Методическое пособие 809

Рис. 2. Вариатропия свойств виброцентрифугированного изделия кольцевого сечения

Правильность направления исследований была подтверждена выбором оборудования и инструментария, позволивших оценить реальную вариатропию структуры бетона.

Вработе [29] оценено влияние вида технологии изготовления (вибрирование, центрифугирование, виброцентрифугирование) на интегральные (общие по сечению) и дифференциальные (различающиеся по сечению) характеристики бетона, а именно: плотность, прочность на сжатие (на кубиках и призмах) и растяжение (осевое и при изгибе), предельные деформации при сжатии и растяжении, модуль упругости, а также диаграммы «напряжения — деформации».

Влаборатории по трем технологиям (вибрирование, центрифугирование и виброцентрифугирование) были заформованы образцы со следующими величинами диаметра: внешний — 450 мм, внутренний — 150 мм и высотой 1200 мм. Каждый из этих образцов использовался в нескольких видах испытаний (для вычисления интегральных и дифференциальных характеристик) в различные сроки твердения бетона, а именно: 7, 28 и 180 суток. Также для полноты данных исследования с помощью прибора «Пульсар 2.2» проводился ультразвуковой контроль прочности внешнего, среднего и внутреннего условных слоев бетона, формование которого осуществлялось центрифугированием и виброцентрифугированием [29].

Авторами [29] экспериментально подтверждено обоснование трехслойной вариатропной структуры центрифугированного и виброцентрифугированного бетонов. Установлено, что технология изготовления практически не влияла на плотность бетона во все исследуемые сроки твердения. Виброцентрифугированные бетоны в любое время твердения имели наибольшую прочность по сравнению с вибрированными и центрифугированными (на сжатие— до 22 %, на растяжение — до 27 %). Предельные деформации при осевом сжатии и растяжении в любые сроки твердения при сравнении между тремя технологиями уплотнения бетона были минимальны у виброцентрифугирования (разница до 6 %). Различия в модулях упругости при сжатии и растяжении в любом возрасте составляли до 8 % между виброцентрифугированным бетоном и бетонами двух других рассматриваемых технологий. Диаграммы «напряжения — деформации» при сжатии и растяжении у бетонов после виброцентрифугирования в сравнении с вибрированием и центрифугированием во все исследуемые сроки твердения имели следующие характеристики: максимум смещался вверх и влево (повышение прочности при снижении деформаций), угол подъема в начале координат рос, то есть у диаграмм возрастала подъемистость восходящей и пологость нисходящей ветвей.

Сравнительный анализ свойств слоев центрифугированного бетона показал, что наибольшей прочностью обладает внешний слой (примерно на 49 % больше, чем внутренний, и на 23 % , чем средний слои), далее средний слой (приблизительно на 21,5 % больше, чем внутренний слой) и наименьшая прочность у внутреннего слоя, на свойства которого влияние технологии изготовления минимально [29].

31

Научный журнал строительства и архитектуры

Прочность слоев виброцентрифугированного бетона распределялась следующим образом: у внешнего слоя — на 13 % больше, чем у среднего, и на 55 % больше, чем у внутреннего; у среднего слоя — на 37 % больше, чем у внутреннего. Следовательно, тенденция распределения прочности у двух рассматриваемых технологий была одинаковой, но по-разному качественно выражена — кривые зависимости прочности слоев при центрифугировании имели выпуклость вниз, а при виброцентрифугировании — вверх.

Предельные деформации как при сжатии, так и при растяжении минимальны у внешнего слоя, максимальны у внутреннего и примерно промежуточного значения между ними — у среднего слоя: чуть более — у центрифугированных бетонов и менее — у виброцентрифугированных бетонов.

Логично, что по сечению оказались различны и диаграммы «напряжения — деформации». У центрифугированных бетонов диаграмма внешнего слоя с наибольшей прочностью и модулем упругости и наименьшими деформациями характеризуется перемещением максимума вверх и влево с большей подъемистостью в восходящей ветви и более резкой пологостью в нисходящей ветви. У внутреннего же слоя с наименьшими прочностью и модулем упругости и наибольшими деформациями диаграмма была наиболее низкой и пологой. Диаграмма деформирования среднего слоя имела промежуточное положение в сравнении с двумя другими слоями. Диаграммы деформирования слоев виброцентрифугированных бетонов показывают ту же картину, но с большей разницей [29].

