Сталь осевая: Сталь осевая — Энциклопедия по машиностроению XXL — Купить срубы домов в Смоленске по доступной цене

Сталь осевая: Сталь осевая — Энциклопедия по машиностроению XXL

Содержание

Сталь осевая — Энциклопедия по машиностроению XXL

Сталь осевая. Для осей паровозов, тендеров и вагонов железных дорог применяется мартеновская среднеуглеродистая сталь с повышенными требованиями в отношении вредных примесей и механических свойств. [c.370]

Пластмассы истирались по абразивной, сетчатой, гладкой и зеркальной поверхностям. Для этого применялись полотно (шкурка) с абразивами разной зернистости металлические сетки (стальные и латунные с ячейками разных размеров) сталь осевая как термически необработанная, так и закаленная (R = 40 + 44) с разной шероховатостью поверхности в пределах от шлифованной до полированной [1]. [c.89]

Сталь Осевой силы Кфр 1.33 1 - [c.140]

Если подвергать образец стали осевым усилиям при симметричном цикле (попеременному растяжению и сжатию), то соответствующий предел выносливости как показывают опыты, будет ниже, чем при изгибе соотношение между этими пределами выносливости может быть принято равным, как показывают опыты, 0,7, т. е. oii=0,7 0 1. [c.542]

Влияние химической микронеоднородности твердого раствора на прокаливаемость стали. Наиболее ранней работой по исследованию влияния химической неоднородности на прокаливаемость стали, по-видимому, является работа [117], В ней изучали прокаливаемость стали в зависимости от места вырезки образца в слитке. Установлено, что прокаливаемость стали осевой зоны ниже, чем периферийной. [c.129]

Сталь осевой силы /Сфр 1,33 1 [c.260]

Сталь осевая ОСВ Сталь 45Х [c.756]

Таким образом, при разрыве труб из низкоуглеродистых сталей осевое усилие должно составлять [c.96]

Формы сульфидных включений. 3-т слиток из среднеуглеродистой легированной стали. Осевая зона в верхней четверти. [c.58]

Звено цепи из кипящей мягкой стали. Осевое сечение в плоскости звена. Линии скольжения в теле звена показывают, [c.63]

Конструкция, показанная на рис. 79, с, применяется при диаметре шпинделя =50… 180 мм. Шпиндель и рабочие втулки выполнены из закаленной стали. Осевой подшипник образован узким буртом шириной I. Конструкция, показанная на рис. [c.146]

Основные параметры сварки трением скорость относительного перемещения свариваемых поверхностей, продолжительность на- рева, удельное усилие, пластическая деформация, т. е. осадка. Требуемый для сварки нагрев обусловлен скоростью вращения и осевым усилием. Для получения качественного соединения в конце процесса необходимо быстрое прекращение движения и приложение повышенного давления. Параметры режима сварки трением зависят от свойств свариваемого металла, площади сечения и конфигурации изделия. Сваркой трением соединяют однородные и разнородные металлы и сплавы с различными свойствами, например медь со сталью, алюминий с титаном и др. На рис. 5.4] показаны основные типы соединений, выполняемых сваркой трением. Соединение получают с достаточно высокими механическими свойствами. В про- [c.222]

Чаще всего червячные колеса изготовляют составными центр — из серого чугуна или из стали, зубчатый венец—из бронзы. Соединение венца с центром должно обеспечивать передачу большого вращающего момента и сравнительно небольшой осевой силы. Конструкция червячного колеса и способ соединения венца с центром зависят от объема выпуска. При единичном и мелкосерийном производстве, когда годовой объем выпуска [c.52]

Короткий цилиндрический стержень с поперечным отверстием (рис. 1.1), изготовленный из стали 40, нормализованной, нагружен осевыми силами Р. Определить допускаемое значение сил Р в зависимости от закона изменения их величин во времени. Требуемые коэффициенты запаса по отношению к пределу выносливости и по отношению к пределу текучести принять одинаковыми (п) = 2,2. Поверхность стержня чисто ченная. [c.11]

Выбрать наиболее выгодное размещение заклепок в соединении внахлестку полосы толщиной 6 = 10 мм с косынкой. Соединение нагружено постоянной осевой силой Р — 225 кн. Материал полосы и косынки — сталь Ст. 3. Материал заклепок — сталь Ст. 2 их диаметр d 25. Отверстия под заклепки сверленые. [c.32]

Полосы из стали Ст. 2 сварены встык (см. рис. 4.1) вручную электродами Э42. Осевая сила изменяется в пределах от Р, п = = — 0,5 Ртах до Ртах- Определить допускаемое значение Ртах- [c.42]

Весьма жесткая обойма состоит из двух половин, стянутых шестью болтами из стали Ст.З ([ст]р = 125 Мн/м ). В обойме прессуется пластмасса (рис. 5.33), коэффициент Пуассона которой ji = 0,4. Сила, сжимающая пластмассу в осевом направлении, Q = 100 кн. Опре- [c.79]

Главный угол в плане ф — угол между проекцией главного лезвия на осевую плоскость и направлением подачи. Угол вершины сверла равен 2ф. Величина этого угла зависит от свойств материала обрабатываемой заготовки и колеблется в пределах 80. .. 140°. Для хрупких материалов берут меньшие значения, а для вязких — большие. Например, при обработке заготовок из стали и чугуна 2ф = 116. .. 120°. [c.139]

Так как подшипники трения — качения должны выдерживать большое количество циклов высоких контактных напряжений, к подшипниковым сталям предъявляют особые требования в отношении металлургического качества общей и осевой пористости, газовых пузырей, флокенов, ликвации и неметаллических включений. При этом неметаллические включения строго лимитируются, поскольку, выходя на рабочие поверхности, они являются концентраторами напряжений и источниками преждевременного разрушения подшипников. [c.188]

На рис. 2.20 изображена примерная диаграмма, записанная при испытании образца из низкоуглеродистой стали. По оси абсцисс в определенном масштабе зафиксирован рост удлинения А1 образца, а по оси ординат — возникающая в его поперечном сечении нормальная сила N, численно равная осевой нагрузке Р, прилагаемой к образцу. Характерные точки на диаграмме отмечены цифрами 1, 2, 3 н 4. [c.167]

Конические опоры воспринимают большие радиальные и малые осевые нагрузки, точно центрируют цапфу, но имеют большой момент трения. На рис. 27.18 показана конструкция регулируемой конической опоры 1 с торцовым винтом 3 и шариком 2. Для облегчения приработки конические опоры обычно изготовляют с двумя рабочими поясками. Угол а = 2. .. б»». Цапфы конических опор изготовляют из высокоуглеродистой стали и закаливают до твердости HR 50. . . 60, втулки делают из фосфористой бронзы или латуни. [c.330]

Пример 2.46. Двутавровая стойка жестко защемлена одним концом (см. рис. 323,6) и сжата осевой силой Р=125 т. Длина стойки /=1,6 м. Материал стойки—сталь Ст. 2, основное допускаемое напряжение на сжатие [0] = 120 н мм . Определить требуемый номер профиля двутавра. [c.318]

Схема насоса с опорами вала, работающими на перекачиваемом теплоносителе, и механическим уплотнением вала с чистой запирающей водой представлена на рис. 8.11. Вертикальный вал направляется двумя радиальными дроссельными гидростатическими подшипниками 2 и 8. Нижний подшипник питается горячей водой с напора осевого рабочего колеса 1 при помощи винтового насоса 3 с многозаходными резьбовыми втулками, а слив из подшипника организован на всасывание рабочего колеса по каналам, выполненным в его ступице. Верхний радиальный ГСП питается охлажденной контурной водой от импеллера, выполненного заодно с пятой 7. В подшипниках применима пара трения сталь по стали. Осевая сила воспринимается двухсторонним гидростатическим осевым подшипником, работающим на охлажденном теплоносителе. Элементы, образующие пары трения, изготовлены из силицированного графита. Сегментные самоустанавли-вающиеся колодки снабжены ребрами качания и опираются на рессоры. Для снятия тепла, выделяющегося в осевом и верхнем радиальном ГСП, в корпусе насоса встроен трубчатый холодильник 6. Поток воды из пяты-импеллера сначала попадает на осевой подшипник, затем в верхний рад1 альный ГСП, после чего, проходя через трубчатый холодильник, охлаждается, поступает в зазор между валом и корпусом насоса, снимает тепло с вала и вновь попадает в пяту-импеллер. Такая система циркуляции позволяет поддерживать постоянной температуру (примерно 70°С) в полости пяты, предохраняя тем самым уплотнение вала от воздействия высокой температуры со стороны проточной части ГЦН. Между полостью пяты и проточной частью расположен тепловой барьер, представляющий собой каналы, засверленные в корпусе насоса. Через трубчатый холодильник 6 теплового барьера циркулирует вода промежуточного контура, имеющая на входе температуру примерно 45 °С. В верхней части ГЦН размещено уплотнение вала, представляющее собой блок из трех пар торцовых уплотнений, работающих на холодной запирающей воде. Первая ступень предотвращает протечки запирающей воды в контур с перепадом давления на нем около 2 МПа, вторая ступень предотвращает протечки в атмосферу и работает под полным давлением запирающей воды, а третья ступень является резервной и автоматически включается в работу в случае выхода из строя второй ступени уплотнения. [c.280]

Если слитки поступают на передел в холодном состоянии, то часть поверхностных дефектов устраняется при зачистке, передел горячих слитков увеличивает число дефектов поверхности, так как лишь небольшая часть дефектов слитка уничтожается при образовании окалины. При горячем деформировании завариваются пустоты и поры с неокисленной поверхностью газовые пузьфи в слитках кипящей стали, осевая пористость и рыхлость в слитках спокойной стали, небольшие внутренние трещины. Горячие трещины с окисленной поверхностью, а также окисленные усадочные раковины и пустоты не завариваются и из-за них в прокатанной стали появляются разрывы и иесплошности. [c.14]

МПа. Увеличение числа 1фоходов приводит к некоторому снижению осевых остаточных напряжений и увеличению тангенциальных напряжений. Так, при ППД стали 45 шариком после 5 проходов осевые остаточные напряжения увеличились на 30%, а тангенциальные — уменьшились на 15%. При этом глубина проникновения остаточных напряжений сжатия увеличилась с 0,75…0,8 мм до 0,9…0,92 мм. Исследования показали, что при упрочнении обкатыванием шариками или дисковыми роликами в результате неравномерных пластических деформаций ПС в направлении вектора скорости обкатывания и подачи осевые остаточные напряжения примерно в 1,5. ..2,0 раза больше тангенциальных. У незакаленных сталей после обкатывания шариками диаметром 5… 10 мм осевые остаточные напряжения сжатия имеют величину — 800…900 МПа, а тангенциальные —400…-450 МПа, в ПС улучшенных сталей — осевые остаточные напряжения — -1200 МПа, а тангенциальные — -500…-550 МПа. [c.245]

Спокойная сталь (рис. 2.9, а, г) затвердевает без выделения газов, fi верхней части слитка образуется усадочная раковина /, а в средней — усадочная осевая рыхлос1Ь. [c.43]

С целью экономии дорогостоящих сталей колеса иногда выполняют составными. В зависимости от размеров колеса зубчатый венец крепят к центру болтами, установленными без зазора— НОД развертку (рис. 5.12, ц), или к фланцу вала заклепками (рис. 5.12,6). Зубчатый венец располагают так, чтобы осевая сила, возникающая в зацеплении, была направлена на опорный фланец. Центрирование зубчатого венца чаще всего производят по диаметру О (рис. 5.12), а не при этом выше точность центрирования (при одной и той же посадке допуски размера О венца и центра, а также возможный посадочный зазор меньше) технологически проще получить точным посадочное отверстие венца гладкое, без уступа меньшие затраты времени иа обработку поверхности менынеы) диаметра. Составные конические колеса главных передач автомобилей ЗИЛ, Жигули , Москвич имеют центрирование зубчатых венцов по диаметру О. [c.50]

При внешнем диаметре бае > 180 мм с целью экономии дорогостоящих сталей колеса иногда выполняют составными. В зависимости от размеров колеса зубчатый венец крепят к центру болтами, установленными без зазора — под развертку (рис. 5.12, а), или к фланиу вала заклепками (рис. 5.12, б). Зубчатый венец располагают так, чтобы осевая сила, действующая в зацеплении, была направлена на опорный фланец. Центрирование зубчатого венца чаще всего производят по [c.69]

Соединения передают моменты и осевые силы за счет использования сил трения на поверхностях контакта вала и ступицы с пружинными кольцами (рис. 6.6). Кольца изготовляют из пружинной стали (55ГС, 60С2А и др.). При затягивании гайки на валу (рис. 6.6, а) или винта в ступице (рис. 6.6, 6) пружинные кольца надвигают одно на другое. Наружные кольца при этом растягивают и плотно прижимают к ступице, а внутренние кольца сжимают и плотно прижимают к валу. [c.84]

Конструкция четырехроликового генератора приведена на рис. 15.5. Чтобы гибкое колесо не раскатывалось роликами, по его внутреннему диаметру устанавливают подкладное кольцо 2 из того же мате])иала, что и ролики, например, из стали ШХ15 (50…58 НКС,). Подкладное кольцо, кроме того, увеличивает жесткость системы гибкое колесо — кольцо и тем с шым уменьшает искажение формы деформирования под нагрузкой. Толщину кольца принимают я 1,5А . В качестве ролика используют подшипник качения, на который н шрессовьшают кольцо 1 с бортами. Борта предназначены для удержания подкладного кольца 2 от осевых смещений. Толщину кольца / принимают ранной А . [c. 239]

Так же как и в роликовом генераторе, в целях предохранения гибкого колееа от раскатывания устанавливают подкладное кольцо 1. Закрепление подкладного кольца от осевого смещения в дисковом генераторе затруднено. В конструкции по рис. 15.6, а кольцо удерживает борт, входящий в паз гибкого колеса. Высота борта ограничена допускаемым значением упругой деформации растяжения гибкого колеса при установке подкладного кольца (т. е. не превышает десятых долей миллиметра), что не гарантирует надежного запирания кольца. Кроме того, паз как концентратор напряжений снижает прочность гибкого колеса. Матери ш подкладного кольца—сталь ШХ15 (50…58 НКСэ). Материал дисков—конструкционная сталь 45, 40Х с закалкой рабочей поверхности до 48…50 НЯСд. [c.241]

До сих пор нами обсуждались закономерности мало- и многоцикловой усталости при одноосном нагружении. В работе [388] исследованы крестообразные образцы из ферритной и аус-тенитной сталей при двухосном напряженном состоянии. Авторы работ [317, 437] подвергали тонкостенные трубы из алюминиевого сплава внутреннему и внешнему давлению, а также осевому нагружению. Наилучшее соответствие экспериментальным данным было получено при использовании в качестве критериальной величины интенсивности размаха пластической деформации ДеР. В этом случае зависимость Мэнсона—Коффина представлялась в виде [c.130]

Отпуск заключается в нагреве закаленной стали до температуры ниже A i, выдержке при заданной температуре и последующем охлаждении с определенной скоростью. Отпуск является окончательной операцией термической обработки, в результате которого сталь получает требуемые механические свойства. Кроме того, отпуск полностью или частично устраняет внутренние напряжения, возникающие при закалке. Эти напряжения снимаются тем полнее, чем выше температура отпуска. Так, осевые напряжения в цилиндрическом об-[)азце из стали, содержащей 0,3 % С, в результате отпуска при 550 °С умепьи1аются с 600 до 80 МПа. [c.216]

Осевое уплотнение по кольцевой поверхности состоит из вращающегося и неподвижного уплотнительных колец, сжимаемых пружинами. Одно кольцо изготовляют из закаленной стали (ШХ15, 40Х и др.), антифрикционного чугуна, бронзы, металлокерамики [c.370]

Пример. Подобрать посадку с натягом для соединения (D = 185мм /, = 110 мм dj = 265 мм I = 170 мм), которое работает без внбраций и нагружено осевой силой Р = 392,2 кН, Детали изготовлены из стали 40 (Е = Ej = 206 ГПа = 313 МПа) параметры шероховатости Rzi = 8 мкм, Rz. = 7 мкм. Рабочая температура деталей соединения близка к температуре сборки. Сборку производят при нагреве охватывающей детали, поэтому принимаем /=0,14. [c.226]

Заготовки осевые для железнодорожного подвижного состава. Технические условия – РТС-тендер

ГОСТ 4728-2010

Группа В41

МКС 45.060
ОКП 09 1100*
________________
* Поправка (ИУС 1-2013)

Дата введения 2011-09-01

Цели, основные принципы и основной порядок проведения работ по международной стандартизации установлены ГОСТ 1. 0-92 «Межгосударственная система стандартизации. Основные положения» и ГОСТ 1.2-97 «Межгосударственная система стандартизации. Стандарты межгосударственные, правила и рекомендации по межгосударственной стандартизации. Порядок разработки, принятия, применения, обновления и отмены»*
________________
* На территории Российской Федерации действует ГОСТ 1.2-2009. — Примечание изготовителя базы данных.

Сведения о стандарте

1 РАЗРАБОТАН Открытым акционерным обществом «Научно-исследовательский институт железнодорожного транспорта» (ОАО «ВНИИЖТ»), Уральским институтом металлов (ОАО УИМ), национальным техническим комитетом по стандартизации ТК 367 «Чугун, прокат и металлоизделия», ОАО «НИИ вагоностроения»

2 ВНЕСЕН Техническим секретариатом Межгосударственного совета по стандартизации, метрологии и сертификации

3 ПРИНЯТ Межгосударственным советом по стандартизации, метрологии и сертификации (протокол N 38 от 25 ноября 2010 г. )

За принятие стандарта проголосовали:


Краткое наименование страны по МК (ИСО 3166) 004-97	Код страны по МК (ИСО 3166) 004-97	Сокращенное наименование национального органа по стандартизации
Беларусь	BY	Госстандарт Республики Беларусь
Грузия	GE	Грузстандарт
Казахстан	KZ	Госстандарт Республики Казахстан
Кыргызстан	KG	Кыргызстандарт
Молдова	MD	Молдова-Стандарт
Российская Федерация	RU	Росстандарт
Таджикистан	TJ	Таджикстандарт
Узбекистан	UZ	Узстандарт
Украина	UA	Госпотребстандарт Украины

(Поправка. ИУС N 2-2016).

Приказом Федерального агентства по техническому регулированию и метрологии от 1 марта 2011 г. N 25-ст межгосударственный стандарт ГОСТ 4728-2010 введен в действие в качестве национального стандарта Российской Федерации с 1 сентября 2011 г.

Для Российской Федерации в настоящем стандарте реализованы требования технического регламента «О безопасности железнодорожного подвижного состава» применительно к объекту технического регулирования — заготовкам осевым:

— 4.2, 4.7, 4.8 содержат минимально необходимые требования безопасности;

— 5.1 устанавливает правила отбора образцов для подтверждения соответствия;

— 6.3, 6.8, 6.9 устанавливают методы проверки минимально необходимых требований безопасности.

4 ВЗАМЕН ГОСТ 4728-96

Информация о введении в действие (прекращении действия) настоящего стандарта публикуется в указателе «Национальные стандарты».

Информация об изменениях к настоящему стандарту публикуется в указателе «Национальные стандарты», а текст изменений — в информационных указателях «Национальные стандарты». В случае пересмотра или отмены настоящего стандарта соответствующая информация будет опубликована в информационном указателе «Национальные стандарты»

ВНЕСЕНА поправка, опубликованная в ИУС N 1, 2013 год; поправка, опубликованная в ИУС N 2, 2016 год

Поправки внесены изготовителем базы данных

1 Область применения

Настоящий стандарт распространяется на заготовки квадратного и круглого сечений из углеродистой стали (далее — заготовки), подвергаемые горячему деформированию и предназначенные для изготовления осей колесных пар локомотивов, дизель- и электропоездов, вагонов железных дорог, вагонов метрополитена, а также специального железнодорожного подвижного состава.

