EA017610B1 - A method of tube confined concrete structure strength enhancement - Google Patents
A method of tube confined concrete structure strength enhancement Download PDFInfo
- Publication number
- EA017610B1 EA017610B1 EA200900122A EA200900122A EA017610B1 EA 017610 B1 EA017610 B1 EA 017610B1 EA 200900122 A EA200900122 A EA 200900122A EA 200900122 A EA200900122 A EA 200900122A EA 017610 B1 EA017610 B1 EA 017610B1
- Authority
- EA
- Eurasian Patent Office
- Prior art keywords
- concrete
- pipe
- longitudinal
- load
- core
- Prior art date
Links
Landscapes
- Rod-Shaped Construction Members (AREA)
Abstract
Description
Изобретение относится к области строительства, в частности высотных зданий и грузонапряженных мостов, а именно к способам повышения прочности трубобетонной конструкции на основе достижения известного эффекта обоймы, возникающего в результате стеснения (ограничения) поперечного расширения бетона при сжатии.The invention relates to the field of construction, in particular high-rise buildings and load-bearing bridges, and in particular to methods for increasing the strength of a concrete structure based on the achievement of the well-known cage effect resulting from the constraint (restriction) of transverse expansion of concrete during compression.
Известно [1, с.5] повышение на 25% прочности металлических труб, заполненных бетоном при осевом сжатии, по сравнению с суммарной прочностью отдельно испытанных незаполненной трубы и бетонного ядра. Данный способ устанавливает принципиальную возможность повышения общей прочности трубобетонной конструкции по сравнению с суммарной прочностью отдельных несущих элементов, но не дает возможности выбрать наилучшие для заданных условий параметры бетона и трубы.It is known [1, p.5] an increase of 25% in the strength of metal pipes filled with concrete under axial compression, compared with the total strength of the individually tested unfilled pipe and concrete core. This method establishes the fundamental possibility of increasing the overall strength of the concrete structure compared to the total strength of the individual load-bearing elements, but does not make it possible to choose the best concrete and pipe parameters for the given conditions.
Известен способ расчета и нагружения трубопроводного элемента [1, с.27, рис. 1.5], при котором силовое взаимодействие бетона со стальной трубой начинается одновременно с нагружением трубобетонной конструкции. Этот способ принят за прототип.A known method of calculating and loading a pipeline element [1, p. 27, Fig. 1.5], in which the force interaction of concrete with a steel pipe begins simultaneously with the loading of the concrete structure. This method is adopted as a prototype.
Недостатком такого способа является только частичное использование трубобетонного эффекта, связанное с перегрузкой наружной стальной трубы и недогрузкой бетона из-за резкого (примерно в 10 раз) различия величин модулей упругости стали и бетона при гораздо меньшей разницы в продольных деформациях. Так экспериментальные величины повышения прочности бетона при различных параметрах трубобетонных конструкций [1, с.9, табл. 1.1] оказываются существенно (в 2,08-3,23 раз) меньше таковых при испытаниях бетона в лабораторных условиях (в 3-5 раз).The disadvantage of this method is only the partial use of the pipe-concrete effect associated with overloading the outer steel pipe and underloading of concrete due to a sharp (about 10 times) difference in the elastic moduli of steel and concrete with a much smaller difference in longitudinal deformations. So the experimental values of increasing the strength of concrete with various parameters of concrete structures [1, p. 9, table. 1.1] are significantly (2.08-3.23 times) less than those when testing concrete in laboratory conditions (3-5 times).
Задачей предлагаемого изобретения является усиление трубобетонного эффекта до теоретически возможного, что еще больше повышает его экономическую и техническую привлекательность, а также расширяет область применения трубобетонного эффекта.The task of the invention is to enhance the concrete effect to the theoretically possible, which further increases its economic and technical attractiveness, and also expands the scope of the concrete effect.
