Tags: бетон и железобетон журнал бетон и железобетон
Year: 2009
Text
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
Издается с апреля 1955 г.
Москва
Издательство
«Ладья»
БЕТОН И ЖЕЛЕЗОБЕТОН
2(557)
Апрель 2009
Учредители:
НИИЖБ, ВНИИжелезобетон
СОДЕРЖАНИЕ
КОНСТРУКЦИИ
ЗАЙЦЕВ Л.Н.I, ИВАНОВ В В., ЗАЙЦЕВА В.Л. Сборно-монолитное
перекрытие с широкополочными ригелями 2
БАБКОВ В В., НЕДОСЕКО И.В., САХИБГАРЕЕВ P.P., МОХОВ В.Н.,
ИВЛЕВ В.А., ДИСТАНОВ РЖ, АМИНОВ Ш.Х., СТРУГОВЕЦ И.Б.
Водопропускные трубы и малопролетные засыпные арочные
мосты на основе сталефибробетона в автодорожном
строительстве 4
СТРОИТЕЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ГАЛУМЯН А.В. Методика выбора опалубки при скоростном
строительстве жилых зданий из монолитного железобетона 6
В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
КЛЕВЦОВ В.А\, КУЗЕВАНОВ Д.В. Вопросы проектирования
конструкции с использованием теории надежности 9
КРИШАН А.Л., ЗАИКИН А.И., КУПФЕР М.С. Определение
разрушающей нагрузки сжатых трубобетонных элементов 13
ТЕОРИЯ
ПОПЕСКО А.И., АНЦЫГИН О.И., ДАЙЛОВ А.А. Модель расчета
железобетонных конструкций с коррозионными повреждениями .. 17
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ОТХОДОВ
СЫЧЕВА А.М., БАБАК Н.А., ДРОБЫШЕВ Д.И., КРИВОКУЛЬСКАЯ А.М.
Особенности получения автоклавного пенобетона по
резательной технологии и утилизация образующихся отходов 20
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
ВОВК А.И. Суперпластификаторы в бетоне: еще раз о
сульфате натрия, наноструктурах и эффективности 23
ЗАРУБЕЖНЫЙ ОПЫТ
МИХАЙЛОВ К.В., ВОЛКОВ Ю.С. Канатная арматура для сложных
сооружений из предварительно напряженного железобетона 25
НАШИ ЮБИЛЯРЫ
К юбилею В.Ф. СТЕПАНОВОЙ 29
НАШЕ НАСЛЕДИЕ
К 100-летию со дня рождения профессора кафедры
“Железобетонные конструкции” МГСУ Э.И. СИГАЛОВА 30
Журнал зарегистрирован в Министерстве печати и информации РФ. Рег. № 01080
© Издательство «Ладья», журнал «Бетон и железобетон», 2009
КОНСТРУКЦИИ
Л.Н. ЗАЙЦЕВ\, канд. техн.наук; В.В. ИВАНОВ, В.Л. ЗАЙЦЕВА, инженеры
СБОРНО-МОНОЛИТНОЕ ПЕРЕКРЫТИЕ С ШИРОКОПОЛОЧНЫМИ РИГЕЛЯМИ
Для современного строительства зданий харак¬
терно применение монолитных железобетонных пе¬
рекрытий с обычной арматурой. Такое решение поз¬
воляет при расчете рассматривать работу плит в
двух направлениях и, при наличии ригелей, совмест¬
ную работу ригеля с плитой. Монолитные перекры¬
тия увеличивают общую жесткость каркаса здания
при действии значительных горизонтальных воздей¬
ствий, включая сейсмические. Анализируя работу
монолитных перекрытий с ребрами, была предложе¬
на разбивка перекрытия на сборные элементы по
линиям, где изгибающие моменты в пролетах близки
к нулю. Стыки в пролете перекрытия расположены
под углом 45° [4].
Железобетонные плиты с ригелями схематично
показаны на рис.1 на примере ячейки перекрытия
каркасного здания 6x9 м. Средние и контурные пли¬
ты перекрытия опираются на консоль колонны через
подрезку в ригелях. В пролете полки ригелей соеди¬
няются с центральной плитой по линиям, в которых
изгибающие моменты Мх,у достигают минимальных
значений, а поперечные силы Qx,y близки к макси¬
мальным значениям. Основные геометрические и
весовые характеристики сборных элементов перек¬
рытия для одной ячейки приведены в таблице.
