Численные исследования напряженно-деформированного состояния пластикотрубобетонного центрально-сжатого короткого стержня Текст научной статьи по специальности «Строительство и архитектура»

DOI: 10.12737/article_5bd95a716cf0c5.55926144 1*Долженко А.В., 1Наумов А.Е., 1Шевченко А.В., 2Стойкович Н.

'Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова Россия, 308012, Белгород, ул. Костюкова, д. 46 2Вышская техническая школа профессионального образования Ниш Республика Сербия, 18000, г. Ниш, ул. Александра Медведева 20 *E-mail: dolzhenko.av@bstu.ru

ЧИСЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ПЛАСТИКОТРУБОБЕТОННОГО ЦЕНТРАЛЬНО-СЖАТОГО

КОРОТКОГО СТЕРЖНЯ

Аннотация. Полимертрубобетонные (ПТБ) стойки современной наукой рассматриваются как прогрессивная конструктивная инновация. Установлено, что прочность и жесткость ПТБ стоек существенно возрастает по отношению к безоболочечным конструкциям аналогичных сечений и материала, что позволяет осуществлять их рациональное проектирование. Качественное объяснение упрочнению бетона ПТБ конструкций находится в рассмотрении его работы на условное трехосное сжатие, однако количественно пространственная работа ПТБ в существующих на сегодня отечественных нормах не представлена. Во-многом это связано с недостатком теоретических и численных исследований такого вида конструктивных элементов, в связи с чем математическое моделирование и создание инженерных методик расчета ПТБ на основе содержательного рассмотрения совместной работы цилиндрической оболочки и бетонного ядра имеет существенный научный потенциал. Проведенное авторами конечноэлементное моделирование и анализ возникающих в сечениях конструкций деформаций и эквивалентных напряжений по теории прочности Мора при вертикальном нагружении позволили ранее качественно установить, что несущая способность короткой ПТБ стойки по прочности на 25 %, а по жесткости - на 15 % выше, чем равной по объему бетонной стойки без оболочки, что позволяет с оптимизмом смотреть на потенциальную ресурсоэффектив-ность инновационной конструкции. В работе представлен количественный анализ действительной работы элементов короткой ПТБ стойки на основе рассмотрения авторской пространственной нелинейной деформационной модели конструкции с учетом работы бетонного ядра, находящегося в условиях трехосного сжатия и совместной работы с полимерной оболочкой, показана применимость модели для различных условий осуществления расчетного процесса.

Ключевые слова: полимертрубобетон, трубобетон, трехосное сжатие, прочностные расчеты строительных конструкций.

Авторами ранее были исследованы прочностные и деформативные характеристики ПТБ элементов, работающих на вертикальные нагрузки, представляющих собой заполненные тяжелым бетоном полипропиленовые и полиэтиленовые трубы технического назначения, распространенные в инженерном строительстве. Экспериментальные исследования при центральном сжатии коротких ПТБ стоек наружным диаметром 110 мм и высотой 400 мм, заполненных бетоном класса В15, с ручным уплотнением бетона заполнения показали существенное (до 35 %) увеличение прочности заключенного в трубу бетона по сравнению с кубиковой того же класса вместе с высокой степенью сплошности и монолитности бетона ядра [1, 2, 3, 4].

Расчет прочности нормальных сечений ПТБ стоек предлагается выполнять по нелинейной деформационной модели железобетона. В качестве исходных данных для построения предлагаемой методики расчета являются:

- система уравнений, описывающих связь между напряжениями и деформациями для любой точки трансверсально-изотропного бетонного ядра в форме обобщенного закона Гука, но с учетом физической нелинейности;

- условие прочности объемно-сжатого бетонного ядра;

- криволинейные диаграммы деформирования бетона и пластика.

Предельное состояние первой группы может наступить в рассматриваемых ПТБ стойках в следующих случаях:

- исчерпание несущей способности сечения;

- потеря общей устойчивости;

- местная потеря устойчивости.