Поставленная задача решается тем, что предлагается способ повышения прочности трубобетонной конструкции, включающий приготовление бетона и его испытания на прочность и деформируемость при одноосном и объемном сжатии, заключающийся в том, что согласно изобретению при осевом нагружении трубобетонной конструкции для бетонного сердечника в трубе создают возможность поперечной деформации без существенного обжатия до величины нагрузки, соответствующей прочности бетона при одноосном сжатии, при этом посредством начального разделения воздействия нагрузки на бетонный сердечник и стальную трубу возможные продольные деформации бетонного сердечника и стальной трубы обеспечивают раздельно до расчетного предела их прочности с учетом трубобетонного эффекта и с учетом необходимого различия в деформациях в соответствии с выражениемThe problem is solved in that a method for increasing the strength of a concrete structure is proposed, including preparing concrete and testing it for strength and deformability under uniaxial and volume compression, which consists in the fact that according to the invention, with axial loading of the concrete structure for the concrete core in the pipe, the possibility of lateral deformation without significant reduction to a load value corresponding to the strength of concrete under uniaxial compression, while through initial separation in of load to the concrete core and steel pipe possible longitudinal deformation of the concrete core and steel pipe to provide separately calculated limit their strength with the pipe-concrete effect, taking into account differences in required strains in accordance with the expression
где Δ1 - продольный деформационный промежуток между воздействием торцевой сжимающей нагрузки на бетонный сердечник и трубу;where Δ1 is the longitudinal deformation gap between the impact of the end compressive load on the concrete core and pipe;
- продольная длина трубобетонной конструкции, см;- longitudinal length of the concrete structure, cm;
Еб и ЕТ - модули упругости бетона и стали соответственно, МПа;E b and E T are the elastic moduli of concrete and steel, respectively, MPa;
σι,ο- предел прочности бетона на одноосное сжатие, МПа;σι, ο - ultimate tensile strength of concrete for uniaxial compression, MPa;
στ - предел прочности стали трубы, МПа;σ τ - ultimate strength of pipe steel, MPa;
μ- коэффициент Пуассона; δ - толщина стенки трубы, см;μ is the Poisson's ratio; δ is the pipe wall thickness, cm;
б вн - внутренний диаметр трубы, см.b vn - inner diameter of the pipe, see
Продольный деформационный промежуток создают за счет использования легкодеформируемого специального слоя на внутренней поверхности трубы, обеспечивающего возможность некоторого перемещения бетонного сердечника вдоль трубы при восприятии нагрузки до момента начала продольного нагружения трубы сжимающей нагрузкой.The longitudinal deformation gap is created through the use of an easily deformable special layer on the inner surface of the pipe, which allows some movement of the concrete core along the pipe during load perception until the longitudinal loading of the pipe with a compressive load begins.
С целью обеспечения раздельного учета возможных продольных деформаций бетонного сердечника и стальной трубы, продольную сжимающую нагрузку на трубобетонную конструкцию начинают с нагружения бетонного столба и после достижения его усадки на величину продольного деформационного промежутка продольную сжимающую нагрузку распространяют и на стальную трубу.In order to ensure separate accounting of possible longitudinal deformations of the concrete core and steel pipe, the longitudinal compressive load on the concrete structure begins with loading the concrete pillar and, after reaching its shrinkage by the value of the longitudinal deformation gap, the longitudinal compressive load is also applied to the steel pipe.
При осуществлении предлагаемого изобретения практические условия использования трубобетонных конструкций могут приближаться к теоретическим (лабораторным).In the implementation of the invention, the practical conditions for the use of concrete structures can approach theoretical (laboratory).
Способ решения технической задачи поясняет принципиальная схема работы трубобетонной конструкции, представленная на чертеже, где изображено следующее. Столб бетона, представленный в виде сердечника (1) цилиндрической формы, через боковую податливую прокладку (2) взаимодействует с внутренней поверхностью заполняемой им стальной трубы (3). Конструкция содержит также торцевую податливую прокладку (4) и верхнюю торцевую накладку (5) для передачи вертикальной нагрузки (показана стрелкой на фиг. 1) на трубобетонную конструкцию, а также твердое основание (6). Как известно [2, с. 99-100], разрушение образца бетона при продольном сжатии в случае отсутствия влияния торцов происходит путем трещинообразования параллельно направлению сжимающих сил. Как следует из обобщенного закона Гука [2, с. 173-175] при объемном напряженном состоянии материала и равенстве боковых напряжений (σ2=σ3) осевое напряжение при локализации (практическом отсутствии) боковых деThe way to solve the technical problem is explained by the principle diagram of the work of the concrete structure shown in the drawing, which shows the following. A column of concrete, presented in the form of a core (1) of a cylindrical shape, through a lateral compliant spacer (2) interacts with the inner surface of the steel pipe filled by it (3). The design also contains a malleable end gasket (4) and an upper end plate (5) for transferring the vertical load (shown by the arrow in Fig. 1) to the pipe concrete structure, as well as a solid base (6). As is known [2, p. 99-100], the destruction of a concrete sample with longitudinal compression in the absence of the influence of the ends occurs by cracking parallel to the direction of compressive forces. As follows from the generalized Hooke's law [2, p. 173-175] when the volumetric stress state of the material and the equality of lateral stresses (σ 2 = σ 3 ) axial stress with localization (virtually no) of lateral
- 1 017610 формаций (ε2=ε3 »0), что характерно для трубобетона, осевое напряжение составляет- 1 017610 formations (ε 2 = ε 3 »0), which is typical for pipe concrete, the axial stress is
ΙςΜ ...ΙςΜ ...