Рис. 1. План и разрезы перекрытия в ячейке 6x9м
1 - средние плиты; 2 - контурные плиты; 3 - центральная
плита; 4 - колонна
Размеры ячеек в м
6x6 (I)
6x9
9x9 (II)
Наименование плит
Кол-во
плит
Площадь
ячейки,
м2
Масса, т
Кол-во
плит
Площадь
ячейки,
м2
Масса, т
Кол-во
плит
Площадь
ячейки,
м2
Масса, т
Средние
4
13,5
4,5
2
2
13,5
22,3
4,5
7,3
4
22,3
7,3
Контурные
4
7,6
3,0
2
2
7,6
12,3
3.0
5.0
4
12,3
5,0
Центральные
1
9,0
1,8
2
9
1,8
4
9
1,8
Примечания. Нагрузка от собственного веса перекрытия меняется от 3,5 до 3,2 кН/м2.
Нагрузка вертикальная для всех ячеек q с в = 4,0 кН/м2.
НИИЖБом совместно с КТБ был разработан
проект перекрытия из сборных плит с широкопо¬
лочными ригелями для ячеек 6x9 м под полезную
нагрузку 8,0 кН/м2, геометрические размеры образ¬
цов показаны на рис. 1. Также были изготовлены и
испытаны образцы подобных, уменьшенных в 3 ра¬
за, плит и фрагмент двухпролетного перекрытия.
Общая расчетная нагрузка с учетом собственного
веса была равна qp = 8,0 + 4,0= 12,0 кН/м;. Применяли
бетон класса В15, арматуру класса А-Ill. Основное
требование к армированию — это обеспечение рав-
2
нопрочности бетона широкополочных ригелей и
средней плиты.
Расчеты проводились как для отдельных элемен¬
тов, так и для перекрытия в целом на воздействия из¬
гибающих моментов, поперечных сил и крутящих мо¬
ментов при равномерно распределенной нагрузке (qp)
на перекрытие. Несущую способность перекрытия оп¬
ределяли по методу предельного равновесия кинема¬
тическим способом в соответствии с требованиями [1].
Общая несущая способность перекрытий при
равномерно распределенной нагрузке q определя¬
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
лась при различных схемах разрушений. В общем
случае несущая способность перекрытия со сторо¬
нами а (длинная сторона) и b (короткая сторона) при
условии а/b < 2 по схеме разрушения "конверт" [1]
равна:
т _ ^р) (^ult.sp muit
SUP^
ч iiit , 2,« гт > ("■)
Ьр2( Зар - Ьр)
где Эр, Ьр - расчетные длины сторон плиты; mu|t sp, tnult.sup ‘
предельные моменты на 1 пог. м в пролете и на опоре (защемле¬
ние).
Теоретически определенная несущая способ¬
ность перекрытия по формуле (1) для ячейки 6x9 м
равна qTujt = 12,5 кН/м2 > Яр = *2,0 кН/м2.
Расчет конструкций перекрытия по второй группе
предельных состояний (прогибы, раскрытие трещин)
при нормативной нагрузке 8 кН/м2 был проведен в
соответствии с требованиями норм [2].
Для проверки пригодности к эксплуатации перек¬
рытий из предложенных сборных плит с ригелями
были изготовлены и испытаны опытные образцы, а
также фрагменты перекрытий с ячейкой 6x9 м под
расчетную нагрузку. Размеры образцов, указанных
на рис.1, были уменьшены в 3 раза, а сечение арма¬
туры - в 9 раз, с изменением шага армирования. До¬
полнительно был увеличен процент армирования в
пролете ригелей опытных образцов взамен исключе¬
ния из расчета изгибающих моментов на опоре риге¬
лей. При армировании использовалась стержневая
арматура класса А-Ill и проволочная класса Вр-I. Ку-
биковая прочность бетона к моменту испытаний об¬
разцов составляла 20 МПа.
Фрагмент двухпролетного перекрытия, загружен¬
ного системой гидравлических домкратов и распре¬
делительных устройств, показан на рис. 2. Деформа¬
ции замерялись с помощью прогибомеров, индика¬
торов, тензорезисторами сопротивления на бетоне и
на арматуре.
ригеля
1 - железобетонные колонны 40x40 см с консолями; 2 - ригели;
3 - продольная арматура ригеля; 4 - консоль; 5 - монолитная
железобетонная плита с нижним армированием
Разрушение ячейки, загруженной в 24-х точках,
произошло при нагрузке (с учетом собственного веса
и распределительных устройств), равной q=18 кН/м2.