2 Нормативные ссылки

В настоящем стандарте использованы нормативные ссылки на следующие межгосударственные стандарты:

ГОСТ 15.309-98 Система разработки и постановки продукции на производство. Испытания и приемка выпускаемой продукции. Основные положения

ГОСТ 427-75 Линейки измерительные металлические. Технические условия

ГОСТ 1497-84 (ИСО 6892-84) Металлы. Методы испытания на растяжение

ГОСТ 1778-70 (ИСО 4967-79) Сталь. Металлографические методы определения неметаллических включений

ГОСТ 3749-77 Угольники поверочные 90°. Технические условия

ГОСТ 7502-98 Рулетки измерительные металлические. Технические условия

ГОСТ 7565-81 (ИСО 377-2-89) Чугун, сталь и сплавы. Метод отбора проб для определения химического состава

ГОСТ 7566-94 Металлопродукция. Приемка, маркировка, упаковка, транспортирование и хранение

ГОСТ 9454-78 Металлы. Метод испытания на ударный изгиб при пониженных, комнатной и повышенных температурах

ГОСТ 10243-75 Сталь. Методы испытаний и оценки макроструктуры

ГОСТ 17745-90 Стали и сплавы. Методы определения газов

ГОСТ 18895-97 Сталь. Метод фотоэлектрического спектрального анализа

ГОСТ 22536.0-87 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Общие требования к методам анализа

ГОСТ 22536.1-88 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения общего углерода и графита

ГОСТ 22536.2-87 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения серы

ГОСТ 22536.3-88 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения фосфора

ГОСТ 22536.4-88 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения кремния

ГОСТ 22536.5-87 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения марганца

ГОСТ 22536.7-88 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения хрома

ГОСТ 22536.8-87 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения меди

ГОСТ 22536.9-88 Сталь углеродистая и чугун нелегированный. Методы определения никеля

ГОСТ 26877-91 Металлопродукция. Методы измерения отклонений формы

ГОСТ 31334-2007 Оси для подвижного состава железных дорог колеи 1520 мм. Технические условия

Примечание — При пользовании настоящим стандартом целесообразно проверить действие ссылочных стандартов на территории государств по соответствующим информационным указателям, опубликованным в текущем году. Если ссылочный стандарт заменен (изменен), то при пользовании настоящим стандартом следует руководствоваться заменяющим (измененным) стандартом. Если ссылочный стандарт отменен без замены, то положение, в котором дана ссылка на него, применяется в части, не затрагивающей эту ссылку.

3 Основные размеры

3.1 Размеры поперечного сечения заготовок и их предельные отклонения должны соответствовать указанным в таблице 1.

Таблица 1 — Размеры поперечного сечения заготовок


Заготовки квадратного сечения (сторона)	Заготовки круглого сечения (диаметр)	Предельные отклонения, мм
интервал значений, мм
190-225	210-250	±4,0
230-265	260-300	±4,5
275-350	—	±5,0

3. 2 Углы квадратных заготовок должны иметь скругление радиусом от 0,1 до 0,2 размера стороны заготовки. Радиус скругления углов заготовки приведен для построения калибра и на заготовке не контролируется.

Допускается вогнутость граней заготовки квадратного сечения, не превышающая предельные минусовые отклонения, установленные в таблице 1.

3.3 Смятие (деформация) концов заготовок при резке не должно превышать 0,25 размера стороны или диаметра заготовок.

Косина реза (отклонение плоскости реза от перпендикулярности) не должна превышать 0,1 стороны квадрата или диаметра заготовки.

3.4 Заготовки изготавливают мерной длины. Длину заготовок устанавливают по согласованию между изготовителем и потребителем. Предельные отклонения по длине заготовок плюс 50 мм.

Допускается изготовление заготовок кратной мерной длины с предельными отклонениями по согласованию с потребителем.

3.5 Пример условного обозначения осевой заготовки квадратного сечения со стороной 215 мм, длиной 1600 мм из слитка (СЛ):

Заготовка осевая 215×215, 1600, СЛ ГОСТ 4728-2010

Пример условного обозначения осевой заготовки круглого сечения диаметром 210 мм, длиной 1650 мм из непрерывнолитого металла (НЛЗ):

Заготовка осевая 210, 1650, НЛЗ ГОСТ 4728-2010

3. 6 Минимальная масса заготовки определяется сечением заготовки с учетом минусовых допусков, радиусов скругления углов и длины, устанавливаемых в заказе между изготовителем и потребителем.

4 Технические требования

4.1 Осевые заготовки изготавливают из слитков или непрерывнолитых заготовок стали марки ОС мартеновского, кислородно-конвертерного или электропечного производства.

Сталь должна быть подвергнута внепечной обработке и вакуумированию*.
________________
* До 01.01.2012 г. допускается производство стали без вакуумирования.

4.2 Химический состав стали марки ОС по плавочному анализу ковшевой пробы должен соответствовать нормам, указанным в таблице 2.

Таблица 2 — Химический состав стали


Марка стали	Массовая доля химических элементов, %
	Углерод	Марганец	Кремний	Фосфор	Сера	Хром	Никель	Медь
				не более
ОС	0,42-0,50	0,60-0,90	0,15-0,35	0,035	0,035	0,30	0,30	0,25
Примечания 1 Массовая доля алюминия должна быть не более 0,035%. По согласованию изготовителя с потребителем допускается устанавливать нижнее значение содержания алюминия. 2 Суммарное содержание серы и фосфора в стали, разливаемой в слитки, не должно превышать 0,065%, а в стали непрерывной разливки — 0,045%. 3 Предельные отклонения по массовой доле химических элементов в осевых заготовках составляют, %: углерода ; марганца ; кремния ±0,05; серы ±0,005; фосфора ±0,005.

4.3 При изготовлении осевых заготовок из вакуумированной стали массовая доля водорода в жидкой стали должна быть не более 2,5 млн.

При массовой доле водорода более 2,5 млн или при отсутствии вакуумирования стали заготовки подвергают противофлокенной обработке по методике предприятия-изготовителя.

4.4 Механические свойства металла образцов в нормализованном состоянии должны соответствовать нормам, указанным в таблице 3.

Таблица 3 — Механические свойства металла образцов в нормализованном состоянии


Временное сопротивление при растяжении , МПа	Относительное удлинение , %	Ударная вязкость при плюс 20 °С, Дж/см
		среднее значение	минимальное значение
	не менее
580-615	20,0	49	34
620-645	19,0	39	29
650 и более	18,0	34	29

4. 5 На поверхности заготовок не допускаются плены, рванины и закаты.

На поверхности заготовок допускаются следующие дефекты глубиной не более 2 мм: риски, раскатанные трещины и загрязнения, отпечатки, рябизна от вдавленной окалины.

Недопустимые дефекты удаляют вырубкой, огневой или абразивной зачисткой в продольном направлении. Места вырубки и зачистки должны иметь плавно скругленные кромки, ширина вырубки (зачистки) должна быть не менее шестикратной глубины.

Удаление дефектов поверхности не должно выводить размеры заготовок за минимальные размеры, при этом допускаются местные вырубки (зачистки), уменьшающие минимальные размеры заготовки не более чем на 5 мм, при условии, что количество таких вырубок (зачисток) не должно превышать четырех в одном поперечном сечении.

4.6 Торцевые поверхности заготовок не должны иметь остатков усадочной раковины, подусадочной рыхлости, трещин и расслоений.

4.7 В макроструктуре заготовок не допускаются остатки усадочной раковины, подусадочной рыхлости, флокены, расслоения, трещины, пузыри, корочки, инородные металлические и шлаковые включения.

В заготовках из слитков допускаются точечная неоднородность, центральная пористость, ликвационный квадрат и подусадочная ликвация — не более балла 3; общая пятнистая ликвация — не более балла 2 по ГОСТ 10243.

В заготовках из НЛЗ допускаются осевая пористость, осевая ликвация (осевая химическая неоднородность), ликвационные полоски и трещины, светлая полоса (контур) и краевое точечное загрязнение не более балла 2 по [1] или другим нормативным документам, согласованным с владельцем инфраструктуры*.
________________
* В Российской Федерации владелец инфраструктуры определяется федеральным законом в сфере железнодорожного транспорта, в остальных странах СНГ и Балтии его роль выполняют соответствующие национальные органы управления железнодорожным транспортом.

4.8 Загрязненность осевых заготовок неметаллическими включениями не должна превышать значений, указанных в таблице 4.

Таблица 4 — Загрязненность стали неметаллическими включениями


Тип и условное обозначение неметаллических включений	Балл для заготовок, не более
	из слитков	из НЛЗ
Сульфиды (С)	3,5	2,5
Оксиды строчечные (ОС)	3,5	2,5
Силикаты пластичные (СП)	3,5	2,5
Силикаты хрупкие (СХ)	3,5	2,5
Силикаты недеформирующиеся (СН)	3,5	2,5

4. 9 Маркировка

4.9.1 На одном из торцов каждой осевой заготовки в горячем состоянии должны быть четко нанесены знаки маркировки, расположенной в следующем порядке и содержащей:

— условное обозначение предприятия-изготовителя;

— номер плавки;

— две последние цифры года изготовления.

Знаки маркировки должны иметь высоту 12-14 мм и ширину 6-8 мм. По требованию заказчика маркировка обводится не смываемой водой краской.

Примечания

1 Допускается исправлять знаки маркировки на заготовке в холодном состоянии методом пластической деформации.

2 При одновременном заказе заготовок с близкими размерами сечения, но разной длиной, по требованию потребителя наносится отличительная цветная маркировка.

3 Допускается, по согласованию с потребителем, нанесение маркировки знаками других размеров.

4.9.2 Заготовки, изготовленные из слитка, дополнительно маркируют в горячем состоянии индексом «А» на торце заготовки, соответствующем головной части слитка и, при необходимости, индексами «В» и «С» на последующих заготовках.

5 Правила приемки

5.1 Для проверки соответствия осевых заготовок требованиям настоящего стандарта проводят приемо-сдаточные испытания в объеме, указанном в таблице 5.

Таблица 5 — Контролируемые характеристики и объем испытаний осевых заготовок при приемо-сдаточных испытаниях


Контролируемая характеристика (номер пункта)	Объем выборки	Периодичность испытаний
Размеры, отклонения формы и маркировка (3.1-3.4, 4.9)	Каждая заготовка	Каждая плавка
Химический состав стали (4.2)	Ковшевая проба
Массовая доля водорода (4. 3)	Одно измерение
Механические свойства (4.4)	Одна заготовка
Качество поверхности (4.5, 4.6)	Каждая заготовка
Макроструктура (4.7)	Две заготовки
Загрязненность неметаллическими включениями (4.8)	Одна заготовка	Каждая десятая плавка

5.2 Заготовки принимают партиями. Партия состоит из заготовок, изготовленных из стали одной плавки. Если сталь одной плавки разливают в несколько ковшей, то металл каждого ковша считают отдельной плавкой.

5.3 Отбор проб для определения химического состава — по ГОСТ 7565.

Для целей обязательной сертификации химический состав заготовок определяют по документу о качестве. Контроль химического состава осуществляет аккредитованная лаборатория предприятия-изготовителя.

5.4 Пробы для контроля механических свойств и макроструктуры отбирают из годной части раската, соответствующей головной части слитка, а изготовленной из НЛЗ — от любого конца раската. Длина пробы для контроля механических свойств должна быть не менее 180 мм. Проба для контроля макроструктуры отбирается в виде полнопрофильного поперечного темплета.

Пробы для контроля механических свойств подвергают нормализации до вырезки из них образцов.

Образцы для контроля загрязненности стали неметаллическими включениями изготавливают из проб для контроля макроструктуры.

5.5 В случае получения неудовлетворительного результата контроля какой-либо характеристики осевых заготовок из слитков для повторной проверки этой характеристики отбирают пробы от удвоенной выборки осевых заготовок с индексом «А». При получении неудовлетворительных результатов повторного контроля хотя бы на одной осевой заготовке все заготовки с индексом «А» считают не соответствующими требованиям настоящего стандарта. В этом случае проводят контроль всех характеристик заготовок с индексом «В» в том же порядке, что и для заготовок с индексом «А». При получении неудовлетворительных результатов повторного контроля хотя бы на одной осевой заготовке все заготовки с индексом «В» считают не соответствующими требованиям настоящего стандарта. В этом случае проводят контроль всех характеристик заготовок с индексом «С» в том же порядке, что и для заготовок с индексом «В». Результаты испытаний заготовок с индексом «С» распространяют на все оставшиеся заготовки данной партии.

5.6 В случае неудовлетворительного результата контроля какой-либо характеристики осевых заготовок из НЛЗ для повторной проверки этой характеристики отбирают пробы от удвоенной выборки осевых заготовок данной партии. Результаты повторных испытаний распространяют на всю партию.

5.7 При изготовлении осевых заготовок и черновых осей (заготовок профильных) на одном и том же предприятии контроль механических свойств осевых заготовок допускается не проводить.

5.8 Результаты приемо-сдаточных испытаний оформляют в соответствии с требованиями ГОСТ 15.309.

6 Методы контроля

6.1 Качество поверхности проверяют визуально без применения увеличительных приборов. При необходимости глубину залегания дефектов проверяют пробной вырубкой по всей длине дефекта.

6.2 Геометрические размеры и отклонения формы осевых заготовок контролируют с помощью инструментов по ГОСТ 427, ГОСТ 3749, ГОСТ 7502 или с помощью аттестованных средств допускового контроля, обеспечивающих требуемую точность.

Отклонения формы осевых заготовок контролируют по ГОСТ 26877.

6.3 Химический состав стали определяют по ГОСТ 22536.0, ГОСТ 22536.1, ГОСТ 22536. 2, ГОСТ 22536.3, ГОСТ 22536.4, ГОСТ 22536.5, ГОСТ 22536.7, ГОСТ 22536.8, ГОСТ 22536.9, ГОСТ 17745 и ГОСТ 18895.

6.4 Массовую долю водорода в жидкой стали определяют в середине разливки по равновесному парциальному давлению с применением системы зондового измерения.

6.5 Определение механических свойств при растяжении проводят по ГОСТ 1497 на одном образце с начальным диаметром 10 мм и с начальной расчетной длиной 50 мм. Допускается перед испытанием нагревать образец до 150 °С — 200 °С с выдержкой.

6.6 Ударную вязкость определяют по ГОСТ 9454 на четырех образцах типа 1 по среднему и минимальному значениям, полученным в результате испытания образцов.

6.7 Схема расположения образцов для определения механических свойств и ударной вязкости приведена на рисунке 1.

Рисунок 1 — Схема вырезки проб и расположение заготовок образцов для определения механических свойств и ударной вязкости

а) квадратная осевая заготовка со стороной квадрата до 230 мм включительно

б) квадратная осевая заготовка со стороной квадрата свыше 230 мм

в) круглая осевая заготовка

1 — две заготовки для изготовления образцов для определения ударной вязкости; 2 — заготовка для изготовления образца для определения механических свойств; 3 — огневой рез

Рисунок 1 — Схема вырезки проб и расположение заготовок образцов для определения механических свойств и ударной вязкости

6. 8 Контроль макроструктуры заготовок проводят на протравленных полнопрофильных поперечных темплетах по ГОСТ 10243. Оценку макроструктуры заготовок из слитка проводят по ГОСТ 10243, а заготовок из НЛЗ — по [1] или другим нормативным документам, согласованным с владельцем инфраструктуры.

6.9 Контроль загрязненности стали неметаллическими включениями проводят по методу Ш1 ГОСТ 1778 на шести шлифах, вырезанных из двух макротемплетов в соответствии с рисунком 2. Шлифы вырезают на глубине: для круглых заготовок — 0,5 радиуса; для квадратных заготовок — 0,25 стороны квадрата.

Рисунок 2 — Схема расположения образцов для контроля неметаллических включений

а) осевая заготовка круглого сечения

б) осевая заготовка квадратного сечения

Рисунок 2 — Схема расположения образцов для контроля неметаллических включений

7 Транспортирование и хранение

7. 1 Транспортирование и хранение — по ГОСТ 7566.

7.2 Заготовки транспортируют всеми видами транспорта в соответствии с правилами перевозки, действующими на данном виде транспорта.

7.3 Каждую партию осевых заготовок сопровождают документом о качестве в соответствии с ГОСТ 7566, содержащим:

— наименование предприятия-изготовителя;

— наименование продукции;

— размер заготовок;

— номер плавки;

— химический состав стали, массовую долю водорода для вакуумированной стали;

— количество заготовок;

— результаты контроля или заключение о качестве;

— обозначение настоящего стандарта.

Документ должен быть подписан представителем подразделения предприятия-изготовителя, осуществляющего функции технического контроля.

8 Гарантии изготовителя

8.1 Изготовитель гарантирует соответствие осевых заготовок требованиям настоящего стандарта.

8.2 Изготовитель осевых заготовок гарантирует отсутствие трещин и волосовин металлургического происхождения на поверхности чистовых осей, размеры и количество которых превышают требования, установленные ГОСТ 31334.

Библиография


[1]	ОСТ 14-1-235-91	Сталь. Методы контроля макроструктуры непрерывно-литой заготовки для производства сортового проката и трубных заготовок

Электронный текст документа
подготовлен АО «Кодекс» и сверен по:
официальное издание
М.: Стандартинформ, 2011

Термостатические комплекты Lux 6037

603700001	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Белый Форма угловая	125,00
603700031	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700061	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700002	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Белый Форма осевая, правый	125,00
603700032	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700062	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700003	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Белый Форма осевая, левый	125,00
603700033	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700063	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700004	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Хром Форма угловая	150,00
603700034	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700064	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700005	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Хром Форма осевая, правый	150,00
603700035	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700065	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700006	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Хром Форма осевая, левый	150,00
603700036	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700066	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700007	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Сатин Форма угловая	164,00
603700037	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700067	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700008	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Сатин Форма осевая, правый	164,00
603700038	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700068	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700009	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Сатин Форма осевая, левый	164,00
603700039	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700069	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700010	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Сталь Форма угловая	210,00
603700040	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700070	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700011	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Сталь Форма осевая, правый	210,00
603700041	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700071	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700012	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Сталь Форма осевая, левый	210,00
603700042	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700072	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700019	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Медь Антик Форма угловая	250,00
603700049	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700079	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700020	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Медь Антик Форма осевая, правый	250,00
603700050	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700080	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700021	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Медь Антик Форма осевая, левый	250,00
603700051	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700081	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700022	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Латунь Антик Форма угловая	250,00
603700052	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700082	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700023	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Латунь Антик Форма осевая, правый	250,00
603700053	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700083	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
603700024	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект Lux термостатический Латунь Антик Форма осевая, левый	250,00
603700054	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
603700084	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2

Комплекты EXCLUSIVE

Изображение	Артикул	Размер	Наименование
	601700101	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Белый Форма угловая
	601700113	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700149	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700102	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Белый Форма осевая, правый
	601700114	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700150	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700103	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Белый Форма осевая, левый
	601700115	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700151	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700104	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Хром Форма угловая
	601700116	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700152	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700105	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Хром Форма осевая, правый
	601700117	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700153	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700106	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Хром Форма осевая, левый
	601700118	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700154	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700107	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Сатин Форма угловая
	601700119	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700155	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700108	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Сатин Форма осевая, правый
	601700120	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700156	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700109	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Сатин Форма осевая, левый
	601700121	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700157	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700110	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Сталь Форма угловая
	601700122	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700158	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700111	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Сталь Форма осевая, правый
	601700123	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700159	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700112	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Сталь Форма осевая, левый
	601700124	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700160	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700125	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Золото Мат Форма угловая
	601700137	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700161	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700126	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Золото Мат Форма осевая, правый
	601700138	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700162	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700127	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Золото Мат Форма осевая, левый
	601700139	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700163	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700128	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Золото Форма угловая
	601700140	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700164	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700129	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Золото Форма осевая, правый
	601700141	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700165	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700130	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Золото Форма осевая, левый
	601700142	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700166	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700131	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Медь Антик Форма угловая
	601700143	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700167	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700132	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Медь Антик Форма осевая, правый
	601700144	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700168	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700133	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Медь Антик Форма осевая, левый
	601700145	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700169	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700134	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Латунь Антик Форма угловая
	601700146	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700170	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700135	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Латунь Антик Форма осевая, правый
	601700147	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700171	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2
	601700136	Для меди GZ 1/2 x 15×1	Комплект термостатический Латунь Антик Форма осевая, левый
	601700148	Для пластика GZ 1/2 x 16×2
	601700172	Для стали GZ 1/2 x GW 1/2

Нож филейный OPINEL №12, нержавеющая сталь, рукоять бубинга 000011

Нож Опинель №12 представляет собою филейную модель с длинным и узким лезвием. Кроме того, лезвие довольно неплохо гнется, благодаря чему нож удобно использоваться для отделения от костей филе рыбы. Подойдет он и для мяса или сыра, а вот более твердые продукты таким ножом лучше не резать, чтобы не повредить клинок. Длина лезвия Опинель №12 составляет 120 мм. С учетом же рукоятки, размер ножа достигает 270 мм. Однако его удобно хранить не только дома на кухне, но и брать с собою в любые поездки. Дело в том, что этот нож – складной.

Opinel №12 не требует большого ухода за собою, поскольку создан из практичных материалов. Его лезвие не ржавеет (сталь Sandvik 12C27), легко затачивается. Рукоятка ножа выполнена из экзотического дерева бубинга, родиной которого является Африка. Она коричневого цвета средних тонов, обработана специальным защитным составом, который не дает впитываться в древесину влаге и выступает барьером для грязи. Что касается геометрии, примерно от середины рукоятка сужается и ее осевая понижается относительно горизонтальной оси, чтобы нож можно было крепко держать в руках. Дерево отлично себя зарекомендовало для производства ручек ножей. А тем более, данная порода характеризуется как хорошими практичными качествами, так и привлекательным видом.