01- μ 02,3 (1) где μ- коэффициент Пуассона (для бетона μ3 = 0,15-0,20 [1, с. 15], для стали трубы μ= 0,33);01- μ 02.3 (1) where μ is the Poisson's ratio (for concrete μ 3 = 0.15-0.20 [1, p. 15], for pipe steel μ = 0.33);
σ2,3 - боковые напряжения, воспринимаемые стальной трубой.σ 2 , 3 - lateral stresses perceived by a steel pipe.
Тогда при μ6 = 0,15, σ1 = 5,7 σ2,3, при μ = 0,20, σ1 = 4 σ2,3, то есть при полном силовом взаимодействии бетона с оболочкой прочность бетона при действии осевой нагрузки по крайней мере в области упругой реакции стальной трубы увеличивается от 4 до 5,7 раза в зависимости от свойств бетона.Then, with μ6 = 0.15, σ 1 = 5.7 σ 2 , 3 , with μ = 0.20, σ 1 = 4 σ 2 , 3 , that is, with full force interaction of concrete with the shell, the concrete strength under axial load at least in the area of elastic reaction of a steel pipe, it increases from 4 to 5.7 times depending on the properties of concrete.
Как следует из результатов опытов проф. А.А. Долженко, приведенных в [1, табл. 1.1], и расчетов авторов заявляемого изобретения (табл. 1), при совместной нагрузке бетонного заполнителя и трубы повышение прочности бетона за счет трубобетонного эффекта составляетAs follows from the results of experiments prof. A.A. Dolzhenko given in [1, tab. 1.1], and the calculations of the authors of the claimed invention (table. 1), with a joint load of concrete aggregate and pipe, the increase in concrete strength due to the pipe-concrete effect is
Δ№6 Δ№ 6
-----= 2,08-3,23 раза (колонка 9), что значительно меньше теоретически возможных----- = 2.08-3.23 times (column 9), which is significantly less than theoretically possible
ИбоFor
ΔΝ6 ΔΝρ β ______= 2,08-6,27 (колонка 10), и 1 +------= 3,08-7,27 (колонка 11)ΔΝ 6 ΔΝ ρ β ______ = 2.08-6.27 (column 10), and 1 + ------ = 3.08-7.27 (column 11)
Νβ0 Ν6ο Ν β0 Ν 6ο
Таблица 1Table 1
Примечание: ά - диаметр трубы; δ, - толщина стенки трубы; στ - предел прочности материала трубы; σδ - предел прочности бетона при одноосном сжатии; Ντ -предельная нагрузка на трубу; N б.О - то же для бетона при одноосном сжатии; Νο -предельная нагрузка на трубу и бетон без учета трубобетонного эффекта; N Э Тб -то же, полученное экспериментально с учетом трубобетонного эффекта при одновременном нагружении бетонного сердечника и стальной оболочки.Note: ά - pipe diameter; δ, is the pipe wall thickness; σ τ is the tensile strength of the pipe material; σ δ is the tensile strength of concrete under uniaxial compression; Ν τ is the ultimate load on the pipe; N b O - the same for concrete with uniaxial compression; Ν ο - ultimate load on the pipe and concrete without taking into account the pipe-concrete effect; N E Tb is the same obtained experimentally with allowance for the pipe-concrete effect while loading the concrete core and steel shell.
Как видно из приведенных в табл. 1 результатов расчетов, при μ,3 = 0,20 для бетона, теоретически возможное использование общего трубобетонного эффекта значительно (на 25-73%, колонка 13) превышает достигнутое в эксперименте. При этом необходимо отметить, что первоначальное использование прочности бетона, почти свободно деформирующегося в поперечном направлении внутри трубы, увеличивает общий трубобетонный эффект при δδ = 15,1-16,1 МПа на 10-30% в зависимости от соотношения начальной прочности трубы (колонка 5) и бетона (колонка 6). О принципиальной правильности представленных в табл. 1 результатов расчетов свидетельствует тот факт, что теоретические расчеты трубобетонного эффекта при одновременном восприятии нагрузки трубой и бетоном и небольшом различии в их первоначальной прочности (табл. 1, пересечение строк 5 и 7 с колонками 9 и 10) примерно совпадают.As can be seen from the table. 1 of the calculation results, with μ, 3 = 0.20 for concrete, the theoretically possible use of the total pipe-concrete effect significantly (by 25-73%, column 13) exceeds that achieved in the experiment. It should be noted that the initial use of the strength of concrete, which is almost freely deformable in the transverse direction inside the pipe, increases the total pipe-concrete effect at δ δ = 15.1-16.1 MPa by 10-30% depending on the ratio of the initial pipe strength (column 5) and concrete (column 6). On the fundamental correctness presented in table. 1 of the calculation results is evidenced by the fact that the theoretical calculations of the pipe-concrete effect with simultaneous perception of the load by the pipe and concrete and a slight difference in their initial strength (Table 1, the intersection of lines 5 and 7 with columns 9 and 10) are approximately the same.