При нормативной нагрузке относительный полный
прогиб в середине центральной плиты, с учетом
деформаций контура, составил для пролета 2 м:
f = 0,92 см, что меньше допустимого значения при
пролете 2 м - 1 см и при пролете 3 м - 1,5 см.
Максимальное раскрытие трещин в перекрытии
составило 0,2 мм , что также меньше допустимого
значения - 0,3 мм. Таким образом, разработанное
перекрытие с ячейкой 6x9 м отвечает требованиям
по прогибам и раскрытию трещин, пригодно для
эксплуатации при заданной равномерно распреде¬
ленной нагрузке q = 8,0 кН/м2.
Отдельно была испытана средняя плита разме¬
ром 1x3 м, подобная средней плите в натуре 3x9 м
(правая часть рис.2).
Загружение плиты, как свободно опертой на кон¬
соли в 8-ми точках, осуществлялось с помощью гид¬
равлического домкрата. По показаниям прогибоме¬
ров, установленных на концах консолей, интенсив¬
ный рост прогибов плиты наступил при усилии домк¬
рата Р=30 кН. Эта нагрузка принята для консолей за
разрушающую. Дальнейшее нагружение проводи¬
лось вплоть до исчерпания несущей способности
консолей от разрушения сжатой зоны вдоль граней
ригеля при нагрузке Р=70 кН. Такое превышение наг¬
рузки может быть объяснено не только упрочнением
арматуры, но и работой сжатого бетона в условиях
двухосного сжатия. О косвенном наличии последне¬
го можно судить по показаниям тензодатчиков, нак¬
леенных на верхней поверхности консолей вдоль
ребра и середине пролета на всю ширину консолей.
Испытание образца средней плиты при загружении
консолей показало ее высокую надежность по проч¬
ности.
Далее были рассчитаны варианты сборно-моно¬
литного перекрытия, где в качестве оставляемой
опалубки используется сборное перекрытие, без
сварных соединений в пролете, описанное выше.
Расчет сборно-монолитного перекрытия с железобе¬
тонной опалубкой типа широкополочных ригелей в
каркасных зданиях проводили в два этапа:
1. Расчет элементов железобетонной опалубки
на трещиностойкость под нагрузкой от свежеуложен-
ного монолитного бетона. При этом подбираются се¬
чения и класс по прочности на сжатие бетона сбор¬
ной части перекрытия, используемой в качестве опа¬
лубки.
2. Расчет монолитной железобетонной плиты
перекрытия с учетом совместной работы монолит¬
ной и сборной частей при надежной обеспеченности
прочности по контактному слою [3].
Общая несущая способность сборно-монолитно-
го перекрытия определяется несущей способностью
широкополочного ригеля. Расчет широкополочных
ригелей производится на усилия от изгибающих и
крутящих моментов и поперечную силу в соответ¬
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
3
ствии с требованиями [2] по двум группам предель¬
ных состояний. При этом плита рассматривается как
неразрезная и опертая по контуру с податливыми
связями на широкополочные ригели.
Ригель с усиленной подрезкой [5] опирается на
консоль колонны и крепится с помощью сварки. Об¬
щая несущая способность сборно-монолитного пе¬
рекрытия зависит от несущей способности широко¬
полочных ригелей.
Армирование монолитной части сборно-моно¬
литного перекрытия определяется расчетом по фор¬
муле (1). Его предлагаемая конструкция предполага¬
ет различные решения для каркасных зданий в зави¬
симости от функционального назначения. Целесооб¬
разно сопоставление и различных видов перекрытий
(монолитных, сборных и сборно-монолитных) на
примере конкретного сооружения. Наибольшее при¬
менение предлагаемое решение может найти в мно¬
гоэтажных зданиях гаражей.
Преимущества данной конструктивной системы
следующие:
1. Отказ от опалубочных работ при устройстве
перекрытия, что ведет не только к экономии матери¬
алов и трудозатрат, но и значительно сокращает сро¬
ки строительства.
2. Конструкция в виде широкополочных ригелей
является по форме сечения (тавр) оптимальной для
железобетонных изгибаемых элементов.
3. Конструкция широкополочных ригелей с
усиленной консолью по внешнему контуру позво¬
ляет расширить полезную площадь этажа и соз¬
дает возможности устройства витражей вдоль зда¬
ния с противопожарными переходами с этажа на
этаж.
