11059

диаграммы практически пропорциональны, что может говорить о соизмеримом вкладе бетона на каждом этапе деформирования.

a b c

Рис. 1. Диаграммы деформирования образцов при продольном сжатии: a – полая труба и неармированный трубобетон, 100 мм; b – железобетон, 700 мм; c – армированный трубобетон, 700 мм

На рис. 2 показаны диаграммы потери устойчивости железобетонного и трубобетонного образцов. Для оценки влияния железобетонного сердечника на рис. 2, b диаграмма приводится в сравнении с ранее полученной диаграммой для полой трубы.

a b

Рис. 2. Диаграммы с индикаторов в плоскости потери устойчивости для образцов длиной 700 мм: a – железобетон, b – армированный трубобетон и полая труба

Выводы:

1.Железобетонные образцы длиной 100 мм и 700 мм продемонстрировали одинаковую несущую способность. Это означает, что потеря устойчивости образца длиной 700 мм не наступила, а он разрушился как центрально-сжатый. Разрушение произошло в первую очередь в результате потери устойчивости арматуры. Это подтверждается тем, что суммарная нагрузка, которую способны выдержать 6 стержней, изготовленных из арматуры А500, составляет 57,7 кН, что практически соответствует итоговой разрушающей нагрузке образцов, равной 59 кН;

2.Введение стальной трубы-обоймы увеличило несущую способность бетона на 449 кН, в то время как несущая способность трубы

1330

76х3,5мм марки 09Г2С составляет 291 кН. Таким образом вклад в увеличение несущей способности увеличивается на 43%. Это объясняется тем, что бетонный сердечник препятствует потере устойчивости стенки трубы, а труба в свою очередь препятствует поперечному деформированию бетона и его последующему выкрашиванию. Таким образом суммарная несущая способность превосходит алгебраическую сумму несущих способностей, составляющих системы;

3.Введение арматуры в трубобетонный образец увеличивает несущую способность на 114 кН, в то время как несущая способность арматуры составляет 57,7 кН. Таким образом ее вклад в несущую способность трубобетонного элемента за счет стесненности сечения увеличивается на 98%;

4.Несущая способность трубобетонного армированного образца длиной 700 мм составила 370 кН, что составляет 60% от несущей способности образца длиной 100 мм. Несмотря на уменьшение несущей способности образца в целом за счет процесса потери устойчивости, вклад введения стальной трубы-оболочки составляет 311 кН. При этом несущая способность трубы длинной 700 мм из стали марки 09Г2С при расчете по СП 16.13330.2017 составляет 272 кН, таким образом вклад в несущую способность возрастает на 14%.

5.Характер деформирования трубобетонных образцов при их сопоставлении с аналогичными полыми трубами показывает, что диаграммы центрального сжатия и устойчивости практически пропорциональны, это может говорить о соизмеримом вкладе бетона на каждом этапе деформирования. Отметим, что для центрально сжатых коротких образцов переход в неограниченное пластическое состояние для трубобетонных и полых образцов наступает при одинаковых значениях деформаций, следовательно, именно потеря несущей способности трубы приводит к потере несущей способности образца, в то время, как бетон, находящийся в закритической зоне, оказывает поддерживающий эффект и мгновенно разрушается при наступлении критических деформаций трубы.

Литература 1. Кикин, А.И. Конструкции из стальных труб, заполненных бетоном

/ А.И. Кикин, Р.С. Санжаровский, В.А. Трулль // М., Стройиздат. – 1974. – 144 с.

2. Кришан, А.Л. Трубобетонные колонны для многоэтажных зданий // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. – 2009.

–№ 4. – С. 75-80.

3. Овчинников, И.И. О проблеме расчета трубобетонных конструкций с оболочкой из разных материалов. Часть 2. Расчет трубобетонных конструкций с металлической оболочкой / И.И. Овчинников, И.Г. Овчинников, Г.В. Чесноков, Е.С. Михалдыкин //

1331

Интернет-журнал Науковедение. – 2015. – Т. 7. № 4(29). – С. 91. – URL: http://naukovedenie.ru/PDF/02TVN116.pdf.

4.Lehman, D.E. Circular Concrete-Filled Tubes for Improved Sustainability and Seismic Resilience / D.E. Lehman, K.G. Kuder, A.K. Gunnarrson, C.W. Roeder, J.W. Berman // Journal of Structural Engineering. – 2015. – No 141.

5.Li P. Behavior of Concrete-Filled Steel Tube Columns Subjected to Axial Compression / Li P., Zhang T., Wang C. // Advances in Materials Science and Engineering. – 2018. – Pp. 1-15.