Важная особенность модели Опинель №12 состоит в том, что нож оснащен замком Viroblock. Этот муфтовый механизм очень прост и, благодаря отсутствию лишних деталей, очень долговечен. Кроме того, он фиксирует клинок по отношению к рукоятке сразу в двух положениях: открытом и сложенном. Поэтому Opinel №12 совершенно безопасно перевозить с собою в кемпинг или брать в любую другую поездку на природу.

Особенности:

складной нож;
назначение – филейный;
сталь клинка — Sandvik 12C27;
размер клина – 120 мм;
полная длина ножа – 270 мм;
рукоятка из бубинга;
используется замок Viroblock.

Компенсаторы сильфонные осевые — КСО с доставкой по всей России

Хотите узнать цены и сроки поставки?

Напишите нам на почту или оставьте заявку на сайте и мы отправим КП или счет на оплату с ценами значительно ниже рыночных.

Оставить заявку

КСО — сильфонный компенсатор осевой под приварку является базовым во всей линейке компенсаторов нашего производства. Простая и надежная конструкция представляет собой сильфон и два патрубка под приварку. Предназначен для компенсации осевых смещений трубопровода.

Как это работает?

В процессе работы такой компенсатор, вследствие расширения или сжатия сильфона, двигается в направлении продольной оси, тем самым компенсируя изменения на участке трубопроводной системы и снижает нагрузку на сварные швы трубопроводов. Осевые компенсаторы используются на трубопроводах, где из-за колебаний температуры, внешних и внутренних факторов наблюдается изменения длины.

Компенсаторы КСО используются на трубопроводах вентиляционных систем, теплоцентралях, системах отвода дыма и газа, на трубопроводах для воды, пара, нефти, они устанавливаются на длинных участках трубопровода.

Данный тип компенсаторов производится в соответствии с требованиями ГОСТ 27036-86, ГОСТ 32935-2014.

Срок службы наших компенсаторов 30 лет. Гарантия до 10 лет.

Изготовим компенсаторы под любой необходимый Вам диаметр!

Технические характеристики продукции могут быть представлены в следующем диапазоне:

Условный диаметр Ду: от 15 до 3000мм.
Рабочее давление Ру:стандартные (1.6 МПа)16 кгс/см² и (2.5 МПа)25 кгс/см², под заказ до 180 кгс/см², наши компенсаторы могут выдерживать давление до 260 атмосфер!
Температурный режим: от -250°C до +1300°C.
Рабочая среда: пар, вода, нефтепродукты, газ, химическая среда, криогенная среда, трансформаторное масло, пульпа и другие.

Для изготовления осевого сильфонного компенсатора используем следующие материалы:

Сильфон и внутренний экран — 08х18н10т, 12х18н10т, 10х17н13м2т, 20х23н18 и другие по запросу.
Патрубки — Ст.20, ст. 3сп, 09г2с, 08х18н10т, 17г1с, 12х18н10т, 10х17н13м2т, 20х23н18 и другие по запросу.
Защитный кожух — Ст.20, ст. 3сп, 09г2с, 17г1с, 08х18н10т, 12х18н10т, 10х17н13м2т, 20х23н18 и другие по запросу.

Можем сделать защитный кожух и внутренний экран по запросу.

КСО	Размеры		Рабочее давление	Осевая ход	Строительная длина	Осевая жёсткость
Модель компенсатора	DN	D*S, мм	PN	(±) — мм.	L — мм	H/мм
КСО 50-16-60	50	57*4	16	60 (± 30)	250	253
КСО 65-16-70	65	76* 4	16	70 (± 35)	250	294
КСО 80-16-70	80	89*4	16	70 (± 35)	280	170
КСО 100-16-60	100	108*4	16	60 (± 30)	270	207
КСО 100-16-100	100	108*4	16	100 (± 50)	460	145
КСО 125-16-60	125	133*4	16	60 (± 30)	250	295
КСО 125-16-100	125	133*4	16	100 (± 50)	435	174
КСО 150-16-60	150	159*5	16	60 (± 30)	270	394
КСО 150-16-100	150	159*5	16	100 (± 50)	410	233
КСО 200-16-80	200	219*6	16	80 (± 40)	300	727
КСО 200-16-100	200	219*6	16	100 (± 50)	400	528
КСО 250-16-80	250	273*7	16	80 (± 40)	320	672
КСО 250-16-100	250	273*7	16	100 (± 50)	440	538
КСО 250-16-160	250	273*7	16	160 (± 80)	610	693
КСО 300-16-80	300	325*7	16	80 (± 40)	320	879
КСО 300-16-100	300	325*7	16	100 (± 50)	540	659
КСО 300-16-180	300	325*7	16	180 (± 90)	630	406
КСО 350-16-80	350	377*7	16	80 (± 40)	440	730
КСО 350-16-100	350	377*7	16	100 (± 50)	505	583
КСО 350-16-180	350	377*7	16	180 (± 90)	658	427
КСО 400-16-80	400	426*8	16	80 (± 40)	395	1864
КСО 400-16-100	400	426*8	16	100 (± 50)	545	1096
КСО 400-16-190	400	426*8	16	190 (± 95)	670	932
КСО 500-16-80	500	530*8	16	80 (± 40)	440	1470
КСО 500-16-100	500	530*8	16	100 (± 50)	570	1176
КСО 500-16-200	500	530*8	16	200 (± 100)	662	1069
КСО 600-16-200	600	630*8	16	200 (± 100)	680	2143
КСО 700-16-210	700	720*8	16	210 (± 105)	710	1855
КСО 800-16-210	800	820*9	16	210 (± 105)	743	2259
КСО 900-16-210	900	920*10	16	210 (± 105)	719	2632
КСО 1000-16-220	1000	1020*14	16	220 (± 110)	740	3045
КСО 1200-16-220	1200	1020*14	16	220 (± 110)	745	3243
Характеристики сильфонных компенсаторов в таблице носят информационный характер. Возможно полное изменение всех технических характеристик по требованию «Заказчика». Запрос стоимости и сроков изготовления КСО, запрашивайте у наших специалистов.

КСО	Размеры		Рабочее давление	Осевая ход ( Х )	Строительная длина	Осевая жёсткость
Модель компенсатора	DN	D*S, мм	PN	(±) — мм.	L — мм	H/мм
КСО 50-25-60	50	57*4	25	60 (± 30)	310	290
КСО 65-25-70	65	76*4	25	70 (± 35)	415	218
КСО 80-25-70	80	89*4	25	70 (± 35)	420	168
КСО 100-25-100	100	108*4	25	100 (± 50)	460	144
КСО 125-25-100	125	133*4	25	100 (± 50)	462	173
КСО 150-25-100	150	159*5	25	100 (± 50)	486	231
КСО 200-25-160	200	219*6	25	160 (± 80)	554	528
КСО 250-25-160	250	273*7	25	160 (± 80)	620	382
КСО 300-25-180	300	325*7	25	180 (± 90)	631	741
КСО 350-25-180	350	377*7	25	180 (± 90)	654	779
КСО 400-25-190	400	426*8	25	190 (± 95)	670	839
КСО 500-25-200	500	530*8	25	200 (± 100)	695	1776
КСО 600-25-200	600	630*8	25	200 (±100)	714	2143
КСО 700-25-210	700	720*8	25	210 (± 105)	718	1855
КСО 800-25-210	800	820*9	25	210 (± 105)	730	2259
КСО 900-25-210	900	920*10	25	210 (± 105)	735	2632
КСО 1000-25-220	1000	1020*10	25	220 (± 110)	748	3045
КСО 1200-25-220	1200	1220*14	25	220 (± 110)	748	3243
Характеристики сильфонных компенсаторов в таблице носят информационный характер. Возможно полное изменение всех технических характеристик по требованию «Заказчика». Запрос стоимости и сроков изготовления КСО, запрашивайте у наших специалистов.

Компенсаторы нашего производства — отличная альтернатива других производителей вписанных в проект.

Отправьте нам свою заявку, и мы дадим выгодное коммерческое предложение с ценой на 10% ниже рынка.

Если не нашли что искали, свяжитесь с нами.

Оставить заявку

КСО.УК — подробное описание

КСО.УК – компенсаторы сильфонные осевые с усиленным кожухом под приварку с номинальным давлением PN 25 Бар (25 кгс/см2) стандартного исполнения

Компенсаторы сильфонные осевые с усиленным защитным кожухом служат для компенсации осевых перемещений, возникающих вследствие температурного расширения трубопровода тепловых сетей внутри помещений, при надземной прокладке, в камерах, проходных или непроходных каналах, туннелях. Усиленный кожух компенсатора служит направляющей, надежно защищает сильфон от сверх допустимых растяжений и изгибающих моментов. По требованию Заказчика в конструкцию может быть включено смотровое окно для возможности контроля состояния поверхности сильфона в процессе всего срока эксплуатации. Допускается нанесение теплоизоляции на кожух компенсатора после их монтажа в теплопровод одновременно с теплоизоляцией теплопровода.Данный вид компенсаторов, рекомендуется для замены сальниковых компенсаторов, при установке в существующие тепловые камеры. Цель применения:

Компенсация осевых перемещений, возникающих вследствие температурных изменений длины трубопроводов;

Снятие вибрационных нагрузок, герметизация трубопроводов;

Предотвращение разрушения и деформации трубопроводов.

Условия эксплуатации

Рабочая среда: пар, вода.

Особенности конструкции

Исполнение компенсатора: усиленный защитный кожух, возможна установка внутреннего экрана. Тип присоединения: под приварку, фланцевое.Количество секций: односекционный (один сильфон) или двухсекционный (два сильфона).Количество слоёв сильфона: многослойный.

Технические характеристики указаны в таблице 1.

Материальное исполнение:

Сильфон:	нержавеющая сталь AISI 321 (аналог 0818h20T, 1218h20T)
Присоединительная часть:	нержавеющая сталь AISI 321 (аналог 0818h20T, 1218h20T), углеродистая сталь: сталь 10, сталь 20, 17ГС, 17Г1С, 09Г2, 09Г2С
Усиленный наружный кожух:	нержавеющая сталь AISI 321 (аналог 0818h20T, 1218h20T), углеродистая сталь: сталь 20, ст.10, ст.3, 09Г2С
Ограничительная и предохранительная арматура:	нержавеющая сталь AISI 321 (аналог 0818h20T, 1218h20T), углеродистая сталь: ст.3, 09Г2С

Таблица 1

Условное обозначение	Номинальный диаметр	Номинальное давление	Размеры				Осевая компенсирующая способность		Расчётный вес	Расчётная жёсткость	Расчётная эффективная площадь
	DN	PN	dr	s	D	L	Δ	±λ	Расчётный вес	С_λ	S_эф
	мм mm	Бар bar	мм mm	мм mm	мм mm	мм mm	мм mm	мм mm	кг kg	Н/мм N/mm	см² cm²
КСО. УК 65-25-70	65	25	76	4,0	235	844	70	35	21,45	376,44	60,81
КСО.УК 80-25-70	80	25	89	4,0	260	854	70	35	27	302,93	83,47
КСО.УК 100-25-100	100	25	108	4,0	320	875	100	50	37,56	268,62	118,05
КСО.УК 125-25-100	125	25	133	5,0	320	897	100	50	42,4	373,92	155,92
КСО.УК 150-25-100	150	25	159	5,0	375	925	100	50	53,2	233,61	237,24
КСО. УК 200-25-160	200	25	219	8,0	425	1011	160	80	80,3	458,95	459,16
КСО.УК 250-25-160	250	25	273	8,0	477	823	160	80	98,96	579,07	687,20
КСО.УК 300-25-180	300	25	325	8,0	526	854	180	90	117,57	816,96	964,31
КСО.УК 350-25-180	350	25	377	7,0	630	880	180	90	164,9	632,75	1239,73
КСО. УК 400-25-190	400	25	426	9,0	630	910	190	95	181,5	847,78	1623,83
КСО.УК 500-25-200	500	25	530	8,0	820	934	200	100	278,84	1584,77	2471,81
КСО.УК 600-25-200	600	25	630	10,0	920	955	200	100	306	1729,27	3437,80
КСО.УК 700-25-210	700	25	720	10,0	1020	962	210	105	392,5	1494,54	4488,83
КСО. УК 800-25-210	800	25	820	12,0	1120	995	210	105	478	2282,35	5787,21
КСО.УК 900-25-210	900	25	920	14,0	1320	971	210	105	696,73	2315,84	7244,26
КСО.УК 1000-25-220	1000	25	1020	14,0	1320	1006	220	110	663,5	2544,27	8844,73
КСО.УК 1200-25-220	1200	25	1220	16,0	1520	1006	220	110	900,73	2934,23	12546,29

Примечание:1. Возможны варианты исполнения с внутренним экраном.2. Возможно изготовление компенсаторов с фланцевым соединением.3. Расчетный вес компенсатора может отличаться от фактического.4. Внешний вид конструкции может отличаться.5. Возможно изготовление по техническим требованиям заказчика.

Axial Strength — обзор

Шаг 11. Точка C: сбалансированная ограниченная осевая прочность и прочность на изгиб

d ₀ = d ₅ (последний слой стального стержня растяжения)

dn = d5ɛccuɛccu + ɛsy = 542 × 0,005720,00527 + 0,0025 = 377,15 мм

Зоны сжатия и растяжения бетона. Только зона сжатия бетона считается вносящей вклад в осевую прочность бетона, а зона растяжения игнорируется.

( d _l1 = 3 мм → d _l63 = 375 мм) < d _n = 377.15 мм. Следовательно, эти бетонные слои находятся в состоянии сжатия.

( d _l64 = 381 мм → d _l100 = 597 мм)> d _n = 377,15 мм. Следовательно, эти бетонные слои находятся в напряжении.

Деформация бетона в каждом слое:

ɛc1 = ɛccudn − dl1dn = 0,00572 × 377,15-3377,15 = 0,00567 ⋮ ɛc38 = ɛccudn − dl38dn = 0,00572 × 377,15−225377,15 = 0,0023 c39 = 0,0021315−0,0021372 377,13

2 = ccdn-dl5 ⋮ ɛc63 = ɛccudn − dl67dn = 0,00572 × 377,15−375377,15 = 3.26 × 10−5

Прочность замкнутого бетона на сжатие в каждом слое:

fci = Ecɛci − Ec − E224fc′ɛci2ɛci <ɛt′fc ′ + E2ɛciɛci> ɛt ′

ɛc1 = 0.00567> ɛt′⇒fc1 = fc ′ + E2ɛc1 = 32 + 1713 × 0,00567 = 41,71 МПа ⋮ ɛc38 = 0,00229> ɛt′⇒fc36 = fc ′ + E2ɛc36 = 32 + 1713 × 0,0023 = 35,93 МПаɛc39 = 0,00221 <ɛt′⇒fc39 = Ecɛc39 − Ec − E224fc = 30′ɛc × 0,00221−30405−171324 × 32 × 0,002212 = 35,78 МПа ⋮ ɛc63 = 3,26 × 10−5 <ɛt′⇒fc63 = Ecɛc63 − Ec − E224fc′ɛc632 = 30405 × 3,26 × 10−5−30405−171324 × 32 × 3,26 × 10−52 = 0,98 МПа

Осевая прочность замкнутого бетона:

Ncu = ∑ifciblitl

Ncu = fc1bl1tl + ⋯ + fc38bl38tl + fc39bl39tl + ⋯ + fc63bl63tl

Ncu = 41. 71 × 84,62 × 6 + ⋯ + 35,93 × 580,94 × 6 + 35,78 × 583,91 × 6 + + 0,98 × 580,94 × 6 × 10-3

Ncu = 5862 кН

Прочность на изгиб ограниченного бетона:

Mcu = ∑ifciblitlR− dli

Mcu = fc1bl1tlR − dl1 + ⋯ + fc42bl42tlR − dl42 + fc43bl43tlR − dl43 + ⋯ + fc67bl7tlR − dl67

Mcu = 41,71 × 84,62 × 6 × 300−3 + ⋯808,93 + 808,93 + 35 583,91 × 6 × 300–231 + ⋯ + 0,98 × 580,94 × 6 × 300–375 × 10-6

Mcu = 675 кН.м

Характеристики продольных стальных стержней при сжатии и растяжении:

d1 = 58 ммd2 = 128,88 ммd3 = 300 мм

d4 = 471,12 мм d5 = 542 мм> dn = 377,15 мм, следовательно, эти стальные стержни на растяжение, fst

Напряжение и деформация каждого слоя продольных стальных стержней:

ɛsc1 = ɛccudn − d1dn = 0,00572 × 377,15-58377,15 = 0,00484> ɛsy = 0,0025

ɛsc2 = ɛccudn − d2dn = 0,00572 × 377,15−128,88377,15 = 0,00376> ɛsy = 0,0025

ɛsc3 = ɛccudn-d3,15−7 <0,0011737 cudn-d3dn = 0,0011737 × 37 0,0025

ɛst4 = ɛccud4 − dndn = 0,00572 × 471,12−377,15377,15 = 0,00142 <ɛsy = 0. 0025

ɛst5 = ɛccud5 − dndn = 0,00572 × 542−377,15377,15 = 0,0025 = ɛsy = 0,0025

fsc1 = fsy = 500 МПа

fsc2 = fsy = 500 МПа

fsc3 = Esɛsc3 = 2000004 0,00117 = Esɛsc3 = 2000004 0,00117 = Esɛst4 = 200000 × 0,00142 = 284 МПа

fsc5 = fsy = 500 МПа

Прочность на сжатие ограниченного бетона на каждом слое продольных стальных стержней:

ɛsc1 = 0,00484> ɛt′⇒fc1 = fc ′ + E2ɛsc1 = 32 + 1713 × 0,00484 = 40,29 МПа

ɛsc2 = 0,00376> ɛt′⇒fc2 = fc ′ + E2ɛsc2 = 32 + 1713 × 0,00376 = 38,44 МПа

ɛsc3 = 0.00117 <ɛt′⇒fc3 = Ecɛsc3 − Ec − E224fc′ɛc32 = 30405 × 0,00115−30405−171324 × 32 × 0,001152 = 26,46 МПа

fc4 = fc5 = 0

Продольная осевая прочность стального стержня:

Njsu = ∑ifsc −fcjAscj − ∑ifstjAstj

Nsu = fsc1 − fc1Asc1 + fsc2 − fc2Asc2 + fsc3 − fc3Asc3 − fst4Asc4 − fst5Asc5

Nsu = 500−40.29 × 810 + 500−38.4420−1620−1620 500 × 810 × 10-3

Nsu = 591kN

Прочность на изгиб продольного стального стержня:

Msu = ∑ifscj − fcjAscjR − dj − ∑ifstjAstjR − dj

Msu = fsc1 − fc1Asc1R − dc −2 + fsc2 + fs3 − fc3Asc3R − d3 − fst4As4R − d4 − fst5As5R − d5

Msu = 500−40. 29 × 810 × 300−58 + 500−38,44 × 1620 × 300−128,88 + 234−26,46 × 1620 × 300−300−284 × 1620 × 300−471,12−500 × 810 × 300−542 × 10-6

Msu = 394,8 кНм

Осевая и изгибная прочность ограниченной колонны в точке C:

ϕNu = ϕNcu + Nsu = 0,6 × 5862 + 591 = 3,872 кН

ϕMu = ϕMcu + Msu = 0,6 × 675 + 394,8 = 641,9 кНмϕ

ϕ = 3872 кН @ C

ϕMu=646kN.m@C

Осевая и изгибная способности в точках A, B, C и D круглой колонны, усиленной FRP с четырьмя слоями, показаны на диаграмме взаимодействия ( Инжир.7.15). Усиленная колонна способна выдерживать новые нагрузки, поскольку новая нагрузка находится ниже линии грузоподъемности.

Рис. 7.15. Схема взаимодействия усиленной круглой колонны (AS 5100.8 (2017)).

Поведение при осевом сжатии железобетонных колонн, ограниченных стальными трубами, со связующими стержнями

Проведено экспериментальное исследование железобетонных колонн, ограниченных стальными трубами (STCRC) со связующими стержнями, при осевом сжатии. Получены несущая способность и режимы разрушения.Известно, что осевая деформация бетона происходила при сжатии. Бетон сердечника обернут и ограничен стенкой стальной трубы, а стенка стальной трубы локально ограничена связующими стержнями, поэтому форма локального изгиба стены между связующими стержнями похожа на форму волны. Трехмерная модель конечных элементов также разработана для анализа поведения колонны этого типа при осевом сжатии. Показано хорошее совпадение результатов испытаний с прогнозируемыми в отношении кривых нагрузки-деформации и предела прочности.Параметрические исследования показывают, что расстояние между связывающими стержнями, диаметр продольных стержней, прочность бетона, толщина стенки стальной трубы и размер сечения колонны по-разному влияют на механические свойства и несущую способность. Диаметр продольных стержней, прочность бетона и размер сечения колонны имеют большое влияние на предельную несущую способность. Численные результаты также показывают, что расстояние между крепежными стержнями мало влияет на предельную несущую способность. Большая толщина стенки стальной трубы отрицательно сказывается на характеристиках образца. Наконец, проведен теоретический расчет, и результат хороший.