Технический результат достигается тем, что при осевом нагружении трубобетонной конструкции для бетонного сердечника (1) в трубе создают возможность поперечной деформации без существенного обжатия до величины нагрузки, соответствующей прочности бетона при одноосном сжатии (см. чертеж). Практически это достигается посредством того, что при заполнении трубы бетоном и образовании бетонного сердечника (1) между ним и внутренней поверхностью стальной трубы (3) создается продольный деформационный промежуток, достаточный для свободной боковой деформации бетонного сердечника при его первоначальном нагружении до предела прочности при одноосном сжатии. Такой промежуток может быть создан за счет использования легкодеформируемого специального слоя в виде боковой податливой прокладки (2) на внутренней поверхности трубы. Величина первоначальной деформации этого слоя в радиальном направлении трубы должна соответствовать величине боковой деформации бе тонного сердечника при его первоначальном нагружении до предела прочности при одноосном сжатии. Одновременно этот слой должен обеспечивать возможность некоторого перемещения столба бетона вдоль трубы при восприятии нагрузки до момента начала продольного нагружения трубы сжимающей нагрузкой. В качестве материала для создания прокладки для такого слоя могут быть использованы, например, многослойные и высокопористые пластмассы.The technical result is achieved by the fact that under axial loading of the concrete structure for the concrete core (1) in the pipe, the possibility of lateral deformation without significant compression to the value of the load corresponding to the strength of the concrete under uniaxial compression is created (see drawing). In practice, this is achieved by the fact that when filling the pipe with concrete and forming a concrete core (1) between it and the inner surface of the steel pipe (3), a longitudinal deformation gap is created that is sufficient for free lateral deformation of the concrete core during its initial loading to the ultimate strength under uniaxial compression . Such a gap can be created through the use of an easily deformable special layer in the form of a lateral flexible strip (2) on the inner surface of the pipe. The value of the initial deformation of this layer in the radial direction of the pipe should correspond to the value of the lateral deformation of the concrete core during its initial loading to the ultimate strength under uniaxial compression. At the same time, this layer should provide the possibility of some movement of the concrete column along the pipe during load perception until the longitudinal loading of the pipe with a compressive load begins. As a material for creating gaskets for such a layer, for example, multilayer and highly porous plastics can be used.
Кроме возможности поперечного расширения бетона в трубе необходимо создать условия последовательного восприятия сжимающей нагрузки сначала бетоном, а в конце процесса нагружения и стальной трубой в соответствии с усадочными характеристиками (модулями упругости) бетона (Еб = 0,1460,232)-105 МПа в зависимости от предела прочности [2, с.662, приложение 9]) и стали (Е = (2,0-2,1 )-105 In addition to the possibility of transverse expansion of concrete in the pipe, it is necessary to create conditions for the sequential perception of the compressive load first by concrete, and at the end of the loading process by a steel pipe in accordance with the shrink characteristics (elastic moduli) of concrete (E b = 0.1460.232) -10 5 MPa c depending on the tensile strength [2, p.662, Appendix 9]) and steel (E = (2.0-2.1) -10 5
- 2 017610- 2 017610
МПа), которые отличаются примерно на порядок.MPa), which differ by an order of magnitude.
Ввиду большой разницы усадочных и прочностных характеристик бетона и стали их совместная работа на сжатие должна начинаться в условиях, когда полное использование прочностных характеристик согласуются в пространстве и времени. Поэтому начальное разделение воздействия нагрузки на бетонный сердечник и стальную трубу заключается в разделении пространственно-временных характеристик нагружения бетона (1) и трубы (3) и производится за счет конструктивных элементов, таких как торцевая податливая прокладка (4), верхняя торцевая прокладка( 5). При этом вся трубобетонная конструкция упирается в твердое основание (6).Due to the large difference in the shrinkage and strength characteristics of concrete and steel, their joint work on compression should begin under conditions when the full use of strength characteristics is consistent in space and time. Therefore, the initial separation of the effect of the load on the concrete core and the steel pipe consists in the separation of the spatiotemporal characteristics of the loading of concrete (1) and the pipe (3) and is carried out due to structural elements, such as a compliant end gasket (4), an upper end gasket (5) . In this case, the entire pipe-concrete structure abuts against a solid base (6).