Авторы заключают: вариатропию бетонных элементов кольцевого сечения и различающиеся в связи с ней характеристики бетона следует учитывать в расчетах конструкций.

3. Расчетные рекомендации по определению конструктивных характеристик центрифугированных и виброцентрифугированных бетонов в зависимости от значений технологических факторов и возраста. В [29] по результатам статистической обработки опытных данных при надежности 0,95 рекомендованы значения нормативных и расчетных сопротивлений для предельных состояний I и II групп, предельных деформаций и начальных модулей упругости при сжатии и растяжении центрифугированных и виброцентрифугированных бетонов.

Авторами представлены варианты расчетного определения интегральных конструктивных характеристик бетонов в возрасте 28 суток, полученных центрифугированием и виброцентрифугированием. При этом за единицу приняты показатели вибрированного бетона, а для двух других видов бетона применялся коэффициент Кi,28 в дополнение к показателям вибрированного [29].

Расчетное определение интегральных характеристик центрифугированных и виброцентрифугированных бетонов в зависимости от вида технологии формования и уплотнения выражалось во введении коэффициентов для нахождения каждой из характеристик сжатия

(КRb,28Rb; К bR,28 bR; КЕb,28Еb) и растяжения (КRbt,28Rbt; К btR,28 btR; КЕbt,28Еbt), где Ki,28 — попра-

вочные коэффициенты, равные отношению к ее базовому значению для вибрированного бетона в возрасте 28 суток [29].

Определение интегральных характеристик бетонов в зависимости от срока твердения предложено осуществлять при помощи зависимостей, коэффициенты в которых определены статистическими методами. Расчетную оценку предложено производить по аналитическим зависимостям для определения коэффициентов Кi,t, вводимых для каждой из прочностных и деформативных характеристик, равных отношению той или иной характеристики к ее базовому значению в возрасте 28 суток [29]:

где fi,t — соответствующие функции одного вида; t — возраст бетонов, сут.

За единую функцию fi, t (t) в уравнении (1) в целях единообразия принималась формула П. Сарджина (ЕКБ-ФИП) для описания диаграмм деформирования бетона:

32

где Кi,t — отношения искомого значения текущей характеристики бетона в возрасте t к ее значению в возрасте 28 суток; Ко — управляющий параметр для каждой характеристики [29].

Таким образом, чтобы учесть зависимость изменения характеристик бетонов от их возраста, необходимо умножать значения их характеристик в возрасте 28 суток на соответствующие коэффициенты Кi,t, величины которых найдены для всех характеристик бетона в любом возрасте при помощи статистической обработки. Все конструктивные характеристики исследованных бетонов были описаны зависимостями (2) [29].

Экспериментально и аналитически получены диаграммы деформирования при сжатии

ирастяжении всех исследованных бетонов в любые сроки твердения, доказано их подобие

иданы рекомендации по их построению по зависимости П. Сарджина, рекомендованной ЕКБ-ФИП:

где R и R — прочность и деформация на сжатие или растяжение; К= RЕ/R — численный параметр, равный отношению начального Е (касательного) модуля упругости к предельному (секущему) модулю упругости в момент достижения максимума функции (3) с координатами R и R [29].

Анализ выявил подобие диаграмм «напряжения — деформации» при сжатии и растяжении для центрифугированных и виброцентрифугированных бетонов, а также расположение максимумов этих диаграмм на одной прямой, проходящей через начало координат; также доказано, что подобие диаграмм «σb – εb» и «σbt – εbt» характерно и для приращений этих диаграмм после их максимумов для исследуемых бетонов в любые сроки твердения [29].

Для единообразия расчетных зависимостей применялись одинаковые функции в целях:

оценки изменения прочностных и деформативных характеристик при сжатии и растяжении;

описания диаграмм деформирования и их приращений при сжатии и растяжении;

оценки зависимости изменений прочностных и деформативных характеристик и диаграмм деформирования и их приращений при сжатии и растяжении [12, 19, 20, 22, 28, 29].