1. Введение

Из-за недостатков заполненных бетоном стальных трубчатых колонн (CFST), которые имеют плохое связывающее действие на основной бетон, что приводит к низкой несущей способности и плохой пластичности, ученые исследовали некоторые улучшенные методы для колонн CFST.

Ge и Usami [1] сообщили об экспериментальных результатах квадратных колонн CFST с и без продольных ребер жесткости при концентрической сжимающей нагрузке, изученных на прочность и деформацию образцов.Хуанг и др. [2, 3] представили поведение осевой нагрузки колонн CFST квадратного сечения, усиленных стальными армирующими стяжками, образующими восьмиугольную форму; однако конструкция сложна, а качество колонн не так просто гарантировать. Ding et al. [4, 5] обсудили механические характеристики колонн CFST с круглым концом, которые могут быть использованы в качестве опор моста при осевой нагрузке, путем экспериментального исследования и анализа методом конечных элементов. Было изучено влияние соотношения ширины и толщины, прочности бетона, предела текучести стали и толщины стенки стальной трубы на предельную несущую способность колонн CFST.Xia et al. [6] исследовали механизм улучшения характеристик усиления трансформатора нагрузки колонн CFST с высокопрочным бетоном и тонкостенной стальной трубой (толщина 1,2 мм), подвергнутых осевому сжатию, и пришли к выводу, что армирование было более эффективным для улучшения характеристик. чем увеличение толщины стенок стальных труб.

Для дальнейшего улучшения ограниченного воздействия стальной трубы на бетон, некоторые ученые предложили CFST со связующими стержнями и колонны из стального железобетона (STCRC).

Cai и He [7, 8] предложили определяющее соотношение для квадратных столбцов CFST с крепежными стержнями, и расчет полных кривых зависимости нагрузки от напряжения был проведен для некоторых экспериментальных образцов с использованием этого определяющего отношения. Экспериментальные исследования и теоретические исследования колонок CFST особой формы (L-, T- и крестообразной) со связующими стержнями были показаны Long et al. [9–12]. Анализ методом конечных элементов прямоугольных колонн CFST со связующими стержнями был проведен с использованием пяти моделей материалов, включая модели фон Мизеса, Мора – Кулона, Друкера – Прагера, размытое растрескивание и поврежденную пластичность по Чену и Чжоу [13].Ren et al. [14] сообщили, что механизм осевого сжатия коротких колонн CFST с закругленными концами с крепежными стержнями осуществлялся при различных диаметрах стержня привязки, прочности бетона, расстоянии между стержнями привязки, содержании стали в сечении, соотношении высоты и ширины и т.

STCRC — это своего рода композитный элемент, который похож на CFST, поскольку тонкостенная стальная труба оборачивается снаружи бетона и ограничивается. Однако стенка стальной трубы не несет напрямую внешней нагрузки, которая отсоединяется в месте соединения для удобного соединения между железобетонной колонной и балкой.Zhang et al. [15] обсудили испытание на осевое сжатие и анализ колонн STCRC круглого сечения с высокопрочным бетоном. Чжоу и др. [16, 17] исследовали механические характеристики квадратных коротких колонн STCRC посредством испытаний, а затем сообщили об осевой нагрузке колонн круглого сечения STCRC с различным соотношением длины к диаметру. Gao et al. [18] завершили свойства 12 колонок STCRC с различными отношениями диаметра стальных труб к толщине, коэффициентом гибкости и коэффициентом эксцентриситета нагружения путем испытаний, и был получен эффективный опыт.

Основываясь на вышеупомянутом исследовании, легко узнать, что все стальные трубы и стяжные стержни оказывают сдерживающее воздействие на бетон. Однако исследования их коллективного воздействия на бетон редки. Учитывая преимущества STCRC и полос привязки, в этой статье предлагается новый тип компонента под названием столбец STCRC с полосами привязки. Когда колонна STCRC со связующими стержнями нагружается при осевом сжатии, сначала сжимается центральный бетон, потому что оба конца внешней стальной трубы короче, чем у основного бетона.Стальная труба и стяжные стержни не нагружаются напрямую, что в основном ограничивает бетон. Таким образом, испытательное исследование, анализ методом конечных элементов и теоретический расчет этого типа компонентов выполняются при осевом сжатии, чтобы обеспечить основу для инженерного проектирования.

2. Экспериментальная программа

2.1. Образец и материал

Для исследования механических свойств прямоугольной железобетонной колонны со связующими стержнями изготавливается образец осевого сжатия.Все средние свойства бетона взяты из испытаний качества материала: f _cu, f _c, ε _o и ε _c — прочность на сжатие куба прочность на одноосное сжатие, деформация текучести и предельная деформация соответственно, где f _cu = 43,7 МПа, f _c = 33,2 МПа, ε _o = 0.002 и ε _c = 0,0033. Стальные арматурные стержни марки 400 МПа с диаметрами продольных и связывающих стержней 14 мм и 6 мм соответственно, где HRB400, C 14 и C 6. Тонкостенная стальная труба марки Q235 имеет толщину 2 мм. Механические свойства стали по результатам испытаний качества материала показаны в таблице 1, где E — модуль упругости, f _y — предел текучести, а f _u — предел прочности. .


Стальная арматура и трубка	E (МПа)	f _y (МПа)

C 6	217897.33	482.00	644,33
C 14	20662375.6700	580,33
Q235	161702,67	158,00	265,67

Отверстия показаны на рисунке 1. Образец сборки образца на стальных стенках были сделаны штамповки там, где располагались обвязочные стержни. Каждый соединительный стержень соединяется со стальной трубой через две круглые стальные пластины жесткости на двух концах посредством сварки, что подробно показано на Рисунке 1 (b).

2.2. Экспериментальная установка и приборы

Образец испытан на электрогидравлической обслуживающей компрессорной машине с усилием 20 000 кН. Сжимающая нагрузка прилагается сверху образца в режиме силового нагружения. Схема нагружения — одноосное монотонное нагружение. После того, как кривая нагрузка-смещение становится нелинейной, нагрузка увеличивается медленно и непрерывно до окончательного отказа, и данные записываются непрерывно.

В этом испытании измеряются осевая деформация бетонной колонны и деформации продольных стержней, связывающих стержней и стальной трубы.Осевая деформация достигается электрогидравлической обслуживающей компрессорной машиной. На стенке трубы размещены тензодатчики для измерения вертикальной деформации и кольцевой деформации стенки стальной трубы. Тензодатчики размещаются на продольных стержнях и некоторых связывающих стержнях для измерения деформации растяжения стержней. Экспериментальная установка и оборудование показаны на рисунке 2.

3. Результаты испытаний и анализ

3.1. Режим отказа

Виды отказа образца на каждой поверхности трубы показаны на рисунке 3.Осевая деформация бетона произошла при сжатии, что вызывает деформацию поперечного расширения бетона. Бетон сердечника обернут и ограничен стенкой стальной трубы, а стенка стальной трубы локально ограничена связующими стержнями, поэтому местное продольное изгибание стены между связующими стержнями имеет форму волны.

3.2. Реакции на нагрузку-деформацию и нагрузку-смещение

Как показано на рисунке 4, можно увидеть изменение деформации продольной арматуры с осевой нагрузкой P , где отрицательный знак представляет деформацию сжатия.Из рисунков 4 (a) ~ 4 (c), деформации угловых подкреплений ZA и ZB больше, чем у ZC и ZD. Из рисунков 4 (d) ~ 4 (f), деформации арматуры ZE, ZF, ZG и ZH больше, чем у ZI, ZJ, ZK и ZL. Это связано с тем, что трудно обеспечить однородную симметрию бетона и стальных стержней в процессе заливки бетона, при котором образец под осевым давлением слегка становится образцом, находящимся под эксцентрическим сжатием. Напряжение на обеих сторонах A и B образца больше, чем на обеих сторонах C и D, из-за чего деформация сжатия угловой арматуры ZB и бетона рядом с ней вызывается большей, как показано на рисунке 5.Также можно видеть, что микродеформации в точках измерения близки к 2000 με , и стальные стержни в основном начинают деформироваться при приложении нагрузки около 2200 кН.

Как показано на рисунке 6, приведены кривые изменения деформации растяжения с осевым давлением связывающих стержней на различных высотных секциях колонны. Деформации растяжения в точках измерения GNB и GND больше, чем в точках GNA и GNC на рисунках 6 (а) и 6 (б). Деформации растяжения связывающих стержней близки друг к другу на рисунках 6 (c) и 6 (d), и можно знать, что деформация изгиба тела колонны в этом сечении очень мала.Рисунок 6 (е) показывает, что деформации растяжения во всех точках измерения больше, чем на рисунках 6 (а) ~ 6 (г), что указывает на то, что верхняя деформация колонны более очевидна. Из рисунка 6 также можно видеть, что верхние связывающие стержни колонны начинают деформироваться при приложении осевого давления до 1600 кН; при приложении нагрузки до 3000 кН натяжные стержни полностью поддаются.

Как показано на рисунке 7, приведены кривые изменения деформации в зависимости от осевого давления стальной трубы в различных положениях.Деформации на стороне A стенки стальной трубы очень велики. Деформации на грани А на обоих концах колонны намного больше, чем на трех других гранях, особенно, и деформации на трех других гранях на обоих концах очень близки друг к другу. На рисунке 7 (b) деформации в точках измерения стены в основном находятся в диапазоне упругости и очень малы, в основном из-за измеренных здесь поперечных деформаций. Однако осевые деформации стальной стенки в основном достигают предела текучести.

Кривая между осевой нагрузкой P и средним осевым смещением Δ показана на рисунке 8. Видно, что нагрузка приложена до максимального значения P _max = 3490 кН, что соответствует смещению Δ _max. = 5,9 мм.

4. Метод конечных элементов

4.1. Описание модели

Для изучения элементов осевого сжатия STCRC со связующими стержнями и одновременной проверки эффективности конечно-элементной модели с использованием программного обеспечения конечных элементов ANSYS проводится анализ численного моделирования для испытуемого образца.

Кривая напряжения-деформации стальной трубы моделируется с помощью модели билинейного изотропного упрочнения (BISO) в программе ANSYS, удовлетворяющей критерию текучести фон Мизеса, а модуль пластичности участка упрочнения составляет 0,01 от начального модуля упругости. Критерий разрушения W-W определяется порядком «TB, concr, matnum» для модели конкретного материала. Отношение напряжения к деформации бетона перед растрескиванием и раздавливанием является линейным. После растрескивания и раздавливания в качестве определяющего отношения бетона принимается модель полилинейного кинематического упрочнения (KINH).

Бетон моделируется с помощью элемента SOLID65. Стальная труба, торцевые пластины и пластины жесткости моделируются с помощью элемента SOLID187. Первоначальные дефекты детали и взаимное проскальзывание бетона и стальной трубы не учитывались. Продольные арматуры и крепежные стержни моделируются с помощью элемента LINK180. Чтобы облегчить создание сетки, круглые отверстия в стальных стенах заменены квадратными. Нижняя поверхность стальной трубы и бетона зафиксирована против всех степеней свободы, а верхний конец свободен, когда на нее воздействует осевая нагрузка.Нелинейные уравнения решаются инкрементным итерационным методом. Характеристики материала, граничные условия и метод нагружения конечно-элементной модели такие же, как и при испытании. Модель имеет свободную сетку, как показано на Рисунке 9.

4.2. Проверка модели

Сравнение экспериментальных и модельных кривых предельной нагрузки-смещения показано на рисунке 10. В целом обнаружено хорошее согласие, а расхождения между экспериментальной и прогнозируемой предельной несущей способностью близки друг к другу, за исключением того, что предельное смещение конечно-элементной модели меньше экспериментальной. Кроме того, прогнозируемые облачные картины целостного смещения в момент отказа компонента показаны на рисунке 11. Можно увидеть, что произошел боковой изгиб колонны и неравномерное распределение смещения в одном и том же поперечном сечении. Как видно из этих рисунков, на верхнем конце стальной стенки появилось локальное коробление стальной трубы, что согласуется с экспериментальными режимами разрушения. В целом, хотя есть некоторый разрыв между экспериментальными результатами и результатами моделирования, это возможно для анализа параметров.

5. Параметрические исследования

Следующие параметры образца анализируются и обсуждаются с целью дальнейшего исследования механических свойств заполненных бетоном квадратных тонкостенных стальных трубчатых колонн с связывающими стержнями, включая расстояние между связующими стержнями , диаметр продольных стержней, прочность бетона, толщина стенки стальной трубы и размер сечения колонны. Во время анализа параметров изменяется только отдельный параметр, а остальные параметры остаются неизменными каждый раз в качестве тестового значения.

5.1. Влияние шага стяжных стержней

Сравнение кривых нагрузка-смещение при различных шагах крепежных стержней показано на рисунке 12. Осевая несущая способность ( P _u) и смещение (Δ _u) элементов можно увидеть в Таблице 2. Можно знать, что влияние на кривую нагрузка-смещение незначительное для различных расстояний между стержнями крепления. Предельная несущая способность и смещение немного изменяются с увеличением шага.

903 Влияние диаметра продольных стержней

Сравнение кривых нагрузка-смещение для разных диаметров продольных стержней показано на рисунке 13. Осевая несущая способность ( P _u) и смещение (Δ _u) членов показаны в таблице 3.Видно небольшое влияние на упругую жесткость образца. С увеличением диаметра несущая способность элементов увеличивается, а максимальное смещение и пластичность немного уменьшаются.


Расстояние между стержнями крепления (мм)	P _u (кН)	Δ _{_{9024 мм}}
153	3514,26	4,1403
102	3434,64	2,8828
76,5	3439.43	3439.43	3,2574
61,2	3246,27	2,0963
51	3343,11	3,7391

903 Влияние прочности бетона

Сравнение кривых нагрузки-смещения для различных значений прочности бетона показано на рисунке 14. Показана осевая несущая способность ( P _u) и смещение (Δ _u) элементов. в таблице 4, где f _cu — прочность на сжатие куба, а f _c — соответствующая прочность на одноосное сжатие.Видно, что жесткость и несущая способность увеличиваются с увеличением прочности бетона.


Диаметр продольных стержней (мм)	P _u (кН)	Δ (кН)	Δ _{9017 мм 9017}
16	3709.18	2,8967
14	3415,27	3,2574
12	3027,26	3,6075


Класс прочности бетона	f _cu (МПа)	f _{c P} (кН)	Δ _u (мм)

C50	50	23.1	3415,27	3,2573
C40	40	19,1	3243,68	3,1095
C30	30

5.4. Влияние толщины стенки стальной трубы

Сравнение кривых нагрузка-смещение при различной толщине стенки стальной трубы показано на рисунке 15. Осевая несущая способность ( P _u) и смещение (Δ _u) элементов показаны в таблице 5. Можно видеть, что упругая жесткость и несущая способность мало меняются с увеличение толщины стенки. Однако смещение пика постепенно уменьшается. Следовательно, с увеличением толщины увеличивается несущая способность и жесткость. Это приводит к отрицательному влиянию на характеристики образца, когда толщина стенки достигает определенного значения.

51 902


Толщина стенки стальной трубы (мм)	P _u (кН)	Δ

5	3582.14	2,1573
4	3515,63	2,2630
3	3710.65	27	3,2573

5.

5. Влияние размеров сечения

Сравнение кривых нагрузки-смещения с различными размерами сечения колонны показано на рисунке 16. Осевая несущая способность ( P _u) и смещение (Δ _u) элементы показаны в Таблице 6. Можно видеть, что увеличение размера поперечного сечения может улучшить несущую способность и жесткость.Максимальное смещение, несущая способность и пластичность образца размером 320 мм × 320 мм значительно увеличиваются.

9024 мм


Размер сечения колонны (мм × мм)	P _u (кН)	000 Δ

320 × 320	4335,85	4,4799
300 × 300	3792.56	2,8860
280 × 280	3415,27	3,2573

6.

Предполагается теоретический анализ

Модель квадратной стальной трубы Рис. 17. Заштрихованная часть представляет собой эффективно ограниченную область, а незатененные области — неэффективно ограниченные области, граничные линии которых представляют собой параболы, где θ — тангенциальный наклон границы, b — длина секции, а a _s и b _s — это горизонтальный и вертикальный интервалы связывающих стержней соответственно.Коэффициент эффективности удержания k _e определяется как

Как показано в [8], эффективное боковое ограничивающее давление находится где — это поперечное давление от поперечной арматуры, которое предполагается равномерно распределенным по поверхности бетонное ядро.

Когда ограниченный бетонный сердечник помещается в трехосное сжатие с равными эффективными боковыми ограничивающими напряжениями f _l от спиралей или круговых обручей, можно показать, что ограниченная прочность на сжатие дана Мандером и Пристли в [19 ]:

Значение каждого параметра в вышеупомянутых формулах можно увидеть в [8].

Несущая способность колонны STCRC с обвязочными стержнями составляет где A _c и A _b — площади бетонных и продольных стержней, а f _y — урожайность. прочность продольных стержней соответственно.

Вышеприведенное теоретическое уравнение (4) обозначает общую несущую способность бетона и продольных стержней, а f _куб.см — это прочность бетона на сжатие с учетом ограниченного эффекта связующих стержней и стальной трубы.Осевая несущая способность колонн STCRC может быть получена с помощью уравнения с различной прочностью и квадратным сечением из бетона, стержней и стальных труб.

Несущая способность элемента достигнута, а крепежные стержни и стальная труба почти поддаются в соответствии с испытанием. Напряжение бетона, связывающих стержней и стальной трубы принимается в качестве расчетной прочности, как в [20]. Предполагается, что граничная линия аппроксимирует четверть окружности с наклоном касательной θ = 45 °, как показано в [16].

Соотношение осевой несущей способности образца между испытанием, конечным элементом и уравнением (4) показано в таблице 7, где N _e, N _{u 1} и N _{u 2} — сила осевой нагрузки по результатам испытания, конечного элемента и уравнения (4), соответственно. Для сравнения здесь также приведены результаты образцов, принятых в качестве железобетонных (RC), CFST и STCRC колонн, все без связывающих стержней, которые перечислены как N _{u 3}, N _{u 4} и N _{u 5} соответственно.Формулу N _{u 5} можно увидеть в [16]. Легко узнать, что прочность колонки STCRC с полосками связывания выше, чем у RC, CFST и STCRC. Хотя между предыдущими тремя результатами есть небольшая разница, что является приемлемым, эффект сдерживания связующих стержней и стальной трубы на бетоне сердечника очевиден.


N _e (кН)	N _{u 1}/ e u 2 / N _e	N _{u 3}/ N _e	N _e	N _{u 5}/ N _e

3490	1. 003	1,037	0,682	0,824	0,926

7. Выводы

На основе экспериментального исследования, параметров конечных элементов и теоретического анализа железобетонной трубы ( STCRC) колонны со связующими стержнями, были получены следующие выводы: (1) Для этого типа осевой сжатой железобетонной колонны бетон сердечника обернут и ограничен стенкой стальной трубы, а стенка стальной трубы локально ограничена связующими стержнями. .Эффект, контролируемый и сдерживаемый слоем за слоем, затрудняет разрушение бетона под давлением и улучшает несущую способность колонны. (2) Результаты конечно-элементного и теоретического анализа хорошо согласуются с результатами испытания. Это возможно для качественного анализа параметров и уравнения (4), хотя они немного больше. Сдерживающий эффект от связывающих стержней и стальной трубы на стержневом бетоне очевиден при теоретическом сравнении осевой несущей способности. (3) Параметры, включая расстояние между стержнями крепления, диаметр продольных стержней, прочность бетона, толщину стенки стальной трубы и Размер сечения колонны оказывает различное влияние на механические свойства и несущую способность образцов.

Доступность данных

Данные, использованные для подтверждения результатов этого исследования, включены в статью.

Конфликт интересов

Авторы заявляют об отсутствии конфликта интересов.

Выражение признательности

Это исследование финансировалось Фондом естественных наук Чунцина (№ cstc2019jcyj-msxmX0440), Программой научных и технологических исследований муниципальной комиссии по образованию Чунцина (грант № KJQN201

9), Научно-технологическим проектом Чунцина. Университет искусств и наук (No.2017RJJ31) и Крупный селекционный проект Чунцинского университета искусств и наук (№ P2018JG13).

Прогнозирующая формула для предельного сочетания осевой силы и изгибающего момента, достигаемого стальными элементами

Американский институт стальных конструкций — AISC. (2016). Спецификация для зданий из конструкционной стали. ANSI / AISC 360-16, Американский национальный стандарт, 7 июля.