Основная проблема снижения веса сборных
элементов, используемых в качестве опалубки, мо¬
жет быть решена при разработке типовых решений
путем придания полкам ребер, применения керам-
зитобетона и уменьшения сечений за счет исполь¬
зования высокопрочных бетонов и создания пред¬
варительного напряжения в арматуре.
Библиографический список
1. Руководство по расчету статически неопределимых железо¬
бетонных конструкций, НИИЖБ. - М.: Стройиздат, 1975.
2. СП-52-101-2003, Бетонные и железобетонные конструкции
без предварительного напряжения арматуры. - М.: ГУП НИИЖБ,
2004.
3. Проектирование сборно-монолитных железобетонных
конструкций (справочное пособие). Залесов А.С., Чистяков Е.А. и
др. - М.: Стройиздат, 1992.
4. Зайцев Л.Н. Исследование трещинообразования деформа¬
ций и несущей способности неразрезных железобетонных плит
Сборник трудов НИИЖБ. - М.: Стройиздат, 1972.
5. Авторское свидетельство №139228 "Арматурный каркас
железобетонной балки", авторы Волынский Б.Н., Довгалюк В.И.,
Иванов В.В., Зайцев Л.Н., от 03 января 1988.
В. В. БАБКОВ, И.В. НЕДОСЕКО доктора техн.наук, P.P. САХИБГАРЕЕВ, В.Н. МОХОВ
кандидаты техн. наук, В.А. ИВЛЕВ, P.LU. ДИСТАНОВ инженеры, (Уфимский
государственный нефтяной технический ун-т); Ш.Х. АМИНОВ, И.Б.СТРУГОВЕЦ,
кандидаты техн.наук (ГУП "Башкиравтодор", Уфа)
ВОДОПРОПУСКНЫЕ ТРУБЫ И МАЛОПРОЛЕТНЫЕ ЗАСЫПНЫЕ АРОЧНЫЕ МОСТЫ
НА ОСНОВЕ СТАЛЕФИБРОБЕТОНА В АВТОДОРОЖНОМ СТРОИТЕЛЬСТВЕ
Сталефибробетон целесообразен для приме¬
нения в конструкциях, работающих на сочетание
изгибающих моментов и продольных сжимающих
сил (случай внецентренного сжатия). При этом рас¬
тянутая от действия изгибающего момента зона
сечения разгружается по уровню напряжений рас¬
тяжения напряжениями обжатия от действия про¬
дольной сжимающей силы. Такими конструкция¬
ми являются водопропускные трубы кольцевого
сечения, арки малопролетных засыпных железо¬
бетонных мостов (пролетом 4-6 м), способные на
автодорогах заменить многоочковые водопропуск¬
ные трубы и балочные малопролетные мосты [1,
2].
Расчеты возможности использования водопро¬
пускных труб в сталефибробетоне выполнены в рам¬
ках СНиП 2.05.03-84* "Мосты и трубы" и СП 52-104-
2006 "Сталефибробетонные конструкции". Жесткие
звенья труб, согласно СНиП, рассчитывались на
действие изгибающих моментов, определяемых по
формуле
М = r2d- р (1 - ц)- 8,
где - средний радиус звена трубы; р - расчетное давление на
звено, принимаемое равным для автодорожных труб
р=1,ЗрУр+1»2рУк; pvp, pvk - соответственно значения верти¬
кальных нормативных давлений грунта насыпи и временной наг¬
рузки; ц - характеристика угла внутреннего трения фунта засып¬
ки; 5 - коэффициент, учитывающий условия опирания звена на
фундамент или фунтовую уплотненную подушку.
Данные расчета сталефибробетонной трубы се¬
чением 1,0x0,16 м на основе бетона-матрицы клас¬
са прочности ВЗО для случая объемной концентра¬
ции фибры nfv=0,015 и трех типов фибры (тип 1 -
Rf=440 МПа; lf/df=45; тип 2 - Rf=440 МПа; lj/dplOO;
тип 3 - Rf=950 МПа; lf/df=100) в виде трех уровней
4
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
несущей способности по изгибающему моменту 1,
2, 3 совместно с зависимостями расчетных изгиба¬
ющих моментов в сечениях от высоты засыпки над
трубой отверстием 1,5 м для автомобильных нагру¬
зок НК-80 и НК-100 представлены на рис. 1.