Авторы выделили три этапа определения расчетных характеристик и диаграмм «напряжения — деформации» всех исследуемых видов бетона в любые сроки твердения. Первый этап состоит в анализе изменения прочностных и деформативных характеристик виброцентрифугированных и центрифугированных бетонов по отношению к вибрированным по-

сле 28 суток твердения: при сжатии — КRb,28Rb; К bR,28 bR; КЕb,28Еb, и при растяжении — КRbt,28Rbt; К btR,28 btR; КЕbt,28Еbt. Второй этап заключается в исследовании зависимости характеристик бетона от его возраста при помощи коэффициентов: при сжатии — КRb,tКRb,28Rb;

К bR,tК bR,28 bR; КЕb,tКЕb,28Еb, и при растяжении — КRbt,tКRbt,28Rbt; К btR,tК btR,28 btR; КЕbt,tКЕbt,28Еbt.

Третий этап включает в себя интерпретацию диаграмм «напряжения — деформации» бетонов при сжатии и растяжении в любых возрастах, используя следующие параметры: при

сжатии — КRb,tКRb,28Rb; К bR,tК bR,28 bR; КЕb,tКЕb,28Еb, и при растяжении — КRbt,tКRbt,28Rbt; К btR,tК btR,28 btR; КЕbt,tКЕbt,28Еbt [29].

33

Научный журнал строительства и архитектуры

Оценку дифференциальных характеристик центрифугированного и виброцентрифугированного бетона предложено осуществлять с помощью универсальных зависимостей, в которых функциями выступает прочность Yi, а аргументами — расстояния от центра вращения и угловые скорости вращения Xi:

Разработанные авторами [29] зависимости для дифференциальных характеристик бетонов, полученных центрифугированием и виброцентрифугированием, способствовали более полному использованию резервов.

4. Способы расчета центрифугированных и виброцентрифугированных железобетонных колонн с учетом вариатропии бетона. Авторы работы [30] провели масштабные исследования по разработке уточненной методики расчета железобетонных центрифугированных стоек технологических эстакад, работающих на кручение и сжатие с кручением. Данная методика призвана учитывать некоторые особенности изменения прочностных и деформативных свойств центрифугированного бетона при плоском напряженном состоянии «растяжение — сжатие».

Также авторы [30] предложили оценивать прочность центрифугированного бетона при плоском напряженном состоянии «растяжение — сжатие» по формуле (5), а предельные деформации в направлении главной сжимающей оси — по уравнению (6), используя отношение главных напряжений:

где Rк — призменная прочность центрифугированного бетона; Rр — прочность центрифугированного бетона на растяжение; kр.с. — коэффициент, учитывающий влияние напряжений на уменьшение прочности бетона при сжимающих и растягивающих нагрузках.

где ε2пр — предельные относительные деформации центрифугированного бетона при центральном сжатии; Rп* — предельное сжимающее напряжение, зависящее от напряженного состояния и определяемое по условию (7) при известном σ1/σ2 = β (отношение растягивающих σ1 и сжимающих σ2 напряжений).

То есть

Также в [30] авторам удалось расширить область экспериментальных данных и перейти к единообразной оценке работы центрифугированных элементов кольцевого сечения за счет экспериментов, проведенных на чистое кручение и на сжатие с кручением вплоть до осевого сжатия.

Многочисленные эксперименты на бетонных и железобетонных центрифугированных элементах позволили авторам [30] принять условие прочности, соответствующее разрушению образцов бетона в качестве условия образования трещин в железобетонных элементах.

Отношение главных напряжений в бетоне оказывает наибольшее влияние на прочность центрифугированных железобетонных элементов, работающих на сжатие с кручением [30]. Установлено, что момент разрушения наступает при повторном выходе на линию прочности для центрифугированного бетона значений средних напряжений в бетоне [11, 30].

34

Рост углов закручивания и ширины раскрытия трещин происходит в основном после их образования. При этом уменьшение углов закручивания происходит в случае роста доли нормальной силы. Также снижение осевых деформаций сжатия от нормальной силы, переходящих при определенных отношениях напряжений в удлинения, возникает из-за крутящего момента. Получено совпадение авторских экспериментальных значений ширины раскрытия трещин и углов закручивания с теоретическими значениями, полученными по методике Н. И. Карпенко [11, 30].

Многочисленные экспериментальные данные испытаний стоек [30] и данные других авторов подтвердили достоверность предложенной методики расчета.