6.Lu Y. Behavior of steel fiber reinforced concrete-filled steel tube columns under axial compression / Lu Y., Na Li, Li S., Liang H. // Construction and Building Materials. – 2015. – No 95. – Pp. 74-85.

7.Dai, X.H. Numerical analysis of slender elliptical concrete filled columns under axial compression / X.H. Dai, D. Lam, N. Jamaluddin // ThinWalled Structures. – 2014. – No 77. – Pp. 26–35.

А.П. Помазов, Е.П. Исаева

ФГБОУ ВО «Нижегородский государственный архитектурно- строительный университет», г. Нижний Новгород, Россия

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ РАСЧЕТНЫХ ДЛИН И КОЭФФИЦИЕНТОВ ПРОДОЛЬНОГО ИЗГИБА КОМПОЗИТНЫХ ТРУБОБЕТОННЫХ ОБРАЗЦОВ

В современной строительной практике высотного строительства широко применяются трубетонные колонны, сечение которых состоит из бетонного или железобетонного сердечника в стальной обойме [1]. Эффективность таких колонн связана с их высокой несущей способностью при малых поперечных сечениях.

Существующие нормативные методики проектирования сталежелезобетонных и в том числе трубобетонных конструкций [2] не позволяют полностью предсказать напряженно-деформированное состояние и определить критическую силу потери устойчивости, поэтому возникает задача экспериментального определения критических сил, зависимостей расчетных длин и коэффициентов продольного изгиба, сравнение их значений с нормативной базой.

Для изучения устойчивости трубобетонных элементов были изготовлены круглые трубобетонные армированные образцы диаметром 76 мм с длинами 100 и 700 мм (рис.1). Для определения коэффициентов продольного изгиба образцы доводились до разрушения с помощью пресса П-125 с максимальной сжимающей нагрузкой 1200 кН. Для определения

1332

расчетных характеристик трубы, бетона и арматуры были испытаны соответствующие образцы [3].

а) б)

Рис.1. Изготовленные трубобетонные образцы длиной 100 мм (а) и 700 мм (б)

Определяются прочностные характеристики материалов. Марка стали трубы определена с помощью разрушения образца с помощью пресса. Класс арматуры (А400) определен с помощью разрывной машины Р-5. Механические характеристики бетона определены с помощью пресса ИП-100. На образец длиной 300 мм были установлены 2 тензорезистора, соединенных через мост Уитстона с восьмиканальной тензометрической станцией ZET 017-T8, позволяющей определить относительную деформацию (рис.2).

а б Рис.2. Установка для тензометрических испытания бетона: а – бетонный образец

до испытаний; б – разрушенный бетонный образец после испытаний

Всего было проведено 3 эксперимента: испытание короткого образца длиной 100 мм для определения несущей способности без потери устойчивости, испытания длинного образца длиной 700 мм при условиях закрепления «шарнир-шарнир» (рис.3) и «заделка-шарнир» (рис.4). Стоит

1333

отметить, что в эксперименте с закреплением «заделка-шарнир» заделка является частично податливой, в результате чего реальная расчетная длина определялась непосредственно после проведения испытаний измерением расстояния между точками перегиба.

Результаты исследования

При обработке результатов деформирования бетонного образца установлено, что разрушение произошло при нормальных напряжениях 11 МПа, относительной деформации 2,24‰, что соответствует классу В12,5 [4]. При испытания короткого образца длиной 100 мм, изготовленного из той же партии бетонной смеси расчетное сопротивление образца составило 15 МПа. Таким образом, коэффициент перехода от «кубиковой» к «призменной» прочности составил 0,73.

Разрушение образца трубы произошло в результате раскрытия шва трубы, максимальная нагрузка составила 313 кН. При этом нормальные напряжения составили 390 МПа, что соответствует марке 09Г2С с условным пределом текучести 350 МПа. Результаты испытаний арматуры подтвердили класс А400, предел текучести соответствовал нагрузке 14,5 кН (513 МПа), а предел прочности – 17,2 кН (608 МПа).

а б в Рис.3. Расчетная схема трубобетонного образца длиной 700 мм при закреплении

«шарнир-шарнир» (а) и деформированный образец после потери устойчивости (б), экспериментальная установка при закреплении «шарнир» – «шарнир» (в)

При испытании трубобетонного образца длиной 700 мм с шарнирным закреплением (рис. 3) потеря устойчивости произошла при осевой сжимающей нагрузке 370 кН. По сравнению с разрушающей нагрузкой для короткого образца того же сечения, критическая сила составила 59,7%, что соответствует коэффициенту продольного изгиба φ = 0,597.