Высота засьшкп над трубой h, м
Рис. 1 Уровни несущей способности сечения трубы 1,0x0,16 м
для бетона класса ВЗО и трех типов фибры (1, 2, 3) при
|Х^у=0,015 и зависимости расчетного изгибающего момента в
сечениях трубы от автомобильных нагрузок НК-80, НК-100
Данные рис. 1 показывают, что сталефибробе¬
тонная водопропускная труба отверстием 1,5 м при
толщине стенки 0,16 м и использовании фибры типа
1 обеспечивает несущую способность для высоты
засыпки до 6 м, при использовании фибры типов 2 и
3 труба работоспособна при высоте засыпки до 7,5 и
11м соответственно.
Производство колец водопропускных труб и по¬
лукруглых элементов арок из сталефибробетона на
ЗЖБИ ГУП "Башкиравтодор" осуществляется с ис¬
пользованием вертикальной опалубки со съемным
круглым и полукруглым сердечниками. Стадии техно¬
логического процесса включают подготовку опалуб¬
ки, подачу фибробетонной смеси с послойным вибро¬
уплотнением, выдерживание в опалубке от 2,5 до 4 ч,
перемещение изделия с опалубкой в пропарочную
камеру, выемку краном внутреннего сердечника опа¬
лубки, пропаривание изделия во внешней опалубке,
выдерживание с полным распалубпиванием.
Особенности изготовления и эксплуатации до¬
рожных изделий определяют требования к техноло¬
гии и качеству их производства: необходимость ис¬
пользования водоредуцированных бетонных смесей
с достаточной подвижностью, обеспечивающих
быстрый набор прочности, высокие эксплуатацион¬
ные характеристики по водонепроницаемости, моро¬
зостойкости и по качеству поверхности при низкой
технологической "осадке" выдержанного изделия
после выемки внутреннего сердечника опалубки.
Использовались органические и органоминераль¬
ные модификаторы серии "Полипласт": ПФМ-НЛК,
Полипласт-МБ и органический модификатор
Remicrete-SP60 на пол и карбоксил атной основе. Вы¬
пуск изделий осуществлялся на составах с исполь¬
зованием песчано-гравийной смеси, обогащенной
щебнем фракции 5-10 мм, на бездобавочном порт¬
ландцементе ПЦ500-Д0 производства ОАО "Сода"
(г. Стерлитамак) с использованием опалубочной
смазки Blancol.
Проведенные испытания прочностных и эксплуа¬
тационных свойств изделий из модифицированных
бетонов определили оптимальное и рациональное
использование модификаторов. Применение органо¬
минерального модификатора Полипласт-МБ в коли¬
честве 1-1,5% от массы цемента эффективнее до¬
бавки ПФМ-НЛК с точки зрения сокращения расхода
цемента (до 10%) для равнопрочных бетонов и дает
ускорение и прирост прочности в суточном возрасте
после пропаривания до 15-20% при равной марке по
водонепроницаемости (W10-W12). Дополнительным
преимуществом применения модификатора Полип¬
ласт-МБ явилась возможность его введения в сухом
виде через систему специально предусмотренных
дозаторов на БСУ.
Применение модификатора Remicrete-SP60 в до¬
зировке 0,5% от массы цемента для равнопрочных
бетонов эффективнее по показателю экономии це¬
мента, по сравнению с ПФМ-НЛК (до 15%). При этом
обеспечивается более качественная поверхность из¬
делий (категория бетонной поверхности конструкции
улучшается с А6 до А4 по ГОСТ 13015.0 - 2003), дос¬
тигается ускорение набора прочности до 20%, в
сравнении с Полипласт-МБ. К недостаткам следует
отнести короткий период сохранения высокой под¬
вижности бетонной смеси, достаточно высокую стои¬
мость добавки, что, однако, компенсируется достига¬
емой экономией цемента. Для снижения технологи¬
ческой осадки изделия в процессе снятия внутрен¬
ней опалубки до пропаривания наиболее эффектив¬
ными оказались модификаторы Полипласт-МБ и
Remicrete-SP60.
Одним из дополнительных структурно-технологи¬
ческих приемов улучшения адгезионных свойств в
связке "цементная матрица-фибра" и, как следствие,
повышения прочности является создание и исполь¬
зование эффекта преднапряжения твердеющей це¬
ментной матрицы за счет теплового расширения
фибры до окончания схватывания цементной матри¬
цы [1]. Проведенные авторами исследования и рас¬
четы показали, что эффект преднапряжения в ис¬
пользуемом технологическом интервале температур
от 40 до 80°С при твердении позволяет увеличить
прочность бетона на растяжение при изгибе на 1,2-
1,8 МПа, что повышает трещиностойкость изделий
и их эксплуатационную надежность.