В исследовании [2] представлены результаты экспериментов центрифугированного бетона неармированных и армированных элементов кольцевого сечения в условиях кратковременного осевого и внецентренного сжатия по механическим характеристикам. Проведен анализ и представлены предложения по оценке зависимости структурообразования и основных механических характеристик при сжатии центрифугированного бетона от продольного армирования [2].

С учетом полной диаграммы деформирования сжатого бетона разработана методика контроля прочности на кратковременное осевое и внецентренное сжатие коротких элементов с кольцевым сечением и продольной высокопрочной арматурой. Также сформулированы методы, имеющие рекомендательный характер, по определению характеристик как напряжен- но-деформированного состояния бетона и арматуры, так и степени их использования. Доказательством эффективности предложенных методов служит подобие экспериментальных и расчетных результатов [2].

Итогом анализа проведенных исследований являются предложенные зависимости прочности на сжатие как армированных, так и неармированных коротких колонн с кольцевым сечением, получаемых методом центрифугирования. При этом стоит отметить, что авторами был представлен алгоритм оценки расчетного сопротивления сжатию продольной высокопрочной арматуры с учетом факторов воздействия механических характеристик сжатого бетона, их изменчивости и норм армирования [2].

Изучение ранее представленных зависимостей, необходимых для расчета прочности изделий с кольцевым сечением, подтвердило возможность их применения для расчета прочности как нормальных сечений, так и наклонных. Но стоит обратить внимание на то, что данные зависимости не охватывают некоторые факторы, оказывающие непосредственное влияние на работоспособность изделий и конструкций с кольцевым сечением, а именно: пролет среза, площадь и шаг спиральной арматуры, схему загружения [1].

Авторами [1] было отмечено, что при вычислении прочности элементов, которые были изготовлены методом центрифугирования, следует учитывать решения, полученные в результате расчета прочности нормальных сечений изгибающих элементов, имеющих при этом профиль прямоугольной формы. Длину продольного сечения следует принимать переменной и учитывать влияние пролета среза и место нахождения опоры.

Во всех этих работах выполнялся расчет конструкций без учета вариатропности свойств центрифугированного бетона. В работе [29] производился учет вариатропии структуры центрифугированного и виброцентрифугированного бетона колонн. Предложено усовершенствование нормативного подхода к расчету прочности центрифугированных и виброцентрифугированных железобетонных колонн с учетом общих по сечению (интегральных) и различающихся по сечению (дифференциальных) конструктивных характеристик.

Согласно нормам определение несущей способности N бетонных и железобетонных коротких элементов, которые имеют отличное от круглого сечение или же с небольшим эксцентриситетом, возможно при наличии напряжений в этих элементах, а также в случае применения нормативных параметров бетона:

35

Научный журнал строительства и архитектуры

N Rb Ab;

(8)

N Rb Ab Rsc As,

где Rb — предел прочности при сжатии (расчетное сопротивление); Ab — площадь сжатого бетона; Rsc — расчетное значение сопротивления арматуры сжатию; As — площадь сечения сжатой арматуры.

Если сравнить сжатые изделия, получаемые методом центрифугирования или же методом виброцентрифугирования с элементами, получаемыми способом вибрирования, предел прочности бетонных изделий и элементов будет иметь уже иной вид: Rb,red = КRbRb, что в случаях применения интегральных характеристик бетона обеспечивает получение следующих уравнений:

N Rb,red Ab;

(9)

N Rb,red Ab Rsc As ,

где Rb,red — предельная прочность при сжатии центрифугированного и виброцентрифугированного элемента.

В случае применения дифференциальных характеристик бетона выведены следующие зависимости:

N Rb,red,i Abi;

(10)

NRb,red,i Ab,i Rsc As.

Вформулах теперь целесообразно использовать полученные прочности с учетом их различий по слоям Rb,red,i и их площади Abi [29].

Для диаграммного подхода применялись полные диаграммы «σ – ε» с нисходящими

ветвями, и в таких случаях зависимости принимали следующий вид:

где Nb — несущая способность бетона; σ(ε) — сжимающее напряжение в бетоне в зависимости от относительной деформации; dx — высота сжатой зоны; h — высота сечения.