Для такой реализации способа можно использовать приведенный выше вариант обобщенного закона Гука при условном обозначении σ2,3 = σ2. Тогда порядок расчета параметров работы трубобетонной конструкции для полного использования трубобетонного эффекта можно описать следующим образом:For such an implementation of the method, the above version of the generalized Hooke law can be used with the symbol σ 2 , 3 = σ 2 . Then the procedure for calculating the operation parameters of the concrete structure for the full use of the concrete effect can be described as follows:
1. Боковая деформация бетонного сердечника и зазор между ним и внутренней поверхностью трубы где г б.о - начальный радиус бетонного цилиндра, см;1. Lateral deformation of the concrete core and the gap between it and the inner surface of the pipe where r b . about - the initial radius of the concrete cylinder, cm;
σ1>ο - прочность бетона при одноосном сжатии, МПа;σ 1> ο - concrete strength under uniaxial compression, MPa;
Еб - модуль упругости Юнга для бетона, МПа.E b - Young's modulus of elasticity for concrete, MPa.
2. Предельная реакция внутренней поверхности трубы на боковое расширение бетона 25 с2 = —_ στ ,(3) где στ- предел упругости стали, МПа;2. The limit reaction of the inner surface of the pipe to the lateral expansion of concrete 25 with 2 = —_ σ τ , (3) where σ τ is the elastic limit of steel, MPa;
3. Предельно допустимое продольное напряжение бетона3. Maximum allowable longitudinal stress of concrete
1-μ 25 σι.δ= σι,ο+ — ---στ ,(4) μ 6βΗ 1-μ 25 σι.δ = σι, ο + - --- σ τ , (4) μ 6 βΗ
4. Полная продольная деформация бетонного сердечника / / 1-М 26.4. The total longitudinal deformation of the concrete core / / 1-M 26.
Δ/σ= (σ1ο +-- — στ)(5)Δ / σ = (σ 1ο + - - σ τ ) (5)
Еб μ с!внFuck μ s! Int
5. Полная продольная деформация стальной трубы с учетом Δ1<<1, когда различие в длинах бетонного сердечника и стальной трубы можно не учитывать (1б~1т~ 1)5. Complete longitudinal deformation of the steel pipe taking into account Δ1 << 1, when the difference in the lengths of the concrete core and steel pipe can be ignored (1 b ~ 1 t ~ 1)
6. Превышение величины усадки бетонного сердечника над усадкой стальной трубы6. The excess of the shrinkage of the concrete core over the shrinkage of the steel pipe
где К1 = στ/σ1.ο и К2= ЕТ/Еб.where K 1 = σ τ / σ 1 . ο and K 2 = E T / E b .
Следовательно, возможные продольные деформации бетонного сердечника и стальной трубы обеспечивают отдельно до расчетного предела их прочности с учетом трубобетонного эффекта и с учетом необходимого различия в деформациях посредством того, что продольную сжимающую нагрузку на трубобетонную конструкцию начинают с нагружения бетонного столба и только после достижения его усадки на Δ1 продольную сжимающую нагрузку следует распространить и на стальную трубу.Consequently, the possible longitudinal deformations of the concrete core and steel pipe are provided separately up to the calculated ultimate strength, taking into account the pipe-concrete effect and taking into account the necessary differences in deformations, by means of which the longitudinal compressive load on the concrete structure begins with loading of the concrete column and only after it has shrunk to Δ1, the longitudinal compressive load should be extended to the steel pipe.
Как видно из приведенной методики расчета, величина Δ1 зависит от многих параметров, из которых самым влиятельным является коэффициент Пуассона μ. При анализе коэффициентов эффективности трубобетона и Пуассона в [1, с.32-33] приведены значения μ = 0,1 и μ= 0,15-0,5 (по О.Я. Бергу), а также сказано, что μ бетона изменяется нелинейно в зависимости от действующих напряжений. По-видимому, значение Еб также зависит от действующих напряжений, что также подтверждается данными [2, с.662, приложение 9] для бетона при σ1.ο = 10,15 и 20 МПа, характеризуемого Еб = (1,46-1,96)-104, (1,642,14)-104 и (1,82-2,32)-104 МПа. Здесь при увеличении σ1.ο в 2 раза предельные значения Еб увеличились на 18%.As can be seen from the above calculation method, the quantity Δ1 depends on many parameters, of which the most influential is the Poisson's ratio μ. When analyzing the efficiency coefficients of concrete and Poisson in [1, pp. 32-33], the values μ = 0.1 and μ = 0.15-0.5 (according to O. Ya Berg) are given, and it is also said that μ of concrete varies nonlinearly depending on the current stresses. Apparently, the value of E b also depends on the current stresses, which is also confirmed by the data [2, p.662, Appendix 9] for concrete at σ 1 . ο = 10.15 and 20 MPa, characterized by Е б = (1.46-1.96) -10 4 , (1,642.14) -10 4 and (1.82-2.32) -10 4 MPa. Here, with an increase in σ 1 . ο 2 times the limit values of E b increased by 18%.