В первом случае, для определения несущей способности используем следующие предпосылки:

а) для пластиковой оболочки две гипотезы Киргхофа-Лява [5]:

- прямолинейные и нормальные к срединной поверхности волокна недеформированной обо-

лочки остаются прямолинеиными и нормальными к деформированной срединной поверхности и не меняют своей длины,

- нормальные напряжения на площадках, параллельных площадкам срединной поверхности, пренебрежимо малы по сравнению с другими напряжениями,

б) кольцевые и меридиональные напряжения постоянны в каждом сечении оболочки,

в) физическую нелинейность работы бетона принимаем по трансформированной диаграмме трехосного сжатия или области смешанных напряжений бетона (рис. 1),

г) физическую нелинейность работы материала пластика принимаем из экспериментальных данных (рис. 2).

Бетон при работе в трубе испытывает трехосное сжатие. Для описания связи между напряжениями и деформациями применим модель Н. И. Карпенко [6]. В процессе нагружения бетон теряет сплошную структуру вследствие образования микротрещин и трещин значительной протяженности в стадии разрушения. При этом трещины имеют ориентацию вдоль площадок главных напряжений или деформаций и, следовательно, развиваются направленно и бетон имеет разные физико-механические характеристики в разных направлениях. Таким образом, в процессе нагружения бетон приобретает еще ярче выраженные ортотропные свойства.

Ортотропный материал, находящийся в трехосном напряженно-деформированном состоянии, можно описать, согласно [6], следующей математической моделью:

{е}П = Ып {о}п ,

(1)

где {еп } - вектор-столбец относительных деформаций бетона; {оп } - вектор-столбец напряжений бетона, Сь\п ~ матрица податливости бетона.

Оси 1, 2, 3 (т, п, !) являются осями ортотро-пии материала. Согласно классической ортотроп-ной модели, коэффициенты матрицы податливости будут равны:

Cb11 -

1

1

1

E,

Ь1

^12

^21

ьз1

; СЬ 22 = ЕЬ2 ' СЬ33 - г ЕЬ3

ЦЬ12 ЕЬ 2 ; СЬ13 = Ц Ь13 . ЕЬ3

ЦЬ21 ЕЬ1 ; СЬ23 ц Ь 23 , ЕЬ3

. ц Ь31 ЕЬ1 ; СЬ32 - ц Ь32 , ЕЬ 2

(2)

(3)

(4)

(5)

Cb44 -

О,

; Cb55 -

Ь12

О,

; СЬ66 -

Ь23

О

(6)

Ь31

где Еы - модули деформации по трем главным направлениям (/=1, 2, 3); цЬу - коэффициенты

поперечной деформации (Пуассона), характеризующие поперечное расширение при сжатии или сокращение вследствие растяжения, причем первый индекс показывает направление сокращения или удлинения, а второй - номер напряжения, вызывающего это сокращение или удлинение; ОЬк]. -модули сдвига в трех плоскостях к] =12,

23, 31, характеризующие изменение прямых углов между главными направлениями к, ].

Рис. 1. Трансформированные диаграммы трехосного сжатия, принимаемые в расчетах

Для описания работы бетона примем также допущение, что все составляющие главных напряжений по их определенным направлениям изменяются пропорционально одному параметру, т.е. нагружение является простым и трехосных (гидростатическим).

Для случая трехосного сжатия (области напряжений 01 < 0) применим следующие зависимости.

Коэффициент изменения секущего модуля бетона, согласно [6] равен:

VЬ3 Ь3 + (у03 Ь3ХМ- ®13П3 -га23^3 , (7)

где

га

13

- 2-2,05у

Ь3 ■

(8)

1

1

1

га 23 = 1

13 :

(9)

М 613 = М0 + (1 - ,

(13)

уровень главных напряжений

« 63

П3 =

« 63

(10)

где а63 - предельные значения напряжений при

трехосном сжатии; $Ь3 - значение коэффициента

изменения в вершине трансформированной диаграммы трехосного сжатия.

Коэффициент изменения в вершине трансформированной диаграммы трехосного сжатия, согласно [6], равен:

где Мь = 0,15 - 0,2 —начальный коэффициент

поперечной деформации; Х13 - коэффициент, учитывающий неравномерность развития поперечных деформаций в трех направлениях главных напряжений (Х13=1), возможна корректировка по данным эксперимента).

Для материала оболочки имеем зависимости между деформациями и напряжениями:

1

8/2 =

у/Е/

К / 2 - М / а /1

V Ь3 = V 6Ф К

п « 1, Ф К =

<5 63

< 1,

(11),

(12)

8 /1 =

у/Е/

/1 - М/а/2)

(14)

(15)

где коэффициент фR учитывает увеличение предельных деформаций бетона при трехосном сжатии в сравнении с одноосным сжатием

(а6 =-КЪ,зег ).