1334

а б в г Рис.4. Расчетная схема трубобетонного образца длиной 700 мм при закреплении

«заделка-шарнир» (а); деформированный образец в экспериментальной установке (б) после потери устойчивости и геометрическая схема образца с расчетными длинами (в), экспериментальная установка при закреплении «заделка» – «шарнир» (г)

Трубобетонный образец длиной 700 мм при жестком закреплении «заделка-шарнир» (рис. 4) потерял устойчивость при критической силе 460 кН. В этом случае коэффициент продольного изгиба составил φ = 0,742. Для определения расчетной длины были измерены расстояние между торцами и расстояние между точками перегиба деформированного образца. Коэффициент расчетной длины составил μ = 0,720. Отличие экспериментального значения коэффициента расчетной длины от теоретического (μ = 0,7) объясняется частично податливой природой заделки, о чем говорилось выше.

Для дальнейших исследований выполнено сравнение полученных коэффициентов продольного изгиба с теоретическими характеристиками для полой стальной трубы, определенными по нормативным документам

[5]:

Закрепление «шарнир – шарнир»:

îc = Â ë̅= T>EXa Æ Að = TÊ>EX∙ Æ Að = 12,57∙ 77,0 Æ206000350 = 1,237 = 0,951.

Закрепление «жесткая заделка – шарнир»:
a	ð	Ê ∙	ð		0,7 ∙ 73,5
				=			350	= 0,826 = 0,979.
î$ = Â ë̅= T>EX	Æ A	= T>EX	Æ A		2,57	Æ206000

Из расчетов видно, что коэффициент продольного изгиба для трубобетона меньше, чем для стальной трубы, на 37,2% при шарнирном закреплении, и на 24,2% при закреплении «заделка-шарнир».

1335

Разница между полученным в результате эксперимента значением коэффициента продольного изгиба трубобетонного образца и теоретическим значением, определенным для полой стальной трубы, может быть обусловлена тем, что несущая способность короткого (100 мм) трубобетонного образца значительно превышает критическую нагрузку. Так, заполнение стальной трубы армированным бетоном позволило увеличить несущую способность сечения в 2,23 раза, а критическую силу, при которой происходит потеря устойчивости – лишь в 1,40 раза для шарнирно закрепленного стержня и в 1,69 раза – для стержня с закреплением «заделка-шарнир».

Стальная труба теряет устойчивость за счет местной потери устойчивости стенки. В случае трубобетонной конструкции, бетон при работе в трубе находится в сложном трехосном напряженно- деформированном состоянии, и потеря устойчивости происходит за счет изгиба стержня.

По результатам проведенных исследований можно сделать следующие выводы:

1.Расчетные длины для трубобетонных образцов при различных закреплениях соответствуют ожидаемым, определенным с помощью коэффициента расчетной длины (для шарнирно закрепленного с обоих концов – μ = 1, для закрепления «заделка – шарнир» – μ ≈ 0,7).

2.Коэффициенты продольного изгиба при совместной работе железобетона и стальной трубы имеют значения меньшие, чем у полой трубы, что происходит за счет высокой прочности короткого трубобетонного образца, что не наблюдается для короткой полой трубы;

3.Значительное увеличение (на 40-70%) несущей способности конструкций при заполнении трубы бетоном может оказаться экономически выгодным ввиду низкой стоимости бетона (в сравнении со сталью) при дальнейшей минимизации трудозатрат при изготовлении конструкций.

Литература

1.Кришан А. Л. Новое конструктивное решение трубобетонных колонн // III тысячелетие – новый мир: Труды международного форума по проблемам науки, техники и образования. – 2006. – Т. 2. – с. 81-84.

2.СП 266.1325800.2016 Конструкции сталежелезобетонные. Правила проектирования. (с Изменением N 1,2, с Поправкой). – Введ. 01.07.2017. – М.: Стандартинформ, 2016 – 132 с.

3.Хазов, П.А. Экспериментальное исследование прочности

композитных трубобетонных образцов малогабаритных сечений. / П.А. Хазов, В.И. Ерофеев, Д.М. Лобов, А.К. Ситникова, А.П. Помазов //

1336

Приволжский научный журнал /Нижегор. гос. архитектур.-строит. ун-т. –

Нижний Новгород, 2022. – № 3. – С. 36-43.

4.	YouTube:	Испытали	бетон	B12,5.	URL:
https://www.youtube.com/watch?v=bmgA_B_WWto				(дата	обращения
15.10.2022) – Видеозапись.