В качестве примера можно привести расчет величины превышения усадки бетонного сердечникацилиндра над стальной трубой. Воспользовавшись данными табл. 1, принимаем для самой тонкостенной трубы: б вн = 20,6 см, δ = 0,25 см; σ1.ο = 15,1 МПа; Еб = 2-104 МПа [2, с.662]; μ = 0,17 [2, с.662]; στ = 330 МПа; ЕТ = 2-105 МПа; 1= 8 м. Тогда г 1 , 1-0,17 20,25 . 330An example is the calculation of the excess shrinkage of a concrete cylinder core over a steel pipe. Using the data table. 1, we accept for the thinnest pipe: b vn = 20.6 cm, δ = 0.25 cm; σ 1 . ο = 15.1 MPa; E b = 2-10 4 MPa [2, p.662]; μ = 0.17 [2, p.662]; σ τ = 330 MPa; E T = 2-10 5 MPa; 1 = 8 m. Then r 1, 1-0.17 20.25. 330
Δ/=8Οθ[____,(15,1+______ _____ 330) -____, 1 = 0,85 см.Δ / = 8Οθ [____, (15.1 + ______ _____ 330) -____, 1 = 0.85 cm.
1 ΓΪ04 0,17 20,6 ΣΪΟ5 -1 1 ΓΪ0 4 0.17 20.6 ΣΪΟ 5 - 1
Таким образом, деформационный промежуток между воздействием нагрузки на бетонный цилиндр и трубу составляет 8,5 мм.Thus, the deformation gap between the load on the concrete cylinder and the pipe is 8.5 mm.
Начальный боковой зазор между бетонным сердечником и внутренней поверхностью трубыInitial lateral clearance between the concrete core and the inner surface of the pipe
- 3 017610- 3 017610
0,17 15,1 ,0.17 15.1
Δγ =______ 10,3______ = 1,32 10‘3см = 0,013 мм,Δγ = ______ 10.3 ______ = 1.32 10 ' 3 cm = 0.013 mm,
1-0,17 2-104 что достаточно только для тонкого пленочного покрытия. При этом σ22 = 8 МПа.1-0.17 2-10 4 which is enough only for a thin film coating. Moreover, σ 22 = 8 MPa.
Элементарный расчет возможных нагрузок для данной трубобетонной конструкции дает с учетом использования предлагаемого изобретения N РТ.б = 2320 кН (экспериментальная величина N ЭТ.б = 1600 кН), что почти в 1,45 раза больше эксперимента.An elementary calculation of the possible loads for this concrete structure gives, taking into account the use of the invention, N P T. b = 2320 kN (experimental value N E T. b = 1600 kN), which is almost 1.45 times the experiment.
В случае использования существующей технологии по прототипу, предусматривающей одновременность нагрузки бетона и трубы (без использования σ1.ο) N Р Т.б = 2320-520 = 1800 кН, что только на 12% больше полученного в эксперименте.In the case of using the existing technology of the prototype, providing for the simultaneous loading of concrete and pipe (without using σ 1. Ο ) N P T. b = 2320-520 = 1800 kN, which is only 12% more than obtained in the experiment.
Для самой толстостенной трубы: бвн = 25,6 см, δ = 0,92 см; σ1.ο = 16,1 МПа; Еб = 2-104 МПа [2, с.662]; μ = 0,17 [2, с.662]; στ = 345 МПа; ЕТ = 2-105 МПа; 1 = 8 м.For the thickest-walled pipe: b vn = 25.6 cm, δ = 0.92 cm; σ 1 . ο = 16.1 MPa; E b = 2-10 4 MPa [2, p.662]; μ = 0.17 [2, p.662]; σ τ = 345 MPa; E T = 2-10 5 MPa; 1 = 8 m.
Тогда г 1 , 1-0,17Then r 1, 1-0.17
Δ/=800 [----,116,1 +-----2Т04 0,17Δ / = 800 [----, 116.1 + ----- 2T0 4 0.17
20,92 . 345 , ______ 345) -_____ 1 = 5,05 см.20.92. 345, ______ 345) -_____ 1 = 5.05 cm.