Коэффициент поперечной деформации бетона (коэффициент Пуассона)

где 8 / 1,а /1 - поперечные (кольцевые) относительные деформации и напряжения; 8/2,а/2 -

продольные (меридиональные) относительные деформации и напряжения, V/ - коэффициент

изменения секущего модуля пластика; ц/ -коэффициент Пуассона материала оболочки; Е/ - модуль упругости материала оболочки.

Рис. 2. Стандартный вид диаграмм растяжения пластика, принимаемых в расчетах: 1 - материал имеет предел текучести, 2 - материал не имеет предела текучести

Кольцевые деформации расширения трубы от бокового давления бетона можно выразить через боковое расширение бетона:

8/1 =—(«61 -М613(«63 +«bl)), (16) у 63 Е6

Здесь У63 - коэффициент изменения секущего модуля бетона; Е6 - начальный модуль упругости бетона; М613 - коэффициент поперечной деформации бетона (коэффициент Пуассона);

«63,«61,«61 - главные напряжения в бетонном ядре.

Рассмотрим работу цилиндрической оболочки. Продольную относительную деформацию, выражая через усилия можно записать

1

8 / 2 =

У/Е/

-М/КР ),

(17)

1

где q - вертикальная нагрузка, действующая на от бокового расширения бетонного ядра; R - ра-оболочку (т.е. доля общей, воспринимаемой обо- диус цилиндрической оболочки. лочкой); р — внутреннее давление на оболочку Согласно [7, 8, 9], продольное перемещение

равно:

«с х) —е- 1Г

V/Е/ 01- -

Л

dх + g(5) -

1

(

у /Е/

д Ц/Яр

Л

х + g Cs),

здесь g(5) — произвольная функция общего решения однородной системы дифференциального уравнения равновесия оболочки [7, 8]. При х = 0

«(0) - 0,g(5) - 0.

При х = L

и(Ь) -

у/Е/

д Ц/кр

- -

V

Ь

(18)

(19)

Так как перемещения при x=L, бетона и пластиковой оболочки равны, то -

1

у/Е/

д Ц/ Р Ь-8Ь3; Ь --(сь3-ЦЬ13(0Ь2 + 0Ь1))ь:

V Ь3 ЕЬ

V * * У

(20)

и, следовательно, равны относительные деформации пластиковой оболочки и бетонного ядра (по крайней мере, малые приращения). Тогда

8 /2 - 8 Ь3,

У/Е/

Так как давление от оболочки на бетон:

= -0Ь1 - -0Ь2 , (23)

(а/2 -Ц/0/1)--(0Ь3 -ЦЬ13(<0Ь2 + 0ыХ).

V Ь3 Еь

(21)

(22)

0/1* Я

то, добавив, условие равновесия, получим следующие соотношения, описывающие работу ПТБ

-V"(о/2 - Ц/0/1)=-Е|0Ь3 + 2ЦЬ12 |, (24)

V/Е/У VЬ3Еь V Я 1

V-(

V/Е/

0 /1 -Ц / 0 / 2)

V Ь3 Еь

/1- ( 0 /1-) ^

—— + Ц Ь13 (0Ь3--—)

Я Я

^-0 Ь3 АЬ +0 / 2 А/

(26)

здесь Аь - площадь бетона; А/ - площадь оболочки; - - толщина оболочки.

Решая совместно уравнения 23, 24, 25 получим:

- V Ь3 2 (ЦЬ13 + 2ЦЬ12Ц/ - 1)а/Я +-(ц/ - 1)

к, =-

ц/ - ЦЬ13

ко -

а / V / -

[(2ць12 + 1)ЦЬ13 -- + ЦЬ13Ц/ -1

Vb3 Я

0 /1-

_

к1 Аь + к 2 А/ N

° /2 - к,

к2

Аь + А/

°Ь3 -

N

Аь+^ А/ к1

(27)

(28)

(29)

ц/ -ЦЬ13

Е

а / -

/

Е

(25)

(30)

(31)

(32)

Ь

где коэффициенты к1, к2 находят по формулам

В предельном состоянии при разрушении бетона при трехосном сжатии коэффициент изменения, V Ь3 достигнет своего значения в вершинах диаграмм 'V Ь3 соответственно, а напряжения своего предельного значения при трехосном сжатии -о Ь3 .