5.СП 16.13330.2017 Стальные конструкции. Актуализированная редакция СНиП II-23-81* (с Изменениями N 1, 2, 3, с Поправкой). – Введ. 28.08.2017. – М.: Стандартинформ, 2022– 148 с.

6.YouTube: Испытания трубобетонной стойки на устойчивость. URL: https://www.youtube.com/watch?v=w6SFexNgRaM (дата обращения 15.10.2022) – Видеозапись.

А.М. Анущенко

ООО «ЦВС», ФГАОУ ВО Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого

ВАРИАНТ РЕАЛИЗАЦИИ ДИНАМИЧЕСКОГО ГАСИТЕЛЯ КОЛЕБАНИЙ ДЛЯ ВЫСОТНОГО ЗДАНИЯ

Необходимость регулирования динамической реакции высотного здания на ветровые пульсационные воздействия связана с требованиями по обеспечению физиологической комфортности пребывания людей, зафиксированными в своде правил [1]. В качестве предельного параметра устанавливается величина ускорения этажа, которая не должна превышать 0.08 м/с2 при действии нормативного значения пульсационной составляющей ветровой нагрузки, принятой с понижающим коэффициентом 0.7.

Для высотных зданий нерегулярных в плане, со стеновыми железобетонными несущими конструкциями применение ряда традиционных способов снижения динамических реакций, например, установка стеновых демпферов, может быть неэффективной [2].

В мировой практике находят широкое применение демпферы регулируемой массы (ДРМ), которые, как правило, устанавливаются в верхней части здания [3]. Они представляют собой устройства, состоящие из элемента, концентрирующего в себе массу, и опор, пружин, демпферов, которые связывают его с основными несущими конструкциями здания. При динамическом возбуждении часть энергии колебаний каркаса здания передается на ДРМ, который начинает совершать собственные колебания, обеспечивая тем самым изменение динамической реакции основных конструкций. Как правило, ДРМ настраивается на первую основную

1337

частоту здания, которая имеет наибольше модальное участие в структурной реакции [4].

В общем случае схема здания с установленным ДРМ может быть проиллюстрирована присоединенной через пружину с жесткостью kd и демпфер с относительным демпфированием cd массой md к основному структурному элементу, обладающему массой М, жесткостью К и демпфированием С (рис. 1).

Рис. 1. Модель «основной структурный элемент + демпфер регулируемой массы»

В соответствии с рекомендациями [3-5] частота ДРМ определяется в зависимости от основной частоты здания, через соотношения следующего вида:

		Â =	õ•E
			B1 b Ê ;					1)
	– масса ДРМ,	Ê =	õ•E	,				2)
где		õ•E – модальная масса здания, соответствующая
Â	,						– частота ДРМ,
частоте, на которую производится настройка демпфера,
демпфераõ•E					производится			настройка
	– частота здания или сооружения, на которую					Â
	В качестве объекта,	для которого предусматривается использование

ДРМ выступает 43-х этажный жилой дом высотой 148.42 м с общими габаритами в осях 30.2х35.9 м. Конструктивная схема здания бескаркасная с несущими продольными и поперечными монолитными железобетонными стенами, а также ядром жесткости (рис. 2).

По результатам инженерно-гидрометеорологических изысканий было определено наиболее неблагоприятное направление ветрового воздействия, для которого осуществлялась разработка ДРМ (рис. 3, а). Максимальные величины ускорений перекрытий этажей, возникающие при действии ветровых пульсаций, указаны на рис. 3, б.

1338

б) а)

Рис. 2. 43-х этажный жилой дом: а) план типового этажа; б) визуализация здания

а)

б)

Рис. 3. Реакция здания на ветровое воздействие:

а) направление воздействия; б) максимальные ускорения перекрытий

Суммарные ускорения в уровне верхних этажей превышают допустимый параметр 0,08 м/с2 более чем в 2 раза, в связи с чем необходимо применение мероприятий по уменьшению динамических реакций здания на ветровое воздействие.

Расчетные обоснования применения ДРМ производились с применением программного комплекса SCAD Office методом прямой динамики во временной области. С учетом данных инженерно- гидрометеорологических изысканий задавались переменные во времени суммарные усилия от пульсационной составляющей ветрового воздействия в уровнях перекрытий этажей во временной области 81 сек. Изменения суммарных ускорений верхнего этажа представлены на рисунке 4 (синяя линия).

Итерационные расчеты показали, что настройка ДРМ массой 975…1300 т, что составляет 1.5…2% от суммарной массы здания, включающей вес конструкций и временные длительные нагрузки, в

1339