25,6 2 ЮЪ 25.6 U 2 b
Таким образом, деформационный промежуток между воздействием нагрузки на бетонный сердечник и одновременно на бетонный сердечник и трубу составляет 50,5 мм, что почти в 6 раз больше, чем в предыдущем случае с тонкостенной трубой.Thus, the deformation gap between the effect of the load on the concrete core and simultaneously on the concrete core and pipe is 50.5 mm, which is almost 6 times greater than in the previous case with a thin-walled pipe.
Начальный боковой зазор между бетонным сердечником и внутренней поверхностью трубыInitial lateral clearance between the concrete core and the inner surface of the pipe
0,17 16,1 ,0.17 16.1
Δγ=_____ 12,8____= 1,89Ю‘3см = 0,019 мм,Δγ = _____ 12.8 ____ = 1.89 × 3 cm = 0.019 mm,
1-0,17 2104 что примерно в 1,5 раза больше по сравнению с предыдущим случаем. При этом σ2,3 = 24,8 МПа.1-0.17 210 4 which is approximately 1.5 times more compared to the previous case. Moreover, σ 2.3 = 24.8 MPa.
Элементарный расчет возможных нагрузок для толстостенной трубобетонной конструкции дает с учетом использования предлагаемого изобретения N рт.б = 9400 кН (экспериментальная величина N Эт.б = 4900 кН), что почти в 1,9 раза больше эксперимента.Elementary calculation of possible load for a thick-walled pipe-concrete construction gives considering the use of the invention t.b N p = 9,400 kN (experimental value N E m. B = 4900 kN), which is almost 1.9 times more experiment.
В случае использования существующей технологии одновременной нагрузки бетона и трубы (без использования σ1.ο), но с созданием возможности раздельной продольной деформации бетона и стали возможная расчетная нагрузка составляет N Э Т.б = 8580 кН, что в 1,75 раза превышает эксперимент.In the case of using the existing technology for simultaneous loading of concrete and pipe (without using σ1.ο), but with the creation of the possibility of separate longitudinal deformation of concrete and steel, the possible design load is N E T. b = 8580 kN, which is 1.75 times the experiment.
Таким образом, в тонкостенных трубобетонных конструкциях при одновременном воздействии нагрузки на бетон и трубу трубобетонный эффект используется почти полностью, а в толстостенных трубах - только частично.Thus, in thin-walled pipe-concrete structures with the simultaneous impact of the load on concrete and pipe, the pipe-concrete effect is used almost completely, and in thick-walled pipes - only partially.
Предлагаемое изобретение позволяет увеличить нагрузку на трубобетонную конструкцию по сравнению с достигнутой в 1,45-1,90 раза.The present invention allows to increase the load on the concrete structure compared with the achieved 1.45-1.90 times.
При использовании обычных стальных труб для магистральных газопроводов диаметром бвн = 142 см с толщиной стенки δ = 2,2 см и высокопрочного бетона (σδ = 45-50 МПа) в случае использования предлагаемого изобретения расчетная нагрузка на такую единичную трубобетонную конструкцию может достигать 20000 т, а при одновременной нагрузке бетона и стали на 40% меньше. При прочности бетона σδ = 30 МПа несущая способность этой трубобетонной конструкции уменьшается на 20%. Поэтому предлагаемое изобретение может оказаться весьма полезным при строительстве высотных зданий и грузонапряженных мостов.When using ordinary steel pipes for gas pipelines with a diameter of b nv = 142 cm with a wall thickness of δ = 2.2 cm and high-strength concrete (σ δ = 45-50 MPa) in the case of using the present invention, the calculated load on such a single pipe concrete structure can reach 20,000 t, and at the same time the load of concrete and steel is 40% less. With concrete strength σ δ = 30 MPa, the bearing capacity of this concrete structure is reduced by 20%. Therefore, the present invention can be very useful in the construction of high-rise buildings and load-bearing bridges.
Источники информации:Information sources:
1. Лукша Л.К. Прочность трубобетона. - Мн.: Вышэйшая школа, 1977. - 96 с.1. Luksha L.K. Durability of pipe concrete. - Mn .: Higher School, 1977. - 96 p.
2. Писаренко Г.С. и др. Сопротивление материалов. - Киев: Вища школа, 1973.672с.2. Pisarenko G.S. and others. Resistance of materials. - Kiev: Vishcha school, 1973.672p.