Тогда условия прочности для элемента запишутся:

-

1

1

k 2

N < (А6 + -2 А/Д3 Я6 , k1

N

kl А6 + k 2 А/ N

< К

/

к

< К

к

1А6 + А

/с

(32)

(33)

(34)

2

/

где N - расчетная продольная сила от внешней нагрузки, Я6 - расчетное сопротивление бетона

осевому сжатию, К/ - расчетное сопротивление

материала трубы растяжению, Я/с - расчетное

сопротивление материала трубы сжатию, к^3 -коэффициенты, учитывающие трехосное сжатие бетона.

В табл. 1 приведены значения коэффициентов Мblз, М612, у6, м^ М612, "6 для тру6 из

полипропилена.

Таблица 1

Значения коэффициента к3, М613, М612," 6 , М613, М612, V6 для ПТБ с трубами из полипропилена

Класс бетона B15

Коэффициент к13 1,15

Коэффициент М613 0,5

Коэффициент М612 0,5

Коэффициент "V 6 0,181

Для верификации полученных уравнений выполним расчет несущей способности по материалу ПТБ стойки диаметром 110 мм, внутренним диаметром стенки 5 мм, из бетона класса В15

(Я = 8,5 МПа, Е6 = 24 -103 МПа). Материал трубы — полипропилен со следующими физико-механическими характеристиками: Я/ = 4,0

МПа, Я/с = 4,0 МПа, Ер = 300 МПа; м/ = 0,42 ,

V / = °,5.

(М613 + 2М612М/ - 1)а/

k1 =

Я + — (М/2 -1)

Я а/У/

М/ - М613

(0,5 + 2 • 0,5 • 0,5 -1) • 0,0417 — + 1,15'0,181 (0,422 -1) ____55 0,0417 -1,0 __

0,42 - 0,5

= 51,389

г ,а / V / 1; [(2М612 + 1)М613 -+ М613М/ -1 , _к3" 6 Я_

k2 =-=

М / -М 613

[(2 • 0,5 +1) • 0,5 -1]0,0417-1,0 А + 0,5 • 0,42 -1 1,15 • 0,18155

=-= 9,8/5

0,42 - 0,5

Предельная несущая способность бетонного ядра составит:

9 875

Nnlt < (9503 + —-1806) • 1,15 • (-8,5) = -9,6254 • 104 Н = -96,25 кН .

ш 51,839

Напряжения в трубе в момент разрушения по бетону:

- N„1; =__- 96254

к1А6 + k2А/ 51,389 • 9503 + 9,875 -1806

= 0,19 МПа < Я/ = 4,0 МПа

, -= „оп96254-= 1,88 МПа < ЯСс = 4,0 МПа

Ь-, ч 1 чЯО Jc

^ А6 + Аг 51389 9503 +1806 к2 6 } 9,875

Прочность трубы обеспечена.

В качестве альтернативной математической модели будем использовать метод конечных элементов (МКЭ).

Оценим работу трубобетона при совместной работе бетонного ядра и пластиковой оболочки (т.е перемещения оболочки и бетона на контакте одинаковы). Материалы ядра и оболочки работают в упругой стадии.

Рассчитываемая цилиндрическая оболочка имеет высоту 400 мм, внутренний диаметр 2Я=100 мм, толщину стенки -=5 мм. Материал -полипропилен с модулем упругости Е=300 МПа и коэффициентом Пуассона ц/ - 0,42 . Материал

ядра примем из бетона с начальным модулем упругости Еь = 24000 МПа, и коэффициентом Пуассона ць - 0,2 .

Вертикальная нагрузка 20 кН.

Расчет производим в программном комплексе ЛИРА (рис. 3). Элементы оболочки моде-

«(400) -

Площадь бетона

1

V/Е/

д

ц/ЯР

ь -

лируем универсальным четырехугольным конечным элементом оболочки КЭ 44. Элементы бетонного ядра моделируем универсальным пространственным шестиузловым изопараметриче-ским конечным элементом КЭ 34.