ASCE. (2003). Сейсмическая оценка существующих зданий, ASCE / SEI 31-03 .Рестон, Вирджиния: Американское общество инженеров-строителей.

Забронировать

Google Scholar

Ашраф М., Гарднер Л. и Нетеркот Д. А. (2005). Повышение прочности угловых участков поперечных сечений из нержавеющей стали. Журнал исследований конструкционной стали, 61 (1), 37–52.

Артикул

Google Scholar

Barg, S., Flager, F., & Fischer, M.(2018). Аналитический метод оценки общей установленной стоимости каркасов зданий из конструкционной стали на раннем этапе проектирования. Journal of Building Engineering, 15 (январь), 41–50.

Артикул

Google Scholar

,
, Биолзи, Л. , и Лабуз, Дж. Ф. (1993). Глобальная нестабильность и бифуркация в балках из скальных материалов. Международный журнал твердых тел и структур, 30 (3), 359–370.
Артикул
Google Scholar

Bu, Y., & Gardner, L. (2019). Конечноэлементное моделирование и проектирование сварных колонн двутаврового сечения из нержавеющей стали. Журнал исследований конструкционной стали, 152, 57–67.

Артикул

Google Scholar

CEN. (2005). Еврокод 3: Проектирование металлоконструкций . Брюссель: Европейский комитет по нормализации, европейский стандарт, EN 1993-1-1.

Google Scholar

Чен, З., Ли, Дж., Сан, Л., и Ли, Л. (2019). Изгиб при изгибе многослойных балок с термическими неоднородными характеристиками сечения. Journal of Building Engineering, 25, 100782.

Chen, W. F., & Lui, E. M. (1987). Структурная устойчивость: теория и реализация . Нью-Йорк: Эльзевир.

Google Scholar

Данешвар, Х., & Драйвер Р. Г. (2018). Тесты моделирования стальных соединений, работающих на сдвиг, в сценарии удаления колонны. Journal of Building Engineering, 16 (март), 199–212.

Артикул

Google Scholar

Дунду, М. (2011). Подход к проектированию портальных коробок из стали холодной штамповки. Международный журнал стальных конструкций, 11 (сентябрь), 259.

Статья

Google Scholar

Fajoui, J., Кшау, М., Селлами, А., Бранчу, С., и Жакмен, Ф. (2018). Влияние остаточных напряжений на механическое поведение сталей для горячей обработки. Engineering Failure Analysis, 94 (декабрь), 33–40.

Артикул

Google Scholar

Фаридмехр, И. , Осман, М. Х., и Тахи, М. М. (2016). Поведение и конструкция холодногнутых стальных швеллеров с накладками под изгиб. Международный журнал стальных конструкций, 16 (2), 587–600.

Артикул

Google Scholar

FEMA. (2000). Стальные здания с моментным каркасом: критерии проектирования для новых зданий , FEMA350, Подготовлено совместным предприятием SAC для Федерального агентства по чрезвычайным ситуациям, Вашингтон, округ Колумбия.

Фокаччи, Ф., Форабоски, П., и Де Стефано, М. (2015). Составная балка в целом связная: аналитическая модель. Composite Structures, 133 (декабрь), 1237–1248.

Артикул

Google Scholar

Форабоски, П. (2014). Экспериментальная характеристика нелинейного поведения монолитного стекла. Международный журнал нелинейной механики, 67 (декабрь), 352–370.

Артикул

Google Scholar

Форабоски, П. (2016a). Универсальность стали для устранения недостатков конструкции и сейсмической модернизации зданий из ЖБИ. Journal of Building Engineering, 8 (декабрь), 107–122.

Артикул

Google Scholar

Форабоски, П. (2016b). Эффективность новых методов увеличения прочности сцепления FRP-кирпичной кладки. Composites Part B Engineering, 107 (декабрь), 214–232.

Артикул

Google Scholar

Форабоски, П. (2019). Боковая нагрузка — Несущая способность стальных колонн с закрепленными — роликовыми концевыми опорами . Journal of Building Engineering, 26, 100879.

Gardner, L., & Nethercot, D. A. (2004). Численное моделирование конструктивных элементов из нержавеющей стали — последовательный подход. Журнал структурной инженерии — ASCE, 130 (10), 1586–1601.

Артикул

Google Scholar

Ганнам, М. (2019). Допустимая нагрузка на изгибающий момент холодногнутых стальных сборных балок. Международный журнал стальных конструкций, 19 (2), 660–671.

Артикул

Google Scholar

Giżejowski, M., Szczerba, R., & Gajewsk, M. (2019). Критерии устойчивости призматических балок к изгибу при двухосном градиенте момента. Международный журнал стальных конструкций, 19 (2), 559–576.

Артикул

Google Scholar

Гуаррачино, Ф. (2003). Об анализе цилиндрических труб при изгибе: теоретические постановки, экспериментальные данные и анализ методом конечных элементов. Тонкостенные конструкции, 41 (2–3), 127–147.

Артикул

Google Scholar

Gusella, F., Arwade, S. R., Orlando, M., & Peterman, K. D. (2019a). Влияние механической и геометрической неопределенности на структурную реакцию стоечного соединения. Журнал исследований конструкционной стали, 153, 343–355.

Артикул

Google Scholar

Gusella, F., Лаваккини, Дж. И Орландо, М. (2018a). Монотонные и циклические испытания стыков балок и колонн промышленных стеллажей для поддонов. Журнал исследований конструкционной стали, 140 (январь), 92–107.

Артикул

Google Scholar

Гуселла, Ф., Орландо, М., и Петерман, К. Д. (2019b). О требуемой пластичности балок и соединений для перераспределения моментов в стальных каркасных конструкциях. Engineering Structures, 179 (январь), 595–610.

Артикул

Google Scholar

Гуселла, Ф., Орландо, М., и Тиле, К. (2018b). Оценка механических свойств стоечного соединения методом компонентов. Журнал исследований конструкционной стали, 149 (октябрь), 207–224.

Артикул

Google Scholar

Джавед, М. Ф., Хафиза, Н., Мемон, С. А., Джамиль, М., и Аслам, М.(2017). Недавние исследования холодногнутых стальных балок и колонн, подверженных повышенным температурам: обзор. Строительные и строительные материалы, 144 (июль), 686–701.

Артикул

Google Scholar

Kaehler, R.C., White, D. W., & Kim Y. D. (2010). Конструкция рамы с использованием конических элементов . Руководство по дизайну 25, Чикаго, Иллинойс: MBMA и AISC.

Ким, С., Хан, Т. Х., Вон, Д.Х. и Канг Ю. Дж. (2014). Модули касания горячекатаных двутавровых осевых элементов с учетом различных распределений остаточных напряжений. Тонкостенные конструкции, 76 (март), 77–91.

Артикул

Google Scholar

Лэйси, А. В., Чен, В., Хао, Х. и Би, К. (2019). Обзор болтовых межмодульных соединений в модульных стальных зданиях. Journal of Building Engineering, 23 (май), 207–219.

Артикул

Google Scholar

Закон, К. Х., и Гарднер, Л. (2013a). Глобальная неустойчивость полых балок-колонн эллиптического сечения при сжатии и двухосном изгибе. Международный журнал стальных конструкций, 13 (4), 745–759.

Артикул

Google Scholar

Закон, К. Х., и Гарднер, Л. (2013b). Деформация полых элементов эллиптического сечения при комбинированном сжатии и одноосном изгибе. Журнал исследований конструкционной стали, 86, 1–16.

Артикул

Google Scholar

Li, L.-L., & Li, G.-Q. (2016). Соотношение внутренних сил прямоугольного и двутаврового сечения для билинейного упрочняемого материала с предельной деформацией. Международный журнал стальных конструкций, 16 (1), 243–255.

Артикул

Google Scholar

Малеки, С., & Мехретехран, А. М. (2018). Трехмерный анализ продольного изгиба ветром длинных стальных гофрированных силосов с вертикальными ребрами жесткости. Engineering Failure Analysis, 90 (август), 156–167.

Артикул

Google Scholar

Маравеас, К., и Цавдаридис, К. Д. (2019). Оценка и модернизация существующей стальной конструкции с учетом анализа повреждений, вызванных ветром. Journal of Building Engineering, 23 (май), 53–67.

Артикул

Google Scholar

Макгуайр, В., Галлахер, Р. Х., и Зиемиан, Р. Д. (2000). Матричный структурный анализ (2-е изд.). Нью-Йорк: Вили.

Google Scholar

Мохаммади, Э., Хоссейни, С. С., и Асгари, Марнани Дж. (2018). Интерактивное решение для продольного изгиба на кручение моносимметричных балок-колонн с дискретными боковыми связями. Structures, 14 (июнь), 164–177.

Артикул

Google Scholar

Многоцелевой пакет конечных элементов ABAQUS, ABAQUS / Standard User’s Manual Volumes I – III and ABAQUS CAE Manual, Dassault Systemes.

Нагави, М., Рахнавард, Р., Томас, Р. Дж., И Малекинеджад, М. (2019). Численная оценка гистерезисного поведения рам с концентрическими связями и систем рам с ограниченными связями с продольным изгибом. Journal of Building Engineering, 22 (март), 415–428.

Артикул

Google Scholar

Омидиан П. и Саффари Х. (2018). Сравнительный анализ сейсмического поведения ЖБ зданий с арматурой из сплава с памятью формы в случаях регулярной, крутильной и экстремальной крутильных неровностей. Journal of Building Engineering, 20 (ноябрь), 723–735.

Артикул

Google Scholar

Piluso, V., Писапиа, А., Кастальдо, П., и Настри, Э. (2019). Вероятностная теория управления пластическим механизмом стальных моментных рам. Structural Safety, 76 (январь), 95–107.

Артикул

Google Scholar

Резайи-Паджанд, М., и Масуди, А. Р. (2019). Расчет устойчивости рамы с конической балкой-колонной FG. Международный журнал стальных конструкций, 19 (2), 446–468.

Артикул

Google Scholar

Рой К. и Лим Дж. Б. П. (2019). Численное исследование продольного изгиба фасонных наростов холодногнутых секций швеллера из нержавеющей стали при осевом сжатии. Structures, 20 (август), 42–73.

Артикул

Google Scholar

Рой, К., Мохаммаджани, К., и Лим, Дж. Б. П.(2019a). Экспериментальное и численное исследование поведения наростов стальных холодногнутых профилей каналов при сжатии. Тонкостенные конструкции, 134 (январь), 291–309.

Артикул

Google Scholar

Рой, К., Тинг, Т. К. Х., Лау, Х. Х., и Лим, Дж. Б. П. (2018a). Нелинейное поведение наложенных секций стального холодногнутого швеллера с зазором при сжатии. Журнал исследований конструкционной стали, 147 (август), 257–276.

Артикул

Google Scholar

Рой К., Тинг Т. К. Х., Лау Х. Х. и Лим Дж. Б. П. (2018b). Нелинейное поведение нагруженных в прямом направлении наростов холодногнутых стальных секций канала без выступов. Стальные и композитные конструкции, 28 (2), 233–250.

Google Scholar

Рой, К., Тинг, Т. К. Х., Лау, Х. Х. и Лим, Дж. Б. П. (2019b). Экспериментальные и численные исследования осевой нагрузки холодногнутых стальных сборных коробчатых профилей. Журнал исследований конструкционной стали, 160 (сентябрь), 411–427.

Артикул

Google Scholar

Сантос, П., Гонсалвес, М., Мартинс, К., Соарес, Н., и Коста, Дж. Дж. (2019). Коэффициент теплопередачи легких стальных каркасных стен: экспериментальные по сравнению с численными и аналитическими подходами. Journal of Building Engineering, 25 (сентябрь), 100776.

Статья

Google Scholar

Saoula, A., & Meftah, S.A. (2019). Влияние деформаций сдвига и деформации на сопротивление продольному изгибу элементов коробки в рамках Еврокода 3. Международный журнал стальных конструкций, 19 (4), 1302–1316.

Артикул

Google Scholar

Шафер, Б.W. (2002). Локальная, деформационная и эйлерова потеря устойчивости тонкостенных колонн. Журнал структурной инженерии, Американское общество инженеров-строителей, 128 (3), 289–299.

Артикул

Google Scholar

Schillo, N., & Feldmann, M. (2018). Взаимодействие локального и глобального коробления коробчатых профилей из высокопрочной стали. Тонкостенные конструкции, 128 (июль), 126–140.

Артикул

Google Scholar

Сео, Дж., Вон, Д., Ким, С., и Кан, Ю. Дж. (2019). Поведение цилиндрической оболочки при неупругом сжатии и продольном изгибе при повышенной температуре: тематическое исследование. Journal of Building Engineering, 24 , 100766.

Сепахванд, М. Ф., и Акбари Дж. (2019). К сейсмическому расчету высоких стальных моментов сопротивления с использованием теории управления пластическими механизмами. Journal of Building Engineering, 24 , 100750.

Surovek-Maleck, A. E., & White, D.W. (2004). Альтернативные подходы к расчету упругости и расчету стальных каркасов. II: Проверочные исследования. Журнал структурной инженерии — ASCE, 130 (8), 1197–1205.

Артикул

Google Scholar

Ван, Дж., И Гарднер, Л. (2017). Изгиб при изгибе горячедеформированных колонн из высокопрочной стали SHS и RHS. Журнал структурной инженерии — ASCE, 143 (6), 04017028.

Артикул

Google Scholar

Уайт, Д. В., Чон, В. Ю., и Тохай, О. (2016). Комплексное проектирование устойчивости плоских стальных элементов и систем каркаса с помощью анализа неупругого продольного изгиба. Международный журнал стальных конструкций, 16 (4), 1029–1042.

Артикул

Google Scholar

Се, W., Xia, J., Zheng, Y., Wang, Q., Chang, H., & Ян С. (2019). Характеристики стальных каркасов с новыми легкими композитными стенами-заполнителями при кривизне деформации грунта. Journal of Building Engineering, 25, 100805.

Yuan, W.-B., Bao, Z.-S., Yu, N.-T., Zhu, S.-S., & Wu, Л.-П. (2017). Нелинейный изгиб балок коробчатого сечения конечной длины при равномерно распределенной нагрузке. Международный журнал стальных конструкций, 17 (2), 491–499.

Артикул

Google Scholar

Юань, H.X., Ван, Ю. К., Гарднер, Л., Ду, X. X., и Ши, Ю. Дж. (2015). Локально-общее интерактивное продольное изгибание сварных колонн двутаврового сечения из нержавеющей стали. Журнал исследований конструкционной стали, 111, 75–87.

Артикул

Google Scholar

Чжао, О., Гарднер, Л., & Янг, Б. (2016). Конструктивные характеристики полых круглых профилей из нержавеющей стали при комбинированной осевой нагрузке и изгибе — Часть 2: Параметрические исследования и проектирование. Тонкостенные конструкции, 101 (апрель), 240–248.

Артикул

Google Scholar

Границы | Остаточные свойства и осевая несущая способность колонны из бетона, армированного сталью из рециклированного заполнителя, подверженного повышенным температурам

Введение

По мере модернизации старые здания постепенно заменяются новыми, что приводит к образованию большого количества строительного мусора. Чтобы решить эту проблему, ученые предложили использовать бетон из переработанного заполнителя, снова используя заполнитель из отходов в новых зданиях (Shatarat et al., 2019), что не только снижает чрезмерную эксплуатацию природных ресурсов, но и защищает окружающую среду (Yaragal et al., 2016; Zhu et al., 2018). Исследования показывают, что бетон из переработанного заполнителя имеет хорошие механические свойства и способность к деформации и может использоваться в строительных конструкциях, хотя у него есть некоторые проблемы, такие как хрупкость и дисперсия механических свойств (Xiao et al., 2012; Marques et al., 2013; Ашиш, Сайни, 2018; Мурали и др., 2018; Шатарат и др., 2018).

Были приняты различные меры для улучшения механических свойств бетонных элементов из переработанного заполнителя (Tabsh and Abdelfatah, 2009; González Fonteboa et al., 2011; Saha and Rajasekaran, 2016; Djelloul et al., 2018; Marthong et al. , 2018). По сравнению с обычной железобетонной конструкцией стальная арматура может эффективно улучшить несущую способность и способность к деформации. Поэтому был проведен ряд исследований о перспективах применения элементов из бетона из рециклированного заполнителя, армированного сталью (SRRC) (Chen et al., 2014а, б) по всему миру.

Предыдущие исследовательские работы были проведены по характеристикам скольжения на границе раздела колонн SRRC, свойствам изгиба и сдвига балок SRRC, осевому сжатию, свойствам эксцентрического сжатия и сейсмическим характеристикам колонн SRRC (Ma et al., 2015). Результаты показывают, что ограничивающий эффект стальной арматуры значительно улучшает механические свойства бетона из переработанного заполнителя, даже если бетон из переработанного заполнителя имеет механические дефекты по сравнению с обычным бетоном.Таким образом, механические свойства конструкций SRRC и обычных конструкций из стали, армированного бетоном (SRC) схожи, и разумно спроектированные конструкции SRRC могут широко использоваться в инженерии (Liu et al., 2019).

С увеличением высоты зданий и увеличением городского населения опасность возникновения пожара возрастает. Ввиду того, что различные типы элементов подвергаются воздействию высоких температур после стресса, исследователи провели соответствующие экспериментальные исследования. Предыдущие исследования показали, что несущая способность и жесткость обычных SRC-элементов, подвергающихся воздействию высоких температур, могут быть уменьшены.На это влияют многие факторы, такие как размер элементов, механизмы загрузки, продолжительность выдержки и настройки печи (Marques et al., 2013).

Свойства переработанного агрегата делают поведение структур SRRC более случайным в экстремальных условиях. Зега и Ди Майо (2009) провели исследования механических свойств рециклированных бетонных материалов при высоких температурах, которые показали, что прочность рециклированного заполнителя бетонного материала серьезно ухудшается из-за высокой температуры, а прочность снижается по мере увеличения температуры испытания. .Огнестойкость напрямую повлияет на популяризацию и применение структур SRRC, а улучшение огнестойкости пользуется большим спросом. Необходимо провести исследования работоспособности конструкций SRRC после пожара с дальнейшими исследованиями и потребностями инженерных приложений.

Тестовая программа

Деталь образца

В ходе испытаний было спроектировано и изготовлено 48 образцов осевых компрессионных колонн из бетона с цельнолитой балкой из переработанного заполнителя.Обозначение образца поясняется следующим образом. Каждая этикетка начиналась с SRRAC для образцов, соответственно, за которым следовало тире. За каждой из этих букв следовало число, которое использовалось для указания значения данного параметра. За чертой следовало последующее число [то есть 0, 30, 50, 70 или 100 (в процентах)], которое использовалось для обозначения коэффициента замещения переработанного заполнителя. Следующее число (т.е. 20, 200, 300, 400, 500, 600, 700 или 800) использовалось для обозначения параметров испытания, а именно максимальной температуры во время испытания, соответственно.Кроме того, цифра «20» указывает на то, что экспериментальные условия соответствуют нормальной температуре. Наконец, последняя цифра в обозначении образца (т. Е. 1, 2, 3, 4 или 5) использовалась для различения пяти номинально идентичных образцов.

Размер профиля и форма распределения стали показаны на Рисунке 1, на котором спецификация стального профиля профиля — I10, I12. В документе изначально приводится краткое изложение экспериментальной программы, включая свойства образца и процедуру испытаний.После этого представлены результаты экспериментальной программы. Наконец, приводится подробное обсуждение результатов экспериментального исследования: где влияние процента замены переработанных заполнителей (0, 30, 50, 70, 100%), максимальная температура во время испытания (максимальная температура при комнатной температуре). температура, 200, 300, 400, 500, 600, 700, 800 ° C), постоянное время нагрева (10, 60, 180 мин), толщина облицовочного бетона (30, 40, 50 мм), коэффициент стали ( 4,41, 5,59%), шаг стремена (100, 150 мм) и длина стороны стремена (160, 180, 200 мм).Подробная информация об этих образцах приведена в таблице 1.

Рисунок 1. Размер сечения и раскладка стальных образцов. (A) C = 160, (B) C = 180, (C) C = 200.

Таблица 1. Расчетные параметры образцов.

Материалы

(a) Обычный портландцемент с 28-дневной прочностью на сжатие 32,5 МПа.

(б) Мелкий и средний речной песок мелкозернистый.

(c) Смешивание воды с городской водопроводной водой.

(d) Два типа крупного заполнителя: заполнитель щебня (CRA) и заполнитель вторичного щебня (RCRA). Все они имели максимальный размер 20 мм и минимальный размер 5 мм. Бетонный дробленый бетон собирали из бетонных блоков, изготовленных в лаборатории, с заданной прочностью 30 МПа.

Весь бетон из переработанного заполнителя производился щековой дробилкой, который затем просеивался и очищался в тех же условиях, что и натуральный крупнозернистый заполнитель.