Claims (4)
Applications Claiming Priority (1)
Application Number | Priority Date | Filing Date | Title |
---|---|---|---|
BY20080955 | 2008-07-18 |
Publications (2)
Publication Number | Publication Date |
---|---|
EA200900122A1 EA200900122A1 (en) | 2010-04-30 |
EA017610B1 true EA017610B1 (en) | 2013-01-30 |
Family
ID=42307737
Family Applications (1)
Application Number | Title | Priority Date | Filing Date |
---|---|---|---|
EA200900122A EA017610B1 (en) | 2008-07-18 | 2008-12-16 | A method of tube confined concrete structure strength enhancement |
Country Status (1)
Country | Link |
---|---|
EA (1) | EA017610B1 (en) |
Families Citing this family (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
CN112699454B (en) * | 2021-03-23 | 2021-06-18 | 上海建工集团股份有限公司 | Method for monitoring vertical deformation construction of super high-rise building |
Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0195552A2 (en) * | 1985-03-05 | 1986-09-24 | SHIMIZU CONSTRUCTION Co. LTD. | Concrete filled steel tube column and method of constructing same |
-
2008
- 2008-12-16 EA EA200900122A patent/EA017610B1/en not_active IP Right Cessation
Patent Citations (1)
Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
---|---|---|---|---|
EP0195552A2 (en) * | 1985-03-05 | 1986-09-24 | SHIMIZU CONSTRUCTION Co. LTD. | Concrete filled steel tube column and method of constructing same |
Non-Patent Citations (1)
Title |
---|
КИКИН А.И. и др. Конструкции из стальных труб, заполненных бетоном. Москва, Стройиздат, 1974, стр. 49-67 * |
Also Published As
Publication number | Publication date |
---|---|
EA200900122A1 (en) | 2010-04-30 |
Similar Documents
Publication | Publication Date | Title |
---|---|---|
Terry et al. | Creep and shrinkage in concrete-filled steel tubes | |
Xiong et al. | Axial performance of short concrete filled steel tubes with high-and ultra-high-strength materials | |
Li et al. | Flexural behavior of high strength concrete filled high strength square steel tube | |
Qian et al. | Behavior of steel tube-reinforced concrete composite walls subjected to high axial force and cyclic loading | |
Hassanein et al. | Finite element modelling of concrete-filled double-skin short compression members with CHS outer and SHS inner tubes | |
Loh et al. | The effects of partial shear connection in the hogging moment regions of composite beams: Part I—Experimental study | |
Han et al. | Behaviour of steel beam to concrete-filled SHS column frames: Finite element model and verifications | |
Han et al. | Concrete-filled thin-walled steel SHS and RHS beam-columns subjected to cyclic loading | |
Li et al. | Tensile behaviour of concrete-filled double-skin steel tubular members | |
Ban et al. | Flexural behaviour of composite beams with high strength steel | |
Zheng et al. | Experimental and numerical investigation of circular double-tube concrete-filled stainless steel tubular columns under cyclic loading | |
Elchalakani et al. | Finite element simulation of circular short CFDST columns under axial compression | |
Ye et al. | Square concrete-filled stainless steel/carbon steel bimetallic tubular stub columns under axial compression | |
Zhang et al. | Residual axial capacity of CFDST columns infilled with UHPFRC after close-range blast loading | |
Xiong et al. | Shear behavior of precast concrete wall structure based on two-way hollow-core precast panels | |
Han et al. | Tests on curved concrete filled steel tubular members subjected to axial compression | |
Cirtek | RC columns strengthened with bandage—experimental programme and design recommendations | |
Sachidananda et al. | Numerical study of fixed ended lean duplex stainless steel (LDSS) flat oval hollow stub column under pure axial compression | |
Sun et al. | Seismic behavior and performance-based design of resilient concrete columns | |
Vatulia et al. | Experimental estimation of load-carrying capacity of circular, square and rectangular CFTS columns | |
Vatulia et al. | Simulation of performance of CFST elements containing differentiated profile tubes filled with reinforced concrete | |
Zhang et al. | Compressive behavior of steel-reinforced concrete-filled circular steel tubular stub columns | |
Xu et al. | Mechanism of load introduction and transfer within steel-encased CFST members with shear connections | |
Wang et al. | Performance of steel-reinforced square CFST stub columns loaded in axial compression: Experiments | |
Song et al. | Mechanism of load introduction and transfer within steel-encased concrete-filled steel tube connections |
Legal Events
Date | Code | Title | Description |
---|---|---|---|
MM4A | Lapse of a eurasian patent due to non-payment of renewal fees within the time limit in the following designated state(s) |
Designated state(s): AM AZ BY KZ KG MD TJ TM RU |