Согласно вышеприведенного расчета численные решения по безмоментной теории будут иметь следующие значения:

- для продольных напряжений,

N -1650 ,, „

а - — --- -1,00 МПа,

/2 А 1650

0 /1 -

где

для рЯ 1^50

-

5

кольцевых -10,00 МПа

напряжений,

А - к((Я + -)2-Я2) - 3,142 • (552 -50) -1650 мм2 - площадь поперечного сечения оболочки, продольные перемещения равны

1

1 • 1190

(-1,00-0,42 -10,00)-400 --1,75 мм.

АЬ -кЯ2 - 3,1416 • 502 - 7854 мм2.

Площадь поперечного сечения оболочки

А/ - к(( Я + -)2 -Я 2) - 3,142 • (55 2 -50) - 1650

2

мм2.

Коэффициент приведения а / -

Е

/ 1190

Еь

24000

- 0,04958.

Коэффициенты к1, к2 в упругой стадии работы материалов находим по формулам:

[(1 + М/ )Мь - 1Я + Е (М/2 -1) [(1 + 0,20) • 0,42 - 1]50 +

1

к -

МГ - Мь

50 0,04958 0,20 - 0,42 5

(0,202 -1)

- 88,23,

к 2 -

[мь(2Мь + 1)-1]а/- + МЬМ{ -1 [0,42• (2• 0,42 +1)-1^0,04958— + 0,42• 0,20-1 Я 50

МГ - Мь 0,20 - 0,42

Кольцевые и продольные напряжения в оболочке соответственно равны

- 4,169.

-

N _ - 20000

кхАь + к2А/ ~ 88,23 • 7854 + 4,169 • 1650

0/! - - --:----- 0,029 МПа,

N -20000 0 /2 - —-=-= -0,119 МПа.

к1 Аь + Аг 8823 7854 +1650 к 2 Ь / 4,169

Главные напряжения в бетонном ядре будут иметь значения:

N - 20000 ,„,.„

0Ь3 --к-=-4Л69-- -2,521 МПа,

Аь + А, 7854 + 4-1650

Ь кх } 88,23

0Ь1 -0Ь2 --0 г1 — - -(0,029) — - -0,0029 МПа. Ь2 31 Я 50

500В000

52

52

Рис. 3. Конечноэлементная модель короткой ПТБ стойки

Результаты сравнительного анализа НДС ПТБ стойки по безмоментной теории и МКЭ, показавшие близкую сходимость аналитического и численного решений задачи даны в табл. 2.

Таблица 2

Результаты численных исследований

№ п/п Наименование показателя Численные значения, полученные расчетом по: Сходимость аналитического и численного решений задачи, %

безмоментной теории МКЭ

1 Продольные перемещения, мм -1,75 -1,77 1,1 %

2 Главные напряжения в бетоне а 63, МПа -2,517 -2,356 6,8 %

3 Главные напряжения в бетоне а 62 , МПа 0,0033 0.0031 6,5 %

4 Продольные напряжения а /2 , МПа -0,139 -0,130 6,9 %

5 Кольцевые напряжения а /1, МПа -0,033 -0,031 6,5 %

6 Главные напряжения в бетоне «63, МПа -2,521 -2,360 6,8 %

7 Главные напряжения в бетоне «62, МПа -0,0029 -0.0028 3,6 %

8 Продольные напряжения а /2 , МПа 0,029 0,027 7,4 %

9 Кольцевые напряжения а /1, МПа -0,119 -0,111 7,2 %

На основании проведенных конечноэле-ментных и аналитических исследований НДС короткой ПТБ стойки можно сделать вывод о том, что предложенное авторами аналитическое решение задачи совместного рассмотрения условий работы элементов конструкции по безмоментной теории вместе с опорой на экспериментально получаемые деформативные показатели материалов конструкции с инженерной точностью тождественно численному, получаемому методом конечных элементов. Аналитическое решение, позволяющее в широком диапазоне варьировать фактическими свойствами материалов конструкции и гибко учитывать факторы ее действительной работы, позволяет достаточно для проектной практики достоверно определять расчетные перемещения и напряжения коротких ПТБ стоек, что открывает большие возможности для рационального проектирования основанных на ПТБ стойках стеновых элементов зданий и сооружений [10], индивидуализируя их проектные параметры с учетом положения в здании и стадии жизненного цикла объекта, параметризировать стеновые элементы основанных на ПТБ типовых проектов зданий и сооружений в современных В1М-приложениях и существенно сокращать трудоемкость и стоимость не только проектных, но и строительных работ на объекте.