Как показано в Таблице 2, водоцементное соотношение при испытании составляло 0.43, а доля песка составила 32%. В колоннах SRC использовалась фасонная сталь и арматура из конструкционной стали. Были выбраны три различных типа фасонной стали, а также два типа стальной арматуры, характеристики которых указаны производителем и приведены в таблице 3. Стальные образцы были сохранены для испытания на растяжение после воздействия высоких температур на колонны.

Таблица 2. Пропорции смеси и прочность бетона из переработанного заполнителя.

Таблица 3. Механические свойства стали при различных температурах.

Контрольно-измерительные приборы и испытания

Термообработка образцов проводилась в электрической печи RX ₃ -45-9, которая имеет автоматизированное устройство для контроля скорости повышения температуры, и все образцы, подвергшиеся воздействию огня, на ее четырех поверхностях (вертикальное размещение) в печь. Согласно параметрам производительности оборудования, скорость нагрева составляла 10 ° C / мин, при достижении целевой температуры для каждой группы образцов температура автоматически становилась постоянной.Номинальная мощность машины 45 кВт, максимальная температура 950 ° C. Учитывая отдельно влияние максимальной температуры и длительности мишени, образцы нагревали партиями для получения различных температурных полей. Кроме того, огнезащитное покрытие было зачищено щеткой на верхнем и нижнем концах и на конце 80 мм образца перед нагревом, чтобы имитировать нагрев стыков балки колонны в реальном пожаре. Как показано на рисунке 2A. Из рисунка 2А видно, что температурные кривые 600 и 800 ° C имеют резкое падение, вызванное неожиданным отключением питания во время испытания.В образце не было термопары, поэтому кривая нагрева была построена в соответствии с температурой в печи.

Рис. 2. Кривые нагрева и потери при прокаливании образцов. (A) Кривые нагрева, (B) Потери при возгорании образцов.

Настройка теста и процесс загрузки

После воздействия высоких температур образцы затем охлаждали естественным образом до комнатной температуры в открытой печи. Система механических испытаний горных пород и бетона RMT-201 использовалась для проведения статических нагрузочных испытаний образцов после высокой температуры, и к образцам прилагалось осевое давление.Скорость нагружения составляла 0,01 мм / с, и кривая нагрузка-деформация образца была получена с помощью регистратора данных самого устройства.

Результаты тестирования и обсуждение

Явление после повышенных температур

По сравнению с контрольным образцом, на поверхности образцов после пожара наблюдалось изменение цвета. Образец без нагрева ( T = 20 ° C) имел серо-бело-бежевый цвет без трещин на поверхности; при T = 200 ° C образец был более темным и зеленовато-серым без трещин на поверхности бетона; при T = 500 ° C образец стал серо-коричневым и на бетоне появилась трещина.По мере повышения температуры цвет бетона постепенно становился темнее, и на поверхности бетона появлялась небольшая температурная трещина. Когда T = 800 ° C, образец стал пепельно-черным, на поверхности появилось отслоение бетона, а ширина и глубина трещины стали шире. Трещины в бетоне и внешний цвет образцов после повышенных температур показаны на рис. 3.

Рис. 3. Вид разрушения при пиковой нагрузке и внешний цвет образцов после повышенных температур. (A) 20 ° C, (B) 200 ° C, (C) 300 ° C, (D) 400 ° C, (E) 500 ° C, (F) 600 ° C, (G) 700 ° C, (H) 800 ° C.

В процессе нагрева водяной пар начинался при температуре около 300 ° C и длился около 40 минут. Наблюдения за повреждениями образцов варьировались от различных целевых температур, как показано в Таблице 4.

Таблица 4. Явление и процесс разрушения образцов.

Коэффициент потери массы

Обычно после того, как здание подвергается воздействию огня, путем закапывания определенного количества бетона на поверхности обожженных и необожженных компонентов рассчитываются потери бетона при возгорании.Основываясь на количестве потерь в бетоне, можно оценить самую высокую температуру возгорания, испытываемую конструктивным элементом.

Путем измерения веса образцов до и после огневой обработки определяется коэффициент потери массы ( I ). Расчетные формулы:

I = W-WfW (1)

, где I — потери образцов при возгорании, W — вес образцов до температурных воздействий и W _f — вес после огневой обработки.

На рис. 2В показаны потери при возгорании образцов при различных температурах. Из рисунка видно, что потери при воспламенении испытательного образца составляют от 1,5 до 8,0%, что в основном связано с коэффициентом замены и максимальной температурой. Потери зажигания увеличиваются с увеличением коэффициента замены или целевой температуры. Основная причина этого явления заключается в том, что когда бетон подвергается воздействию высокой температуры, гидраты, образующиеся при гидратации цемента, разлагаются и теряют кристаллическую воду.Когда коэффициент замены выше, требуется больше цемента и раствора, и в то же время отработанный цементный раствор прикрепляется к поверхности переработанного заполнителя, что приводит к большей потере кристаллической воды. Макро-производительность заключается в том, что чем выше коэффициент замещения, тем больше потери при возгорании.

Морфология разрушения и кривая нагрузка-смещение

Наблюдение за испытаниями показало, что повторно использованные железобетонные колонны и обычные железобетонные колонны имели сходный вид повреждений, на которые в основном влияли целевые температуры.

На процесс отказа и появление отказа существенно повлияли только заданные температуры. Все кривые нагрузка-смещение включают упругую стадию, стадию трещины и стадию разрушения. Морфология образцов и процесс разрушения при осевом сжатии после высокой температуры перечислены в таблице 4. В целом, при более высокой температуре образцы испытали все более ранние и более ранние повреждения. Когда целевая температура превышала 500 ° C, в дополнение к повреждению углов произошло преждевременное растрескивание бетона, что указывает на неэффективный вклад покрывающего бетона в несущую способность.Это явление указывает на то, что бетон на защитном слое стального стержня не оказывает значительного влияния на несущую способность образца в этих условиях. Форма повреждения каждого испытательного образца показана на рисунке 3.

На рис. 4 представлена кривая процесса осевой нагрузки-смещения во время нагружения образцов. Сглаживание кривой происходит из-за комбинации увеличения жесткости секции и пиковой нагрузки. Некоторые образцы испытали упругую фазу, фазу усиления жесткости, упругопластическую фазу, фазу спуска и остаточную фазу во время процесса напряжения.Характеристики каждой ступени следующие:

Рисунок 4. Нагрузочно-деформационные кривые образцов . (A) r = 0%, (B) r = 100%, (C) r = 30%, (D) r = 70%, (E ) r = 0%, T _max = 20 ° C, (F) r = 30%, T _max = 20 ° C, (G) r = 0%, T _max = 600 ° C, (H) r = 100%, T _max = 600 ° C, (I) r = 30% , 70%, T _макс = 600 ° C.

(1) Эластичный столик. И сталь, и бетон испытывали упругую деформацию согласованно, и никаких повреждений не было.

(2) Упругопластический этап. До достижения пиковой нагрузки наблюдалось разрушение бетона, и кривая смещения нагрузки показала нелинейные характеристики с уменьшением жесткости. На этом этапе также наблюдались зазоры отслоения, что указывало на отслоение и проскальзывание между бетоном и сталью.

(3) Стадия усиления жесткости. Некоторые образцы при целевой температуре более 600 ° C показали повторное увеличение жесткости в конце стадии упругопластичности при достижении пиковой нагрузки.В этой статье это было названо усилением жесткости. Одной из наиболее возможных причин было испарение большого количества свободной воды во внутренней пустоте, что привело к образованию пространства в бетоне. Это позволило уплотнить бетон при испытании на нагрузку, так что прочность могла быть увеличена.

(4) Постпиковая стадия. После достижения максимальной нагрузки повреждение бетонного покрытия привело к потере его несущей способности. Однако образцы с более высокими целевыми температурами показали более высокую пластичность, что свидетельствовало о незначительном влиянии огневой обработки на деформационную способность SRRC.

(5) Остаточная стадия. Это был последний этап нагружения, когда грузоподъемность достигла самого низкого уровня и показала незначительные изменения по мере увеличения деформации. Нагрузка в основном принималась на сталь и бетон в основной зоне.

По всей кривой процесса «нагрузка-смещение», полученной в ходе испытания, можно получить характеристические параметры, включая пиковую нагрузку, жесткость на осевое сжатие, величину повреждения и коэффициент пластичности, как показано в Таблице 5.Из таблицы видно, что, как и у обычных колонн SRC, несущая способность и жесткость на осевое сжатие SRC после высокой температуры имеют разную степень деградации.

Таблица 5. Индекс механических характеристик образцов.

Анализ ухудшения механических характеристик

Остаточная несущая способность

Отношение остаточной несущей способности N _u ( T _max) образцов после различных температур к несущей способности N _u образцов, которые находились при нормальной температуре в той же условие, принятое как характеристический параметр.

На рис. 5A показано влияние температуры на остаточную несущую способность. Из рисунка видно, что при T _max ≤ 400 ° C остаточная несущая способность изменилась незначительно, она составила около 0,8 N _u. Когда T _max> 400 ° C, остаточная несущая способность постепенно уменьшалась с повышением температуры. Когда T _max = 600 ° C, остаточная несущая способность составляла (0,63 ~ 0,68) N _u.Когда T _max = 600 ° C, остаточная несущая способность составляла (0,63 ~ 0,68) N _u; в то время как T _max = 800 ° C, его значение было всего (0,49 ~ 0,51) N _u. Закон деградации остаточной несущей способности бетонных колонн из стального рециклированного заполнителя с температурой после высокой температуры был аналогичен закону обычных колонн SRC. Судя по результатам, коэффициент замены не оказал значительного влияния на оставшуюся несущую способность.

Рисунок 5. Влияние влияющих факторов на несущую способность и пластичность. (A) Влияние температуры на несущую способность. (B) Влияние продолжительности пожара на несущую способность. (C) Влияние толщины покрывающего бетона на несущую способность. (D) Влияние соотношения сталей на несущую способность. (E) Влияние температуры на пластичность. (F) Влияние продолжительности пожара на пластичность. (G) Влияние толщины покрытия на пластичность. (H) Влияние соотношения сталей на пластичность.

На рис. 5В показано влияние различных времен постоянной температуры на остаточную несущую способность образца после нагрева до 600 ° C. Из рисунка видно, что с увеличением времени постоянной температуры остаточная несущая способность имеет тенденцию к снижению. Температуры постоянной температуры 10 мин и постоянной температуры 60 мин были близки друг к другу. Это было связано с тем, что процесс повышения температуры в этом тесте был более медленным, поэтому влияние постоянной температуры во времени не было значительным за короткое время.Но для образцов с постоянной температурой 180 мин остаточная несущая способность существенно снизилась. Закон, отраженный этим явлением SRRCS, был аналогичен закону обычных железобетонных колонн. Изменение коэффициента замены мало повлияло на остаточную несущую способность.

На рисунке 5C показано влияние толщины стального армированного покрывающего бетона на остаточную несущую способность. По мере увеличения толщины бетонного покрытия остаточная несущая способность постепенно увеличивается.Однако в ходе эксперимента можно сделать вывод, что, когда толщина бетонного покрытия меньше, изменение остаточной несущей способности более значимо с увеличением толщины. Это связано с тем, что чем больше толщина защитного слоя, тем ниже внутренняя температура испытательного образца, который играет важную роль в защите бетона и стали сердечника.

Остаточная несущая способность переработанных образцов SRC с совокупной степенью замещения 100% и обычных образцов SRC с коэффициентом замещения 0% сравнивалась на Рисунке 5D.Из рисунка видно, что остаточная несущая способность увеличивалась с увеличением содержания стали. При том же соотношении стали первая остаточная несущая способность была выше, чем вторая.

Пластичность

Коэффициент пластичности смещения используется для отражения способности элемента к неупругой деформации и его выражение:

μ = ΔuΔy (2)

, где Δ _u — предельное смещение, и берется значение смещения, соответствующее пиковой нагрузке, падающей до 85%; Δ _y — смещение текучести.

Обратитесь к универсальному методу момента текучести Го (2014), чтобы определить точку Y как предел текучести и соответствующее смещение как смещение текучести Δ _y; U Точка является предельной точкой, а соответствующее перемещение — предельным перемещением Δ _u.

В Таблице 5 перечислены значения коэффициента пластичности смещения для каждого образца, рассчитанные в соответствии с формулой. (2). Рисунок 5E, показывающий влияние самой высокой температуры на коэффициент пластичности смещения образцов.Из рисунка видно, что с повышением температуры коэффициент пластичности образца при перемещении обычно сначала уменьшается, а затем увеличивается. Когда температура составляла 300 ° C, коэффициент пластичности смещения был наименьшим значением, что означает, что пластичность компонента была наихудшей при этой температуре.

На рис. 5F показано влияние различной продолжительности постоянной температуры на коэффициент пластичности смещения после того, как максимальная температура эксперимента составила 600 ° C.Из рисунка видно, что по мере увеличения времени постоянной температуры пластичность смещения уменьшается. Увеличение времени постоянной температуры приводит к увеличению глубины повреждения бетона, что снижает прочность стали и, следовательно, пластичность. С повышением постоянной температуры неотвержденный цементный клинкер постепенно уменьшается, а постоянное испарение воды в цементном растворе постепенно снижает прочность бетона.

На рисунке 5G показано влияние толщины защитного слоя SRC на коэффициент пластичности смещения.Из рисунка видно, что с увеличением толщины защитного слоя пластичность смещения сначала уменьшалась, а затем увеличивалась. Это произошло потому, что, когда защитный слой был тонким, на пластичность при смещении в основном влияло содержание стали в образцах для испытаний. Для образцов с той же длиной стороны содержание стали уменьшалось по мере увеличения толщины защитного слоя, что уменьшало пластичность. Однако, когда защитный слой был толстым, на пластичность главным образом влияла степень разрушения основного бетона испытательных образцов; пластичность образцов увеличилась по мере уменьшения относительного разрушения бетона в центральной зоне.

Из рисунка 5H видно, что влияние содержания стали на коэффициент пластичности при вытеснении заключалось в том, что содержание стали было выше, а пластичность была лучше, но влияние коэффициента замещения не было очевидным. Основная причина этого явления заключается в том, что с увеличением содержания стали усиливается сдерживающее действие профильной стали на бетон в центральной области и улучшается хрупкость повторно используемого бетона из заполнителя. Увеличение содержания стали также увеличивает осевую деформационную способность усиливающего элемента.

Урон

Для количественного описания степени повреждения образца после высокой температуры и процесса развития повреждений в процессе нагружения согласно теории механики непрерывных повреждений (Chen et al., 2018a, b; Yan et al., 2019) , переменная поля повреждения D вводится для описания степени повреждения образца после пожара.

Д = 1-С * С (3)

S и S ^∗, соответственно, указывали размер области до и после повреждения в n-направлении нормали устройства. D — переменная локальной механики повреждения относительно n-направления; Когда D = 0, это означает состояние без потерь, когда D = 1, это означает полное разрушение. Так как σ ⋅ S = σ ^∗ ⋅ S ^∗, σ и σ ^∗ были эффективными напряжениями в n-направлении до и после повреждения, соответственно. . Согласно гипотезе эквивалента деформации, существует следующая формула:

D = 1-E * E0 (4)

Где E ₀ — модуль упругости в условиях без потерь; E ^∗ — эффективный секущий модуль после повреждения.

Из-за воздействия высокой температуры каждый испытательный образец имел разную степень начального повреждения перед нагрузкой. Первоначальное значение повреждения D ₀ было указано в таблице 5. Из таблицы видно, что по мере увеличения температуры и увеличения времени возгорания исходное значение повреждения образцов для испытаний постепенно увеличивалось. Это связано с тем, что повышение температуры и возгорание образцов вызовут объединенную воду в бетонном материале и потерю воды в гидрате, и в то же время химические связи в большинстве вяжущих веществ разрушаются, что усугубляет ухудшение состояния бетона. конкретный.Когда T _max = 200 ° C, значение D ₀ было около 0,16; Когда T _max = 600 ° C, это было 0,55 ~ 0,70; Когда T _max = 800 ° C, значение достигло 0,81 ~ 0,86. В процессе нагружения по мере увеличения нагрузки степень повреждения образцов для испытаний продолжала увеличиваться. Согласно измеренной кривой нагрузка-деформация, можно получить процесс развития повреждений каждого образца при t _c = 60 мин и B = 180 мм при различных температурах, как показано на рисунке 6.

Рис. 6. Развитие повреждений образцов после различных температур. (A) r = 0%, (B) r = 100%, (C) r = 30%, (D) r = 70%.

Четыре диаграммы на Рисунке 6 представляют собой процесс развития повреждений образцов с коэффициентами замены 0, 100, 30 и 70% соответственно. Из рисунка 6 видно, что из-за наличия начального повреждения развитие повреждений имело тенденцию замедляться по мере повышения максимальной температуры во время испытания.Определите среднюю деформацию ε в соответствии с измеренной кривой нагрузки-деформации испытательных образцов. Когда средняя деформация ε была меньше 0,002, образцы для испытаний находились в стадии упругости, в основном не имели повреждений, а значение D было близко к нулю. Когда средняя деформация ε составляет от 0,002 до 0,004, повреждение начинает происходить медленнее. Когда средняя деформация ε составляла от 0,004 до 0,012, максимальная температура эксперимента не превышала 600 ° C, величина повреждений быстро возрастала, в основном проявляясь в быстром расширении трещин и отслаивании бетона.Однако для образцов с экспериментальной температурой выше 600 ° C величина повреждения сначала снизилась, а затем выросла, что означает, что образцы для испытаний вступили в стадию повышения жесткости. Когда средняя деформация ε была более 0,012, образцы переходили в остаточную фазу, и величина повреждения D постепенно становилась стабильной.

Температурное поле сечений

Чтобы лучше выявить распределение температурного поля в секции рециклированной железобетонной колонны после воздействия высоких температур, была использована программа конечных элементов ABAQUS для численного моделирования температурного поля рециклированной железобетонной колонны при пожаре.Деталь подвергалась воздействию огня с четырех сторон, поэтому верхняя и нижняя поверхности были адиабатическими. Температуру применяли в соответствии с кривой повышения температуры в печи, а комнатную температуру обычно устанавливали равной 20 ° C. Граничное условие было третьим типом границы, и влияние арматуры на температурное поле не принималось во внимание. Сталь и переработанный заполнитель бетона использовали 8-узловую систему непрерывной диффузии трехмерной твердой теплопроводности DC3D8, независимо от контактного термического сопротивления между двумя секциями.Теплопроводность и удельная теплоемкость стали рассчитывались по формуле европейского стандарта En 1994-1-2 (2004), массовая плотность составила 7850 кг / м ³. Массовая плотность, теплопроводность и удельная теплоемкость повторно используемого заполнителя бетона были рассчитаны согласно Хуангу (2006); коэффициент конвективной теплопередачи составлял 25 Вт / м2 ° C, а полный коэффициент излучения принимался равным 0,5.

Армированные полностью переработанные образцы колонн из заполнителя из бетона с четырехсторонним огнем были спроектированы как Bian (2012) (размер сечения образца для испытаний составлял 450 мм × 450 мм, высота составляла 3640 мм, [[Au Query:]] продольное армирование составило 8B20, хомут A10 @ 150, прочность бетона C30, степень замены грубого заполнителя 100%; в процессе нагрева использовалась стандартная кривая нагрева ISO 843 (1980), время нагрева составляло 120 мин.Форма поперечного сечения, расположение точек измерения и температурное поле были показаны на рисунке 7A, а также обычные бетонные колонны, которые в Han and Song (2012) использовались для вентиляции модели образцов (размер сечения образца для испытаний составлял 300 мм × 300 мм. , высота составляла 3810 мм, продольные ребра — 4B18, а профильная сталь — HE200B. Процесс нагрева соответствовал стандартной кривой нагрева ISO 843, а время нагрева составляло 160 мин. Форма поперечного сечения, расположение точек измерения и температурное поле показаны на Рисунок 7B.Кривые сравнения между расчетными результатами и экспериментальными результатами показаны на рисунках 7C, D соответственно. Из рисунка видно, что результаты численных расчетов хорошо согласуются с экспериментальными результатами, поэтому модель можно использовать для анализа температурного поля стальных остаточных бетонных колонн.

Рис. 7. Расположение точек измерения и сравнение температуры испытания и расчета. (A) Размер секции, расположение точек измерения и температурное поле стойки RAC. (B) Размер сечения и расположение точек измерения и результаты расчета температурного поля колонки SRC. (C) Сравнение температуры испытания и расчета температуры колонки RAC. (D) Сравнение тестовой и расчетной температур колонки SRC. (E) Измерьте точечное расположение образцов.

Вышеупомянутые модели использовались для расчета 22 типичных сечений образца температурных полей, и точки измерения поперечного сечения были расположены, как показано на рисунке 7E, где точка 1 была положением продольной арматуры, точка 2 была краем стального фланца. а точка 3 была геометрическим центром сечения.