гдеNs — несущая способность арматуры;σsc — расчетное сопротивление арматуры при сжатии. Итерационный расчет по нормам или общим по сечению характеристикам включал ис-

пользование диаграмм «напряжения — деформации» бетона с Rb, bR,Еb и КRb,28Rb, К bR,28 bR, КЕb,28Еb. Вместо интегрирования — конечное суммирование по участкам:

При итерационном расчете по различающимся по сечению характеристикам исследованных колонн уравнения приобретают уже другой вид:

36

Выпуск № 2 (62), 2021 ISSN 2541-7592

где ω1 — внутренняя угловая скорость вращения; ω2 — внешняя угловая скорость вращения; d — внутренний диаметр колонны; D — наружный диаметр колонны; Abi — площадь слоя сжатого бетона; dω — угловая скорость вращения; dl — расстояние от центра вращения до центра зерна.

Итерационный подход в расчете заключался в задании на каждой итерации с определенным интервалом деформаций бетона εb [12, 29].

Авторами [29] отмечена разница в итерационном и нормативном расчетах: первый позволяет дать оценку работе сжатых элементов даже в закритической стадии в отличие от второго, в том числе когда уменьшение напряжений и усилий в бетоне на нисходящей ветви диаграммы восполняется и даже перекрывается увеличением напряжений и усилий в арматуре Ns ≥ Nb.

При этом обосновано, что подходит только высокопрочная арматура без площадки текучести. В случае невыполнения этого условия колонна исчерпает несущую способность после достижения максимума прочности бетона [29].

Для проведения итерационного расчета необходимы следующие данные: диаграммы «напряжения — деформации» и площади бетона и арматуры; геометрические параметры и форма поперечного сечения. При этом принимается условие равенства деформаций бетона и

где εb — деформации бетона; εs — деформации арматуры.

Продольное усилие, которое воспринимает сечение сжатого элемента, на всех стадиях работы рассчитывается как:

где σb — напряжения в бетоне; σs — напряжения в арматуре.

Для несущей способности сжатого элемента характерно наличие максимума функции «продольное усилие N — продольная деформация ε»:

Уравнения (18) и (19) позволяют вычислить несущую способность бетонного элемента по найденным деформациям бетона и арматуры [29].

В расчете значения деформаций бетона и арматуры принимались равными: εb = ε и εs = ε соответственно, — причем величина деформации бетона была близка к максимуму диаграммы «напряжения — деформации» бетона. По аналитическим диаграммам «σ – ε» определялись напряжения в бетоне и арматуре. Затем вычислялись усилия Nb и Ns и общая несущая способность сечения элемента N = Nb + Ns. Далее расчет начинался заново, но уже с новым значением деформации бетона εb = ε + ∆ε. Данные вычисления выполнялись до тех пор, пока значение N не достигало максимума и не начинало снижаться. Значение максимума N принималось за несущую способность колонны [29].

Авторами [13—17, 29] разъяснено условие достижения максимального значения N при величине деформаций εcr. Когда все слои бетона имели одинаковую по величине прочность (вибрированные колонны) деформации εcr после исчерпания несущей способности колонн могли быть не меньше предельных деформаций бетона εbR, соответствующих Rb. Поэтому при исчерпании несущей способности колонн все сечение имело напряжения в бетоне либо меньшее, либо равное Rb.

Случай, когда напряжения в бетоне были меньше Rb, объяснялся недостаточным армированием колонн, увеличение усилий в арматуре которых не восполняло снижение усилий в бетоне при достижении максимума его диаграммы деформирования Rb, εbR.

37

Научный журнал строительства и архитектуры

Второй случай, когда напряжения в бетоне равны Rb, характеризовался сильным армированием или даже переармированием колонн, возрастание усилий в арматуре которых не только восполняло, но также перекрывало снижение усилия в бетоне при достижении максимума его диаграммы деформирования Rb, εbR, что приводило к увеличению несущей способности колонн и исчерпывало ее при деформациях бетона уже на нисходящей ветви его диаграммы [29].

Когда же слои бетона имели неодинаковые значения прочностей и деформативностей (центрифугированные и виброцентрифугированные железобетонные колонны), деформации бетона εcr после исчерпания несущей способности колонн оставались одинаковыми для всех слоев, но могли быть больше, равны или меньше деформаций бетона одного из слоев εbRi, соответствующих их прочностям Rbi [29]. В этом случае это объясняется не только величиной армирования колонн, но и разными значениями прочности и деформативности слоев бетона, каждый из которых после исчерпания несущей способности колонны может деформироваться какна восходящей, таки на нисходящей ветви своей диаграммы деформирования [29].