Источник финансирования. Программа развития опорного университета на базе БГТУ им. В.Г. Шухова.

БИБЛИОГРАФИЧЕСКИЙ СПИСОК

1. Шевченко А.В., Наумов А.Е., Долженко А.В. Эффективные трубобетонные конструкции для индивидуального жилищного строительства // Экономика, наука, производство: Сборник научных трудов №28. М.: Изд-во «Московский

государственный машиностроительный

университет (МАМИ)», 2015. С. 40-42.

2. Шевченко А.В., Долженко А.В., Наумов А.Е. Исследование прочности трубобетона в пластмассовых трубах на центральное сжатие // Актуальные вопросы образования и науки: сборник научных трудов по материалам международной научно-практической конференции. Часть 4. Тамбов: ООО «Консалтинговая компания ЮКОМ», 2015, С. 172-175.

3. Dolzhenko A., Naumov A., Shevchenko A., Kara K. Experimental Study of Actual Operation of Plastic Tube Concrete Constructions // Advances in Engineering Research. 2017. 133. Рр.175-180.

4. Dolzhenko A., Naumov A, Shevchenko A. Bearing capacity and rigidity of short plastic-concrete-tubal vertical columns under transverse load // IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering, 327, 2018.

5. Вольмир А.С. Устойчивость упругих систем, М., 1963. 984 с.

6. Карпенко Н.И. Общие модели механики железобетона. М.: Стройиздат, 1996.416 с.

7. Филин А.П. Элементы теории оболочек. Изд. 2-е, доп. и перераб. Л.: Стройиздат, 1975. 256 с.

8. Уманский А.А. Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооружений. Издание второе, в двух книгах, т. 1. Москва, 1972 г.

9. Уманский А.А.. Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооружений. Издание второе, в двух книгах, Т. 2. М.: Стройиздат, 1973. 416 с.

10.Ржаницын А.Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. М.: Стройиздат, 1978. 239 с.

Информация об авторах

Долженко Александр Валериевич, старший преподаватель кафедры городского кадастра и инженерных изысканий. E-mail: dolzhenko.av@bstu.ru; da7182@mail.ru. Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова. Россия, 308012, Белгород, ул. Костюкова, д. 46.

Наумов Андрей Евгеньевич, кандидат технических наук, доцент, зав. кафедры экспертизы и управления недвижимостью. E-mail:naumov.ae@bstu.ru; kafeun@mail.ru. Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова. Россия, 308012, Белгород, ул. Костюкова, д. 46.

Шевченко Андрей Викторович, кандидат технических наук, доцент кафедры строительства и городского хозяйства. E-mail: andsheff@rambler.ru. Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова. Россия, 308012, Белгород, ул. Костюкова, д. 46.

Стойкович Ненад, PhD. E-mail: nenad.stoikovic@vtsnis.edu.rs. Высшая техническая школа профессионального образования Ниш. Республика Сербия, 18000, г. Ниш, ул. Александра Медведева 20.

Поступила в августе 2018 г.

© Долженко А.В., Наумов А.Е., Шевченко А.В., Стойкович Н., 2018

1 *Dolzhenko A. V., 1Naumov A.E., 1Shevchenko A. V., 2Stoykovich N.

Belgorod State Technological University named after V.G. Shukhov Russia, 308012, Belgorod, st. Kostyukova, 46 2The Higher Technical School of Professional Education Nis Serbia, 18000, Nis, st. Alexander Medvedev 20 *E-mail: dolzhenko.av@bstu.ru