Максимальная температура в каждой точке измерения указана в таблице 6. Как видно из таблицы, температура в точке измерения 1 (на продольном ребре) намного выше, чем температура в точке измерения 2 (на краю стальной фланец) и измерительной точки 3 (в геометрическом центре поперечного сечения), так как она находится ближе к поверхности образца. Температура между точкой 2 и точкой измерения 3 относительно близка, что указывает на то, что наличие профильной стали оказывает большое влияние на температуру секции.Максимальная температура поперечного сечения постепенно увеличивалась с увеличением максимальной температуры и постепенно снижалась с увеличением коэффициента замены.

Таблица 6. Самая высокая температура в различных точках измерения.

Прогноз остаточной несущей способности

Основное предположение

Проведен расчет предельной осевой несущей способности бетона из переработанного стального заполнителя после воздействия высоких температур.Поле температуры сечения элементов при различных кривых нагрева было рассчитано с помощью программного обеспечения конечных элементов, и были сделаны следующие основные допущения:

(1) Стальные и стальные стержни имеют равномерное распределение температуры.

(2) Сталь соответствует деформации бетона.

(3) Независимо от вклада покрывающего бетона стального стержня в несущую способность, считается, что внутренний край хомута является контрольной точкой разрушения секции.В предельном состоянии защитный слой бетона стального стержня не достигает пикового напряжения, и вклад бетона в несущую способность не учитывается, поскольку бетон серьезно повреждается после высокой температуры.

(4) В предельном состоянии, за исключением защитного слоя, прочность на сжатие бетона в разных точках поперечного сечения не одинакова, но все они достигают своей соответствующей прочности на сжатие, а фасонные стали и стальные стержни достигают предел текучести.

Расчет остаточной несущей способности

После огневой обработки прочность бетона f _c была распределена по сечению неравномерно, и осевое усилие бетонной части достигается при достижении предельного состояния.

Nc = ∬Afc⁢ (x, y) ⁢dx⁢dy (5)

Где: f _c (x, y) — функция распределения прочности бетона сечения. Трудно получить f _c (x, y) из-за неопределенности фактической кривой нагрева при пожаре, изменчивости конструктивного пространства и изменчивости тепловых свойств материала.Согласно фактическому температурному полю функция f _c (x, y) была распределена в виде слегка выпуклой криволинейной усеченной пирамиды. Для упрощения расчета поперечное сечение распределения f _c (x, y) было приблизительно эквивалентно эквивалентному сечению линейной усеченной четырехугольной пирамиды, как показано на рисунке 8.

Рис. 8. Эквивалентный раздел. (A) Кривая равной прочности в поперечном сечении. (B) Фактическое распределение интенсивности. (C) Эквивалентная диаграмма эквивалентной кривой интенсивности в разрезе. (D) Усеченная четырехугольная пирамида. (E) Призматическая эквивалентная диаграмма в разрезе.

Как видно из рисунка 8,

Nc = ∬Afc (x, y) dxdy≈fc (TII) Ac + [fc (TII) −fc (TI)] × [13 (bIhI + bfha) +16 (bIha + bfhI)] — fc (TII) Aa ( 6)

Где, T _I и T _II были самыми высокими температурами в Зонах I и II, соответственно, f _c ( T _I) было прочность на сжатие бетона из переработанного заполнителя в зоне I, МПа, с использованием значения прочности на сжатие бетона из переработанного заполнителя, соответствующего T _I, которое было получено из литературы в Cai and Cai (2000), МПа; f _c ( T _II) — прочность на сжатие бетона из переработанного заполнителя в Зоне II, принимая значение прочности бетона из переработанного заполнителя, соответствующее T _II, МПа; A _c — чистая площадь поперечного сечения бетона, мм ²; A _a — площадь полного сечения фасонной стали, мм ². b _I — ширина поперечного сечения бетона, окруженного внутренней поверхностью хомута, мм; h _I — высота бетонного сечения, окруженного внутренней поверхностью хомута, мм; b _f — ширина стального профилированного фланца, мм; h _a — высота сечения профилированной стали, мм.

Согласно принципу эквивалента нагрузки, эквивалентное сечение усеченной четырехугольной пирамиды было дополнительно эквивалентно эквивалентному сечению призмы, как показано на рисунке 8, по следующей формуле:

Nc≈fc (TI) (bIhI − As) + [fc (TII) −fc (TI)] × [13 (bIhI + bfha) +16 (bIha + bfhI)] — fc (TII) Aa = fc * Ac ( 7)

Заменить f _c ^∗ в приведенной выше формуле на k _c f _c:

fc * = kc⁢fc (8)

kc = {fc (T) (bh − As) + [fc (T) −fc (T)] [13 (bh + bfha) +16 (bha + bfh)] — fc (T) Aa} / fcAc (9 )

Где f ^∗ _c — прочность на сжатие бетона призматического эквивалентного сечения, МПа; f _c — прочность на сжатие рециклированного заполнителя бетона при комнатной температуре, МПа; k _c — коэффициент снижения прочности бетона.

По принципу суперпозиции получена расчетная формула несущей способности нормального сечения аксиально сжатых элементов из железобетона.

Nu⁢ (T) = φ⁢ [kc⁢fc⁢Ac + fy′⁢ (T) ⁢As + fa′⁢ (T) ⁢Aa] (10)

Где f ′ _y ( T _max) — предел текучести при сжатии стального стержня после высокой температуры, соответствующий наивысшей температуре, испытываемой положением стального стержня, МПа; f ′ _a ( T _max) — предел текучести профилированной стали при сжатии после высокой температуры, соответствующий самой высокой температуре, испытываемой положением стали, МПа; φ был фактором устойчивости, см. GB50010-2010 (2010) «Технические условия на проектирование бетонных конструкций.”

Рассчитайте образец для испытаний в этой статье, используя уравнение. (10) и сравните его с измеренным значением теста. Результаты сравнения показаны на рисунке 9. Как видно из рисунка, среднее отношение расчетного значения к измеренному составляет 0,995, дисперсия 0,0134, а коэффициент вариации 0,1163. Экспериментальное значение хорошо согласуется с расчетным.

Рисунок 9. Сравнение рассчитанных и измеренных образцов.

Заключение

Было исследовано влияние коэффициента замены, температуры, времени нагрева, толщины покрывающего бетона, соотношения стали и расстояния между скобами на остаточную несущую способность колонны SRRC после повышенных температур. Образцы были спроектированы и испытаны при статической нагрузке. На основании проведенных экспериментальных исследований можно сделать следующие выводы:

(1) В условиях испытаний, указанных в этой статье, скорость потери массы образца составляет 1,5–8.0%, и он увеличивается с увеличением температуры и коэффициента замены. Более высокая скорость замещения означает больше цемента и раствора, а повышение температуры ускоряет разложение гидрата в цементе и приводит к потере кристаллической воды. Следовательно, увеличение скорости потерь при горении является результатом комбинированного воздействия скорости замещения и температуры.

(2) Процесс разрушения колонны SRRC после высокой температуры включает в себя упругую стадию, секцию усиления жесткости, упругопластическую стадию, стадию спуска и остаточную стадию, которые аналогичны таковым для обычных колонн SRC.

(3) Остаточная несущая способность колонны SRRC после высокой температуры увеличивается по мере увеличения толщины покрывающего бетона и удельного веса стали. Это связано с тем, что чем больше толщина защитного слоя, тем ниже внутренняя температура испытательного образца, который играет важную роль в защите бетона и стали сердечника. Кроме того, температура испытания и время нагрева могут увеличить степень повреждения образцов. Основная причина высокотемпературного повреждения компонентов — серьезное повреждение микроструктуры бетона.Повышение температуры и времени нагрева приведет к потере связанной воды в бетонном материале и воды в гидрате, а в материале появятся небольшие пустоты, тем самым усугубив разрушение бетона.

(4) По мере увеличения температуры и толщины покрывающего бетона пластичность сначала уменьшается, а затем увеличивается. Более того, пластичность уменьшается с увеличением времени нагрева и увеличивается с увеличением доли стали. Увеличение времени возгорания приводит к увеличению глубины повреждения бетона, что снижает прочность стали и, следовательно, пластичность.

(5) Температура поперечного сечения уменьшается с увеличением коэффициента замены, но постепенно увеличивается с увеличением температуры. Стальной профиль оказывает большое влияние на распределение температуры поперечного сечения образцов. Это связано с тем, что коэффициенты теплопроводности стали и бетона разные. Чем меньше теплоемкость стали, тем быстрее теплопроводность в поперечном сечении. В то же время стальной профиль в бетоне занимает большее сечение.Стальной профиль будет поглощать много тепла в бетоне.

(6) Предложен метод расчета остаточной несущей способности колонны SRRC после высоких температур, и результаты расчетов хорошо согласуются с результатами экспериментов.

Заявление о доступности данных

Все наборы данных, созданные для этого исследования, включены в статью / дополнительный материал.

Авторские взносы

ZC задумал эксперименты. YL написал первоначальный вариант рукописи.LM и MB проанализировали данные и написали окончательную рукопись. Все авторы внесли свой вклад в статью и одобрили представленную версию.

Конфликт интересов

Авторы заявляют, что исследование проводилось при отсутствии каких-либо коммерческих или финансовых отношений, которые могут быть истолкованы как потенциальный конфликт интересов.

Список литературы

Ашиш, Д. К., и Шайни, П. (2018). Последовательное влияние переработанного крупного заполнителя на механические свойства и микроструктурные характеристики бетона. J. Comp. Конц. 21, 39–46. DOI: 10.12989 / cac.2018.21.1.039

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Биан, Дж. Х. (2012). Экспериментальный и теоретический анализ огнестойкости колонн из вторичного бетона. к.э.н. Диссертация. Пекин: Пекинский технологический университет.

Google Scholar

Цай, С. В., и Цай, М. (2000). Повреждения и разрушение бетона. Пекин: Beijing China Communication Press.

Google Scholar

Чен, Ю., Хе, К., Хан, С. Х., и Вэй, Дж. (2018a). Экспериментальное исследование квадратных трубчатых колонн из нержавеющей стали, заполненных бетоном, после воздействия повышенных температур. J. Тонкая стенка. Struct. 130, 12–31. DOI: 10.1016 / j.tws.2018.05.007

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Chen, Z. P., Liu, X., and Zhou, W. X. (2018b). Поведение остаточного сцепления высокопрочной стальной трубы квадратного сечения, заполненной бетоном, после повышенных температур. J. Steel Comp. Struct. 27, 509–523. DOI: 10.12989 / scs.2018.27.4.509

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Чен, З.П., Чен, Дж. Р., Сюэ, Дж. Й. (2014a). Экспериментальное исследование механического поведения стали и вторичного бетона после высоких температур. J. Indus. Констр. 11, 1–4. DOI: 10.13204 / j.gyjz201411001

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Чен, З. П., Сюй, Дж. Дж., И Сюэ, Дж. Й. (2014b). Характеристики и расчеты коротких колонн из стальных трубчатых стальных труб с заполнением из вторичного заполнителя (RACFST) при осевом сжатии. J. Int. J. Steel Struct. 14, 31–42. DOI: 10.1007 / s13296-014-1005-5

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Джеллул, О. К., Менади, Б., Варде, Г., и Кенай, С. (2018). Характеристики самоуплотняющегося бетона из грубых и мелких заполнителей вторичного бетона и измельченного гранулированного доменного шлака. J. Adv. Конц. Констр. 6, 103–121. DOI: 10.12989 / acc.2018.6.2.103

CrossRef Полный текст | Google Scholar

En 1994-1-2 (2004). Проектирование композитных стальных и бетонных конструкций. Часть 1-2: Общие правила — Конструктивное противопожарное проектирование. Брюссель: Европейский комитет по стандартизации.

Google Scholar

GB50010-2010 (2010 г.). Нормы проектирования бетонных конструкций. Пекин: Китайская академия строительных исследований.

Google Scholar

Гонсалес Фонтебоа, Б., Мартинес, А. Ф., Диего, К. Л., и Сеара-Пас, С. (2011). Зависимость напряжения от деформации при осевом сжатии для бетона с использованием переработанного насыщенного крупного заполнителя. J. Constr. Строить. Матер. 25, 2335–2342. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2010.11.031

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Го, З. Х. (2014). Принципы железобетона. Пекин: Издательство Университета Цинхуа.

Google Scholar

Хан, Л. Х., Сонг, Т. Ю. (2012). Теория проектирования пожарной безопасности железобетонных композитных конструкций. Пекин: Science Press.

Google Scholar

Хуанг, Ю.Б. (2006). Исследование термических свойств вторичного бетона. к.э.н. Диссертация. Шанхай: Университет Тунцзи.

Google Scholar

ISO 843 (1980). Испытания на огнестойкость. Женева: Международная организация по стандартизации.

Google Scholar

Лю К., Фан, Дж. К., Бай, Г. Л., Цюань, З., Фу, Г., Чжу, К. и др. (2019). Испытания на циклическую нагрузку и сейсмостойкость колонн из переработанного заполнителя (RAC). J. Constr. Строить.Матер. 195, 682–694. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2018.10.078

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Ма, Х., Сюэ, Дж. Й., Лю, Й. Х. и Чжан, X (2015). Испытания на циклическую нагрузку и сопротивление сдвигу коротких колонн из повторно использованного бетона, армированного сталью. J. Eng. Struct. 92, 55–68. DOI: 10.1016 / j.engstruct.2015.03.009

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Маркес, А. М., Коррейя, Дж. Р., и де Брито, Дж. (2013). Остаточные механические свойства бетона, изготовленного из переработанного резинового заполнителя, после пожара. J. Fire Saf. J. 58, 49–57. DOI: 10.1016 / j.firesaf.2013.02.002

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Marthong, C., Pyrbot, R. N., Tron, S. L., Mawroh, L.-I. Д., Чоудхури, С.А., и Бхарти, Г.С. (2018). Композиты микробетона для усиления железобетонного каркаса из переработанного заполнителя бетона. J. Comp. Конц. 22, 461–468. DOI: 10.12989 / cac.2018.22.5.461

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Мурали, Г., Индхумати, Т., Картикеян, К., Рамкумар, В. Р. (2018). Анализ усталостного разрушения при изгибе бетона, изготовленного из 100% переработанных и природных заполнителей. J. Comp. Конц. 21, 291–298. DOI: 10.12989 / cac.2018.21.3.291

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Саха, С., Раджасекаран, К. (2016). Механические свойства бетона из переработанного заполнителя, произведенного с использованием портланд-пуццоланового цемента. J. Adv. Конц. Констр. 4, 27–35. DOI: 10.12989 / acc.2016.4.1.027

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Шатарат, Н., Абед А.А., Хасан К. и Абдель Джабер М. (2019). Исследование осевого сжатия железобетонных колонн с использованием переработанного крупного заполнителя и переработанного заполнителя асфальта. J. Constr. Строить. Матер. 217, 384–393. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2019.05.085

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Шатарат Н. К., Катхуда Х. Н., Хьяри К. Х. и Аси И. (2018). Влияние использования переработанного крупного заполнителя и переработанного асфальта на свойства проницаемого бетона. J. Struct. Англ. Мех. 67, 283–290. DOI: 10.12989 / сем.2018.67.3.283

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Табш, С. В., и Абдельфатах, А. С. (2009). Влияние заполнителей вторичного бетона на прочностные свойства бетона. J. Constr. Строить. Матер. 23, 1163–1167. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2008.06.007

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Сяо, Дж. З., Ли, В. Г., и Пун, К. С. (2012). Недавние исследования механических свойств бетона из переработанного заполнителя в Китае — обзор. J. China Technol. 55, 1463–1480. DOI: 10.1007 / s11431-012-4786-89

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Янь Л. Л., Лян Дж. Ф. и Чжао Ю. Г. (2019). Влияние высокой температуры на качество сцепления между стальными стержнями и бетоном из переработанного заполнителя. J. Comp. Конц. 23, 155–160. DOI: 10.12989 / cac.2019.23.3.155

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Ярагал, С. К., Теджа, Д. К., и Шаффи, М. (2016). Исследования характеристик бетона с переработанными крупными заполнителями. J. Adv. Конц. Констр. 4, 263–281. DOI: 10.12989 / acc.2016.4.4.263

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Зега, К. Дж., И Ди Майо, А. А. (2009). Переработанный бетон, изготовленный из различных природных крупных заполнителей, подверженных воздействию высоких температур. J. Constr. Строить. Матер. 23, 2047–2052. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2008.08.017

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Чжу, X. Y., Чен, X. D., Shen, N., Tian, H., Fan, X., и Lu, J.(2018). Механические свойства проницаемого бетона с переработанным заполнителем. J. Adv. Конц. Констр. 21, 623–635. DOI: 10.12989 / cac.2018.21.6.623

CrossRef Полный текст | Google Scholar

Seamaster 300 Seamaster Steel Chronometer Watch 233.30.41.21.01.001

Срок поставки

Время доставки:

Большинство заказов обрабатывается в течение часа после утверждения кредитной карты. Если требуется регулировка ремешка, подождите еще 2–3 рабочих дня для обслуживания часов.Заказы, размещенные после 12:00 EST, могут быть отправлены только на следующий рабочий день. Заказы, размещенные в субботу и воскресенье, будут обработаны на следующий рабочий день. Заказы, размещенные в официальный праздник, будут обработаны на следующий рабочий день. Подпись требуется для всех заказов.

Бесплатная экспресс-доставка на второй день:

Мы хотим, чтобы вы воспользовались своим товаром как можно скорее, поэтому все заказы получат бесплатную экспресс-доставку на второй день, если не указано иное.Заказы, утвержденные с понедельника по пятницу до 12:00 по восточному поясному времени, будут отправлены в тот же день. Заказы, утвержденные после указанного времени, будут обработаны на следующий рабочий день.

Пункты доставки:

OMEGA с радостью отправит вас в 48 смежных штатов, а также в Вашингтон, округ Колумбия, Аляску и Гавайи. Для клиентов из Пуэрто-Рико обращайтесь в местный бутик. Мы не можем отправить товар на абонентские ящики.

Возврат

Удовлетворение потребностей клиентов — наша цель.Если вы не удовлетворены своим продуктом, вы можете вернуть любой изношенный, неповрежденный товар, приобретенный через Интернет на сайте www.omegawatches.com/en-us/, по почте в течение 14 дней с момента доставки для возмещения покупной цены, при условии, что товар оригинальное качество и не было повреждено. Возврат возможен только для заказов, сделанных на www.omegawatches.com/en-us/. Возврат в бутиках не принимается. Серьги являются окончательной продажей и не подлежат возврату или обмену.

Любой заказ, не прошедший проверку качества Службой поддержки клиентов (например,грамм. царапины, изношенные, поврежденные) будут возвращены вам без возврата денег. Любые продукты, которые персонализированы (тисненые, гравированные и т. Д.), Не могут быть отменены после покупки. Мы оставляем за собой право отклонить персонализированные предметы без объяснения причин. Персонализированные изделия, изделия с гравировкой или тиснением не подлежат возврату.

Чтобы запросить возврат, зайдите в свою учетную запись MyOMEGA и распечатайте этикетку возврата. Сообщите нам, почему вы возвращаете свой товар, заполнив анкету на обратной стороне упаковочного листа и вернув его вместе с товаром.Товар должен быть возвращен с коробкой, гарантийными талонами, руководством пользователя, подарками при покупке (если применимо) и любыми дополнительными ссылками, связанными с размером браслета. Чтобы ускорить возврат, вы должны выбрать соответствующий код причины возврата на упаковочном листе. Тщательно упакуйте товар, чтобы не повредить его при транспортировке.

Мы рекомендуем, чтобы все возвраты и обмены отправлялись UPS или FedEx с прикрепленным действующим номером для отслеживания. Мы не несем ответственности за утерянные, украденные, сломанные или поврежденные предметы в процессе возврата.Все возмещения будут произведены в форме первоначального платежа.

Верните посылку на:

Swatch Group (U.S) Inc.
C / O — Omega Ecommerce Division
55 Metro Way, Suite 1
Secaucus, NJ 07094

(PDF) Максимальная прочность стальных балок-колонн при осевом сжатии

длины балки. Если это небольшое значение, которое означает

d \ 1, а Lis — длина балки, то мы имеем следующие соотношения:

занижения

; d, uy

; d, uz ; d, kz; d

L, kz; d

Если на балку-колонну

действует только осевая сжимающая сила, но нет бокового давления, можно принять, что поперечная сила

является малой величиной по сравнению с осевой силой

, то есть Fy; d3Fx.Уравнения (1) — (9), следовательно,

могут быть дополнительно упрощены с учетом предположения о малой деформации

, игнорируя малые члены второго порядка.