В связи с этим колонна при одинаковых деформациях для всех слоев бетона исчерпывает несущую способность при деформировании внутреннего слоя еще на восходящей ветви, среднего слоя — на максимуме, а внешнего слоя — на нисходящей ветви своих диаграмм деформирования «σb – εb». В итоге при переходе от вибрированных к центрифугированным и виброцентрифугированным колоннам расчетные формулы с одним слагаемым преобразуются в уравнения с тремя слагаемыми (по числу условных слоев) [29].

Снижение несущей способности колонн значительно усложняет процесс распределения усилий как в слоях, так и в арматуре. Таким образом, даже при незначительном армировании уменьшение усилия в бетоне внутреннего слоя по результатам максимума его диаграммы деформирования восполняется увеличением сопротивления бетона подвергаемым нагрузкам во внешнем слое или же во внешнем и среднем слоях в совокупности, а не в арматуре. Подобные особенности в большей степени характерны для виброцентрифугированных колонн [29].

Авторами [29] зафиксировано, что обычные сечения строительных конструкций по сравнению с вариатропными существенно менее активны в процессах перераспределения напряжений и усилий.

Для того чтобы упростить осуществление расчетов вручную и отказаться от многочисленных итераций, рассмотрен приближенный метод [29]. Авторами учтено уменьшение прочности колонн из железобетона исходя из его деформаций εcr, колеблющихся в диапазоне 0,85…1,15εbR. Вычисление прочности, согласно методу, производилось только в трех итерациях, притом что деформации εcr на каждой итерации равны 0,9; 1; 1,1εbR, а за εbR принималась величина εbR среднего слоя.

Стоит обратить внимание на то, что в случае с высокопрочной арматурой, которая работает с учетом исчерпанной несущей способности колонны, можно сказать, в упругой стадии, принято:

где εcr — продольные деформации бетона при исчерпании несущей способности колонн. При использовании приближенного расчета для вычисления прочности колонн автора-

ми было выбрано максимальное значение из трех полученных результатов.

Для максимального облегчения расчета авторами были рекомендованы два упрощенных способа. Согласно первому способу диаграмму работы высокопрочной арматуры пред-

38

Выпуск № 2 (62), 2021 ISSN 2541-7592

ложено представить по (20); исходя из этого формула (19) после подстановки (12) и (20) и дифференцирования будет иметь вид:

Переменные a, b, c преобразованы как:

a Eb2 K 2 K K 2 1 ,

c K3Rb2 1 ,

где μ = As /Ab — относительное армирование элемента; α =Es /Eb — отношение модулей упругости арматуры и бетона; K — поправочный коэффициент, равный отношению той или иной конструктивной характеристики к ее базовому значению.

При использовании зависимости (22) получена величина предельных деформаций, при которой появилась возможность достижения максимального продольного усилия [29].

Второй же способ содержит несколько упрощающих правил: уменьшение прочности коротких железобетонных колонн, получаемых методом вибрирования, осуществляется при условии достижения деформаций εcr, равных εbR, что соответствует как напряжениям в бетоне всего сечения Rb, так и напряжениям в арматуре σs = ЕsεbR. Данные изменения позволили несущую способность при расчете выразить в следующем виде:

где εbR — предельные деформации бетона, соответствующие его максимальной прочности. Снижение же прочности коротких железобетонных колонн, получаемых методами цен-

трифугирования и виброцентрифугирования, до значений, при которых происходит исчерпание несущей способности, возможно при условии достижения деформаций εcr, равных деформациям εbR среднего слоя.

Таким образом, если рассматривать каждый слой бетонного изделия, то мы получим:

средний слой:

Что касается напряжений в арматуре, то они будут равны: σs = ЕsεbR,сред [29], где εb,сред — деформации бетона среднего слоя; εbR,сред — предельные деформации бетона среднего слоя; σb,сред — напряжения в бетоне среднего слоя; Rb,сред — предельная прочность при сжатии (расчетное сопротивление) бетона среднего слоя; εb,внут — деформации бетона внутреннего слоя; Rb,внут — предельная прочность при сжатии (расчетное сопротивление) бетона внутреннего слоя; εb,внеш — деформации бетона внешнего слоя; εbR,внут — предельные деформации бетона внутреннего слоя; σb,внут — напряжения в бетоне внутреннего слоя; Rb,внеш — предельная прочность при сжатии (расчетное сопротивление) бетона внешнего слоя; εbR,внеш — предельные деформации бетона внешнего слоя.

