А.С.Мельничук // Инженерные системы 2011: Мат-лы междунар. науч. практич. конф. – М.: РУДН, 2011. - С. 78. (лично автором выполнено 0,5 с.).

  - в 11авторских свидетельствах и патентах на полезные модели:

  1. Сжатый железобетонный призматический элемент, способ и устройство для его изготовления. Амелькин Г.И., Матвеев В.Г., Варламов А.А., Кришан А.Л. А.с. 981536 СССР, МКИ3 Е 04 G 21/12. 1982. Бюл. № 46.
  2. Способ изготовления сжатого железобетонного призматического элемента и устройство для его изготовления.  Амелькин Г.И., Матвеев В.Г., Варламов А.А., Кришан А.Л. А.с. 1021749 СССР, МКИ3 Е 04 G 21/12. 1983. Бюл. № 21.
  3. Пустотообразователь. Кришан А.Л., Гареев М.Ш. Свидетельство № 21373 на полезную модель: БИПМ, 2002. - № 2. 
  4. Строительный элемент в виде стойки. Кришан А.Л., Матвеев В.Г., Гареев М.Ш., Матвеев И.В.  Свидетельство № 26575 на полезную модель: БИПМ, 2002. - № 34.
  5. Установка для формования объемно напряженных стержневых пустотных элементов. Матвеев В.Г., Кришан А.Л.,, Мартынова С.В. Патент на полезную модель: БИПМ, 2004. - № 33.
  6. Строительный элемент в виде стойки. Кришан А.Л., Аткишкин И.В., Кузнецов К.С., Сагадатов А.И. Патент № 49861 на полезную модель: БИПМ, 2005. - № 34.
  7. Стыковое соединение безбалочного железобетонного перекрытия с колонной Кришан А.Л., Купфер М.С., Мельничук А.С. Патент № 71999 на полезную модель: БИПМ, 2008. - № 9.
  8. Стыковое соединение перекрытия с колонной. Антонюк В.В., Васев А.И., Бурлуцкий Д.В., Купфер М.С., Кришан А.Л. Патент № 73682 на полезную модель: БИПМ, 2008. - № 9.
  9. Строительный элемент в виде стойки. Кришан А.Л., Антонюк В.В., Сабиров Р.Р., Суровцев М.М.  Патент № 95347 на полезную модель: БИПМ, 2010. - № 17.
  10. Узел сопряжения трубобетонных колонн с балками перекрытий. Кришан А.Л., Мельничук А.С. Патент № 95691 на полезную модель: БИПМ, 2010. - № 19.
  11. Строительный элемент в виде стойки. Кришан А.Л., Сабиров Р.Р., Суровцов М.М., Кришан М.А., Кошелев М.Н. Патент № 104213 на полезную модель: БИПМ, 2011. - № 13.






© 2011 www.dissers.ru - «Бесплатная электронная библиотека»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.