Уравнение (1) тогда будет иметь только одну переменную Fx

после упрощения. Фактически, для балки-колонны

только при осевом сжатии, Fx равно осевой сжимающей силе

, P.ux появится только в уравнении (4)

после упрощения. Следовательно, уравнения (1) и

(4) могут быть удалены из набора.Предварительные места Fx и ux

могут быть рассчитаны во время постобработки после решения набора уравнений

Если в качестве внешней нагрузки

используется только осевое сжимающее усилие, упрощенная версия уравнений (1) — (9) будет иметь следующий вид:

ykzPkzP = 0 ð10Þ

z + Fy = 0 11Þ

uz + u0

y = 0 ð12Þ

zkz = 0 ð13Þ

cx (gx, kz) + P = 0 ð14Þ

cz (gx, kz) Mz = 0 ð15Þ

Нелинейный основной закон

В уравнениях (14) и (15) cx и cz — это функции

деформации балки gx и кривизны балки kz.cx и czcal-

вычисляют внутреннюю осевую силу и момент соответственно.

Пусть песок будет источником напряжения и деформации материала. Здесь выводится линейный основной закон, отличный от

, для балки I-образного поперечного сечения

Чтобы упростить задачу, в этом исследовании используется модель материала из стали

, упруго-идеально-пластичная, как показано на рис. 1

. В диапазоне упругости, когда напряжение меньше

, чем предел текучести, линейный закон Гука имеет использовано: s = Ee

, где E — модуль Юнга стали, а также наклон

упругой части напряжения-деформации на Рисунке 1.В диапазоне пластических

tic предполагается, что напряжение остается равным напряжению текучести

, в то время как деформация может продолжать увеличиваться, как видно на участке с нулевым наклоном

на рис. 1.

Закон образования двутаврового поперечного сечения

На рис. 3 показаны характеристики геометрии поперечного сечения

ребра жесткости Т-образного типа с прикрепленной обшивкой (действующей как нижняя полка

), представляющая асимметричное I-образное поперечное сечение

, которое представляет интерес в этой статье.

На рисунке 3 геометрия поперечного сечения балка-колонна

определяется параметрами b, b

, b

, h

и h

Условно поперечное сечение ребра жесткости Т-образного типа

с прикрепленной обшивкой определялось шириной пластины

, толщиной пластины t

, высотой стенки h

, толщина стенки t

ширина фланца b

и толщина фланца t

.Следующие отношения

связывают два набора параметров

b1 = bf, b = tw, b2 = bp, h3 + h4 = hw,

h2 = h3 + tf, h5 = h4 + tp

ð16Þ

. положение нейтральной оси можно легко определить

по b

, t

, h

, t

, b

и t

, чтобы получить h

, h

и h

кзис кривизна балки. Если kz \ 0, деформированная форма балки-колонны

показана на рисунке 4. Верхняя часть

балки-колонны находится в состоянии сжатия, а нижняя часть

может быть растянута.

На диаграмме деформации двутаврового поперечного сечения в

Фиг.3, hyand gy обозначают верхнюю и нижнюю границы

упругой зоны соответственно, то есть там, где упругое напряжение

достигает предела текучести. Упругое напряжение s (y) вычисляется по закону Гука

из упругой деформации e (y), в то время как в пластической зоне

осевое напряжение всегда равно пределу текучести sy.gx

— деформация на центральной / нейтральной оси. Следовательно, если kz.0

s (y) = Ee (y), e (y) = gxkzy,

ey = Esy, hy = gx + ey

, gy = eygx

ð17Þ

Сравнивая h2, h3, h4 и h5 с поперечным сечением hyand gyat a

, можно определить, уступает ли

обшивка, стенка или фланец этого поперечного сечения. Более подробную информацию о диаграмме «напряжение-деформация»

можно найти в

Chen and Lui

and Chen.

Если kz \ 0, то верхняя часть балки-колонны находится в сжатии

, а нижняя часть может быть в расширении

или меньшем сжатии. Уравнение (17) остается в силе, за исключением

, в котором знаки kz и sy будут изменяться.

Если gy.h5 и hy.h2 в случае kz.0, все поперечное сечение

находится в диапазоне упругости. В противном случае внутри поперечного сечения

имеется податливость, которая может быть в фланце ребра жесткости

, стенке ребра жесткости или полке пластины, которая снова

зависит от значений hy, gy, h2, h3, h4 и h5.

Всего существует 15 возможных случаев. Каждый случай имеет разные выражения осевой силы P

и внутреннего момента

M. Например, если gy.h5 и hy.h2

P = ð

h4

h5

Ee (y) b2dy + ð

h4

Ee (y) bdy + ð

Ee (y) b1dy

ð18Þ

Mz = ð

h4

34 h Ee (y) y) b2ydy + ð

h4

Ee (y) bydy + ð

Ee (y) b1ydy

ð19Þ

Выражения Pand M для всех 15 случаев можно найти

в Приложении 1.

Подставляя e (y) уравнения (17) в уравнения

(18) и (19), функции cx (gx, kz) и cz (gx, kz) в уравнениях

(14) и (15) затем можно получить. If kz \ 0,

4Proc IMechE Part M: J Engineering for the Maritime Environment

Влияние бетонного удержания на осевую нагрузку на бетонные стальные трубы

Н. Умамахесвари ¹, С. Арул Джаячандран ²

¹ Депт.гражданского общества, Университет SRM, Каттанкулатур-603 203, район Канчепурам, Тамилнад, Индия

² Департамент гражданского строительства, ИИТ Мадрас, Ченнаи, Тамилнаду, Индия

Для корреспонденции: Н. Умамахесвари, гражданский факультет, Университет SRM, Каттанкулатур-603 203, район Канчепурам, Тамилнад, Индия.

Эл. Почта:

Аннотация

Установлено, что ограничение, обеспечиваемое стальными трубами в стальных трубчатых колоннах, заполненных бетоном (CFT), имеет решающее значение для улучшения структурных свойств таких колонн. Влияние удержания на осевую нагрузку оценивается по результатам испытаний на осевое сжатие, проведенных на двенадцати стальных круглых колоннах холодной штамповки с отношением длины к диаметру, равным 3, и отношением диаметра к толщине в диапазоне от 33 до 63.Восемь колонн заполнены бетоном марки М30. Четыре идентичных столбца оставлены пустыми для сравнения. Теоретические значения осевой нагрузки и степени удержания оцениваются с использованием уравнений, предложенных различными авторами (которые имеются в литературе), и эти значения сравниваются с соответствующими экспериментальными значениями. Результаты показали, что осевая грузоподъемность CFT увеличивается от 2,2 до 5,5 раз, чем у идентичных полых секций, и обнаружено, что ограничение бетонного сердечника на стальных трубах эффективно в колоннах CFT с меньшим соотношением диаметра к толщине и большим вкладом площади стали.

Ключевые слова:
Бетононаполненные трубы, холоднокатаная сталь, осевое сжатие, бетонное ограждение, локальная деформация

Цитируйте эту статью: Н. Умамахесвари, С. Арул Джаячандран, Влияние бетонного ограждения на осевую нагрузку на бетонные стальные трубы, Journal of Civil Engineering Research , Vol.4 № 2А, 2014, стр. 12–16. DOI: 10.5923 / c.jce.201401.03.

1. Введение

Заполненные бетоном Стальные трубчатые (CFT) колонны обладают улучшенными структурными свойствами по сравнению с обычными колоннами благодаря комбинированному действию стальной трубы и стержневого бетона. Ограничивающий эффект бетонного сердечника приводит к трехосному напряженному состоянию бетонного сердечника, что позволяет избежать продольного изгиба стальной трубы и, таким образом, увеличения прочности и устойчивости колонн CFT.Разрушающая нагрузка будет значительно больше, чем сумма разрушающих нагрузок для стали и бетона. Уровень увеличения разрушающей нагрузки CFT, вызванный ограничивающим действием стальной трубы на бетонный сердечник, зависит от таких факторов, как форма поперечного сечения, отношение длины к диаметру, отношение диаметра к толщине или толщина стальной трубы, эксцентриситет нагрузка, прочность бетонного ядра и прочность стали [1]. Шнайдер [2] исследовал четырнадцать коротких колонн CFT, чтобы изучить влияние формы стальной трубы и толщины трубы на осевую прочность на сжатие колонн CFT, и пришел к выводу, что ограничение бетонного сердечника значительно в круглых трубах, чем в квадратных или прямоугольных трубах.Браунс [3] обнаружил, что эффект ограничения существует только при более высоких уровнях стресса. Джакумелис и Лам [4] протестировали пятнадцать круглых колонн CFT, чтобы проверить влияние толщины стальной трубы, связи между стальной трубой и бетонным сердечником и бетонного ограждения на поведение колонн CFT. Предлагается уравнение, чтобы найти конкретный коэффициент улучшения для оценки увеличения прочности колонн CFT. Гарднер и Якобсон [5] заявили, что бетон при трехосных нагрузках имеет большую пропускную способность, и заполнение трубы бетоном должно повысить ее предел прочности, и в этой статье рекомендуется продолжить дальнейшие исследования для определения увеличения прочности бетона за счет трехосное напряженное состояние.Прион и Беме [6] обнаружили, что эффект удержания проявляется только в коротких колонках. Десять испытаний были проведены на образцах CFT с прочностью бетонного ядра от 70 до 92 Н / мм ² и пределом текучести от 250 до 330 Н / мм ². Со и Лью [7] пришли к выводу, что для круглых стальных профилей, заполненных бетоном, осевая прочность колонны увеличивается из-за эффекта ограничения, поскольку бетонный сердечник сдерживается в поперечном направлении окружающей стальной трубой. Gupta et al. [8] показали, что эффект удержания уменьшается с увеличением прочности бетона для меньшего отношения диаметра к глубине.Mander et al. [9] предложили аналитическую модель для расчета прочности на сжатие ограниченного бетона, чтобы включить бетонное ограничение. Прочность на сжатие ограниченного бетона может быть определена с точки зрения неограниченной прочности и эффективного бокового ограничивающего напряжения на бетон применительно к круговой поперечной арматуре.

Несмотря на то, что во всем мире проводится большой объем работ по изучению улучшения структурных свойств колонн CFT, ограничивающий эффект бетонного сердечника требует дополнительных исследований.Эта статья предназначена для исследования увеличения осевой нагрузочной способности круглых бетонных заполненных стальных трубчатых коротких колонн из-за эффекта удержания и сравнения результатов испытаний с теоретическими значениями, полученными с помощью метода, предложенного предыдущими исследователями. Также изучается влияние отношения диаметра к толщине и процентной доли площади стали.

2. Программа испытаний

Допустимая осевая нагрузка полых образцов из холодногнутой стали и колонн CFT (с одинаковым отношением длины к диаметру и разным отношением диаметра к толщине) измеряется с использованием машины для испытаний на сжатие емкостью 3 МН.

Четыре колонны испытаны как голые стальные колонны, а восемь заполнены обычным бетоном (NC) марки M30. Рассматриваемое отношение длины к диаметру (L / D) составляет 3. Отношение диаметра к толщине (D / t) находится в диапазоне от 33 до 63. По результатам испытаний материалов предел текучести (f _y) стали и среднее значение за 28 дней. Прочность на сжатие (f _c) бетона составляет 255 Н / мм ² и 36,7 Н / мм ² соответственно. Детали испытанных круглых колонн показаны в таблице 1.Наблюдается пиковая нагрузка как для полых образцов, так и для образцов колонки CFT.

Таблица 1 . Подробная информация о круглых колоннах

3. Результаты и обсуждение

Анализируются осевые нагрузки CFT и эффект удержания бетонных стержней на стальных трубах разделы.

3.1. Экспериментальная осевая грузоподъемность

На рисунке 1 показано изменение осевой грузоподъемности полых колонн и колонн CFT в зависимости от отношения диаметра к толщине. Увеличение прочности CFT в 2,2-5,5 раза выше, чем у идентичных полых профилей с аналогичным соотношением длины к диаметру. Установлено, что осевая грузоподъемность как полых колонн, так и колонн CFT уменьшается с увеличением отношения диаметра к толщине, тогда как увеличение емкости CFT по сравнению с полыми колоннами увеличивается с увеличением отношения диаметра к толщине.

Рисунок 1 . Изменение допустимой осевой нагрузки полых колонн и колонн CFT

3.2. Оценка осевой нагрузочной способности и эффекта удержания

Допустимая осевая нагрузка CFT и удерживающий эффект бетонного ядра оцениваются с использованием методов проектирования, предложенных различными авторами (соответствующие уравнения доступны в литературе) [4, 8, 9].

3.2.1. Оценка теоретической осевой грузоподъемности

Теоретические значения осевой грузоподъемности (P _theo) CFT получены путем добавления вклада стали и бетона в нагрузки.На рисунке 2 показано изменение экспериментальных значений допустимой осевой нагрузки (P _exp) CFT по сравнению с теоретической оценкой в отношении отношения диаметра к толщине. Оценочные значения консервативны на 27-37%. Отклонение расчетных значений от экспериментальных больше для столбцов CFT с меньшим отношением D / t, что означает, что эффект ограничения более выражен в таких столбцах.

Рисунок 2 . P _exp / P _theo по сравнению с D / t

3.2.2. Оценка осевой грузоподъемности по уравнению, предложенному Мандером и др.

Значения осевой грузоподъемности CFT получены с использованием метода, предложенного Мандером и др., [9], (P _man), который включает ограничение влияние в оценке путем замены безусловной прочности на сжатие прочностью на сжатие ограниченного бетона при расчете вклада бетона. На рисунке 3 показано изменение экспериментальных значений допустимой осевой нагрузки (P _exp) CFT по сравнению с расчетными значениями согласно уравнению, предложенному Mander et al., [9], (P _man) по отношению диаметра к толщине. Оценочные значения консервативны на 19-28%. На рис. 4 показано изменение значений прочности на сжатие замкнутого бетона (f _cc) CFT в зависимости от отношения диаметра к толщине, и обнаружено, что оно уменьшается (на 8,7%) с увеличением отношения диаметра к толщине. Это указывает на то, что на осевую нагрузочную способность колонн CFT с меньшим соотношением D / t влияет эффект удержания бетонного сердечника.

Рисунок 3 . P _exp / P _man по сравнению с D / t

Рисунок 4 . Изменение прочности на сжатие в ограниченном пространстве

3.2.3. Влияние удержания бетона в CFT

На рисунке 5 показано изменение процентного удержания бетона в CFT в зависимости от отношения диаметра к толщине. Эти значения рассчитываются как отношение разницы в испытательном и теоретическом значении допустимой осевой нагрузки к теоретической нагрузке CFT (согласно Gupta et al.), [8]. Было обнаружено, что эти значения уменьшаются (на 36%) с увеличением отношения диаметра к толщине с 33 до 63. На рисунке 6 показано изменение коэффициента усиления бетона (Джакумелис и Лам, Умамахесвари и др.) [4, 10] с по отношению диаметра к толщине. Эти значения уменьшаются (на 26%) с увеличением отношения диаметра к толщине.

Рисунок 5 . Изменение процентного содержания в CFT (w.от r до D / t)

Рисунок 6 . Изменение коэффициента усиления бетона (от w до D / t)

На рисунке 7 показано изменение процентного содержания бетона в CFT по отношению к вкладу площади стали. Установлено, что значения% удержания увеличиваются (на 55%) с увеличением доли площади стали с 6,3 до 11,6. На рисунке 8 показано изменение коэффициента усиления бетона (Giakoumelis and Lam, Umamaheswari et al.) [4, 10] относительно доли площади стали. Эти значения увеличиваются (на 35%) с увеличением доли площади стали с 6,3 до 11,6.

Рисунок 7 . Изменение процентного содержания в CFT (w.r к% As / Ag)

Рисунок 8 . Вариация коэффициента улучшения бетона (w.r до% As / Ag)

В целом можно сделать вывод, что эффект удержания значим в колоннах CFT с меньшим соотношением диаметра к толщине и большей площадью стальной поверхности.

4. Выводы

Образцы холодногнутых стальных круглых колонн (двенадцать номеров) с одинаковым отношением длины к диаметру и с различным отношением диаметра к толщине испытываются до разрушения, и испытанные значения осевой нагрузки сравниваются с расчетными значениями. с использованием методов (предложенных разными авторами), имеющихся в литературе. В ходе этих испытаний были сделаны следующие выводы:

• Допустимая осевая нагрузка уменьшается с увеличением отношения диаметра к толщине как для стальных колонн без покрытия, так и для колонн CFT.Бетонное заполнение увеличивает осевую нагрузочную способность идентичных полых стальных труб от 2,2 до 5,5 раз в зависимости от отношения диаметра к толщине.

• Расчетные значения осевой нагрузки рассматриваемого метода оказались консервативными для всех колонн до 37%. Метод, предложенный Mander et al. [9] включает эффект удержания бетонного ядра, и все же результаты рассматриваемых CFTs консервативны до 28%.

• Обнаружено, что процентное ограничение в CFT и коэффициент улучшения бетона снижается на 36% и 26% соответственно, с увеличением отношения D / t с 33 до 63.Кроме того, обнаружено, что процентное содержание в CFT и коэффициенте улучшения бетона увеличивается на 55% и 35% соответственно, с увеличением доли площади стали с 6,3 до 11,6.

• Общее отклонение расчетных значений осевой нагрузки от экспериментальных значений велико для колонн CFT с более низким соотношением D / t и большей долей площади стали. Отсюда можно сделать вывод, что удержание более эффективно в колоннах со сравнительно более низким отношением D / t и более толстыми трубками.Это требует дальнейшего исследования.

БЛАГОДАРНОСТИ

Авторы выражают благодарность руководству Университета SRM за финансовую поддержку и условия для проведения исследовательской работы.

Каталожные номера

[1]	Шанмугам, Н.Э. и Лакшми, Отчет о состоянии дел о стальных бетонных композитных колоннах, Журнал исследований конструкционной стали , 2001, Vol.57, № 1, 1041-1080.
[2]	Schneider, S.P., Осевые нагруженные бетонные стальные трубы, Journal of Structural Engineering, ASCE , 1998, Vol.124, No. 10, 1125-1138.
[3]	Браунс Дж. Анализ напряженного состояния в стальных колоннах, заполненных бетоном, Journal of Constructional Steel Research , 1999, Vol.49, No. 2, pp. 189–196.
[4]	Джакулмелис Г. и Лам Д., Осевая нагрузка круглых бетонных трубных колонн, Журнал исследований конструкционной стали , 2004, Vol.60, No. 7, pp. 1049-1068.
[5]	Gardner. Дж. И Якобсон. Р., Структурное поведение заполненных бетоном стальных труб », ACI Structures Journal , 1967, том 64, № 7, стр. 404-413.
[6]	Прион Х.Г.Л. и Беме Дж. Поведение стальных труб, заполненных высокопрочным бетоном, с балкой и колонной, Proc. Четвертый международный коллоквиум , SSRC , 1989, NewYork., Стр. 439–449.
[7]	Saw, H.С., и Ричард Лью, JY, Оценка современных методов проектирования композитных колонн в зданиях, Journal of Constructional Steel Research , 2000, Vol 53, No. 2, pp. 121 — 147.
[8]	Гупта, П.К., Сарда, С.М., Кумар, М.С., Экспериментальное и вычислительное исследование заполненных бетоном стальных трубчатых колонн при осевых нагрузках, Journal of Constructional Steel Research , 2007, Vol.63, No. 2, pp. 182–193.
[9]	Mander, J.Б., Пристли М.Дж., Парк Р., Теоретическая модель «напряжение-деформация» для замкнутого бетона, Journal of Structural Engineering , 1988, Vol 114, No 8, 1804-1826.
[10]	Умамахесвари, Н. Как сделать из 1 комнаты сделать 2 комнаты: 12 способов и 25 оригинальных примеров Что такое габионы: Что такое габион? Добавить комментарий Отменить ответ Ваш адрес email не будет опубликован. Обязательные поля помечены * Комментарий * Имя * Email * Сайт Архивы Октябрь 2024 Сентябрь 2021 Август 2021 Июль 2021 Июнь 2021 Май 2021 Апрель 2021 Март 2021 Февраль 2021 Январь 2021 Декабрь 2020 Ноябрь 2020 Октябрь 2020 Сентябрь 2020 Август 2020 Июль 2020 Июнь 2020 Май 2020 Апрель 2020 Март 2020 Февраль 2020 Январь 2020 Декабрь 2019 Ноябрь 2019 Октябрь 2019 Сентябрь 2019 Август 2019 Июль 2019 Июнь 2019 Май 2019 Апрель 2019 Март 2019 Февраль 2019 Январь 2019 Декабрь 2018 Ноябрь 2018 Октябрь 2018 Сентябрь 2018 Август 2018 Июль 2018 Февраль 1971 Январь 1971 Декабрь 1970 Ноябрь 1970 Октябрь 1970 Сентябрь 1970 Июль 1970 Июнь 1970 Май 1970 Апрель 1970 Март 1970 Февраль 1970 Январь 1970 Рубрики Без рубрики Дом Не работает Починить Разное Ремонт Строительство Мета Войти Лента записей Лента комментариев WordPress.org 2024 © Все права защищены.