Также принято, что уменьшение прочности происходит в процессе деформации среднего слоя в максимальной точке своей диаграммы «σb,сред – εb,сред», внутреннего же слоя — на

39

Научный журнал строительства и архитектуры

расстоянии от начала восходящей ветви до точки максимума диаграммы «σb,внут – εb,внут», а вот что касается внешнего слоя, то уменьшение его прочности происходит на расстоянии от начала нисходящей ветви до ее окончания согласно диаграмме «σb,внеш – εb,внеш» [29]. Таким образом, зависимость для вычисления несущей способности имеет вид:

N Nb,внутр Nb,сред Nb,внеш Ns

(25)

b,внутр bR,сред Ab,внутр Rb,сред Ab,сред b,внеш bR,сред Ab,внеш Es bR,сред As ,

где Nb,внутр — несущая способность бетона внутреннего слоя; Nb,сред — несущая способность бетона среднего слоя; Nb,внеш — несущая способность бетона внешнего слоя; Ab,внутр — площадь сечения бетона внутреннего слоя; Ab,сред — площадь сечения бетона среднего слоя; Ab,внеш — площадь сечения бетона внешнего слоя.

В рамках лабораторных экспериментов были изготовлены 9 бетонных и железобетонных колонн кольцевого сечения. Каждые 3 образца были сделаны по технологиям вибрирования, центрифугирования и виброцентрифугирования соответственно. Геометрические параметры колонн: высота — 120 см; внешний диаметр — 45 см, внутренний — 30 см. Бетон обычный тяжелый класса В30, армирование 6 10 А400 и 6 10А600.

Таким образом, в каждой технологии было произведено и испытано по одному образцу без армирования, по одному образцу с внутренним диаметром 6 см, внешним диаметром 10 см и А400 и по одному образцу с диметрами 6 и 10 см, но А600. Составы бетона, оборудование, режимы и технологии изготовления опытных колонн принимались в соответствии с разработанными в исследованиях [13—17, 29] предложениями. Образцы подвергались испытаниям на центральное сжатие в возрасте 30…35 сут. В качестве испытательного оборудования использовался пресс ИПГ-500, изменение нагрузки производилось в 10—12 этапов, одинаковыми приростами продольных деформаций, что дало возможность проанализировать работу колонн при увеличении нагрузки до максимальной, а потом, при ее снижении, — на нисходящей ветви. В опытах применялось тензометрическое и осциллографическое оборудование. Для определения фактических характеристик бетонных изделий подвергались испытаниям и образцы-кубы, и призмы, выступающие в качестве эталонных образцов [29].

Согласно результатам лабораторных экспериментов, проводился анализ несущей способности и деформативности колонн, а также исследовалось, как на них влияет технология изготовления и класс арматуры. В качестве точки отсчета принимались показатели вибрированных колонн, поэтому отклонения фиксировались относительно них [29].

Выявлено, что технология изготовления также оказывает влияние на несущую способность колонн. Таким образом, зафиксировано, что самое большое влияние было оказано на образцы, получаемые методом виброцентрифугирования; немного меньше — на центрифугированные относительно вибрированных образцов [29].

Авторами было зафиксировано, что несущая способность увеличивается с ростом класса арматуры. Поэтому в образцах, получаемых методом вибрирования с арматурой класса А400 и А600, несущая способность увеличивалась на 7,5 и 13,1 % соответственно относительно неармированных образцов. Подобные цифры были получены при исследовании образцов, изготовленных методами центрифугирования и виброцентрифугирования, и составляли 2,6 и 6,8, 6,1 и 9,2 % соответственно [29].

Что касается влияния технологии изготовления на деформативность, то в этом случае деформации изделий относительно армированных вибрированных образцов были во всех случаях всегда меньше — это относится и к центрифугированным, и к виброцентрифугированным образцам [29].

Авторами также отмечено влияние армирования на деформативность. Так, с увеличением класса арматуры уменьшается показатель деформативности. Таким образом, в образ-

40