NUMERICAL RESEARCHES OF THE STRESSED-STRAINED STATE OF PLASTIC TUBED CONCRETE PIER UNDER CENTRAL COMPRESSION LOAD

Abstract. Plastic tubed concrete (PTC) piers are considered by modern science as a progressive constructive innovation. It is established that the strength and stiffness of the PTC piers is increased compared to the caseless structures of similar volume and concrete. This makes the design of building structures using the method rational. The increasing of PTC structures' strength under compression may be qualitatively explained by its loading under three-axis compression, but analytical methods and models to calculate the SSS parameters of the structure are not represented in the existing Russian national standards. The lack of theoretical and numerical studies of this type of structural elements is the main reason for further, mathematical modeling and engineering of PTC piers. Generally it could be done based on the considering of the joint work of the cylindrical shell and the concrete core as a main parts of PTC. In the paper the quantitative parameters of SSS during vertical loads for PTC pier were determined using FEM and analytical method according to equivalent stress in Mohr theory of failure. It was figure out the bearing capacity of a short PTC pier under central compression is 25 % higher in resistibility and 15 % higher in rigidness than those of the caseless concrete pier equal in volume. The authors propose the mathematical model of a short PTC pier, have shown applicability of the model for different calculation process.

Keywords: plastic tubed concrete, tubed concrete, triaxial compression, civil structures, strength calculation.

REFERENCES

1. Shevchenko A.V., Naumov A.E., Dolzhenko A.V. Effective tube-concrete constructions for individual housing. Economy, Science, Production: Collection of scientific articles No. 28 - Moscow: Moscow State University of Engineering (MAMI) Publishing House, 2015, pp. 40-42.

2. Shevchenko A.V., Dolzhenko A.V., Naumov A.E., Investigation of the strength of tube concrete in plastic tubes for central compression. Actual problems of education and science: a collection of scientific articles based on international scientific and practical conference. Part 4. Tambov: Ltd Consulting Company YUKOM, 2015, pp. 172175.

3. Dolzhenko A., Naumov A., Shevchenko A., Kara K. Experimental Study of Actual Operation of Plastic Tube Concrete Constructions. Advances in Engineering Research, 133, 2017. pp. 175-180.

4. Dolzhenko A., Naumov A., Shevchenko A. Bearing capacity and rigidity of short plastic-

concrete-tubal vertical columns under transverse load. IOP Conf. Series: Materials Science and Engineering, 327, 2018.

5. Volmir A.S. Stability of elastic systems, M., 1963, 984 p.

6. Karpenko N.I. General models of reinforced concrete mechanics. M .: Stroyizdat, 1996, 416 p.

7. Filin A.P. Elements of the theory of shells. L .: Stroyizdat, 1975, 256 p.

8. Umansky A.A. Reference book for designer of industrial, residential and public buildings and structures. Second edition, in two books, vol. 1., Moscow, 1972.

9. Umansky A. A. Reference book for designer of industrial, residential and public buildings and structures. Second edition, in two books, vol. 2, M.: Stroyizdat, 1973, 416p.

10.Rzhanitsyn A.R. The theory of calculation of building structures for reliability. M .: Stroiizdat, 1978,239 p.

Информация об авторах

Dolzhenko, Alexander V. Senior lecturer. E-mail: da7182@mail.ru. Belgorod State Technological University named after V.G. Shukhov. Russia, 308012, Belgorod, st. Kostyukova, 46.

Naumov, Andrey E. PhD, Assistant professor. E-mail:naumov.ae@bstu.ru; kafeun@mail.ru. Belgorod State Technological University named after V.G. Shukhov. Russia, 308012, Belgorod, st. Kostyukova, 46.

Shevchenko, Andrey V. PhD, Assistant professor. E-mail: andsheff@rambler.ru. Belgorod State Technological University named after V.G. Shukhov. Russia, 308012, Belgorod, st. Kostyukova, 46.

Stoykovich Nenad, PhD, Assistant professor. E-mail: nenad.stoikovic@vtsnis.edu.rs. The Higher Technical School of Professional Education Nis, Serbia. Serbia , 18000, Nis, st. Alexander Medvedev 20.

Received in August 2018 Для цитирования:

Долженко А.В., Наумов А.Е., Шевченко А.В., Стойкович Н. Численные исследования напряженно-деформированного состояния пластикотрубобетонного центрально-сжатого короткого стержня // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. 2018. №10. С. 23-32. DOI: 10.12737/article_5bd95a716cf0c5.55926144

For citation:

Dolzhenko A.V., Naumov A.E., Shevchenko A.V., Stoykovich N. Numerical researches of the stressed-strained state of plastic tubed concrete pier under central compression load. Bulletin of BSTU named after V.G. Shukhov, 2018, no. 10, pp. 23-32. DOI: 10.12737/article_5bd95a716cf0c5.55926144