Опытные конструкции арок и труб были испы¬
таны на стенде ГУП "БашНИИстрой" (рис. 2). Ре¬
зультаты испытаний подтвердили расчетные уровни
несущей способности конструкций и позволили реа¬
лизовать сталефибробетонные и в смешанном ар¬
мировании водопропускные трубы и арки в дорож¬
ном строительстве Республики Башкортостан.
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
5
Рис. 2 Испытания сталефибробетонных конструкций на испытательном стенде БашНИИстроя
а - трехшарнирная арка пролетом 6 м; б - водопропускная труба с отверстием диаметром 1,5 м
Библиографический список
1 Аминов Ш.Х., Струговец И.Б., Недосеко И.В., Климов В.П.,
Бабков В.В. Водопропускные трубы для автомобильных дорог из
сталефибробетона // Строительные материалы. - 2003. - №10. -
С.21.
2. Бабков В.В., Аминов Ш.Х., Струговец И.Б., Недосеко И.В.,
Мохов В.Н., Дистанов Р.Ш. Сталефибробетонные конструкции в
автодорожном строительстве Республики Башкортостан // Строи¬
тельные материалы. 2006. - №3. - С.50-53.
3. Патент на изобретение № 2303022. Способ изготовления
фиброцементных композиций / Сахибгареев P.P., Бабков В В., Ко-
мохов П.Г., Сахибгареев PP., Кабанец В В., Мохов В.Н., Терехов
И.Г., Салов А С. - Опубл. в Б.И., 2007, №20.
СТРОИТЕЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
А. В. ГАЛУМЯН, инж. (Московский государственный строительный ун-т)
МЕТОДИКА ВЫБОРА ОПАЛУБКИ ПРИ СКОРОСТНОМ СТРОИТЕЛЬСТВЕ ЖИЛЫХ
ЗДАНИЙ ИЗ МОНОЛИТНОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
В настоящее время в России начало развиваться
скоростное строительство жилых зданий из монолит¬
ного железобетона [1]. Говоря “скоростное строитель¬
ство", мы подразумеваем строительство точечного
здания при возведении этажа до 4-х дней площадью
от 700 до 1100 м2 в монолитном исполнении. Такому
быстрому темпу ведения работ способствуют:
- правильный подбор бригад и звеньев;
- применение поточного метода строительства;
- предварительное обучение рабочих современ¬
ным технологиям и методам ведения строительных
работ и т.д.
Кроме того, основой быстрого и качественного вы¬
полнения монолитных железобетонных работ являет¬
ся наличие современной опалубочной системы [2].
Как правило, подбор опалубки для строитель¬
ства объекта производится путем раскладки по ра¬
бочему проекту, исходя из условий работы под од¬
ним краном. Опыт применения системной опалубки
на объектах, возводимых из монолитного железобе¬
тона, показывает, что стоимость комплекта опалубки
под один кран, как правило, на 35-40% выше стои¬
мости крана, с учетом высокой амортизации опалуб¬
ки, которая составляет 20% в год, по сравнению с
амортизацией крана (12%). Следовательно, мини¬
мальное количество опалубки на объекте и макси¬
мальная ее оборачиваемость являются важной за¬
дачей при организации строительства монолитного
здания в скоростном режиме. При оптимальном вы¬
боре количества опалубки для объекта, что во мно¬
гом зависит от схемы устройства монолитных
конструкций, можно добиться значительной эконо¬
мии расходов на опалубку.
Одним из важнейших аспектов в скоростном
строительстве является правильное деление объек¬
та на захватки. При выполнении монолитных железо¬
бетонных работ, как правило, для организации по¬
точного ведения строительства следует основные
конструкции объединить в две группы: устройство
вертикальных и горизонтальных конструкций.
После деления на захватки необходимо выпол¬
нить раскладку опалубки. Опалубливание верти¬
кальных конструкций производится по захваткам, а
горизонтальное - одновременно на 3-4 захватки. Да¬
6
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
лее рассматривается спецификация по всем захват¬
кам для вертикальных конструкций и выбираются
объемы на две максимальные захватки в зимний пе¬
риод времени или же 1,5 захватки в летний период.
Для горизонтальных конструкций выбираются три
максимальные захватки, которые чередуют друг дру¬
га. На основе этих трех захваток подбирается пол¬
ный комплект опалубки перекрытия. Кроме основ¬
ных комплектов, не надо забывать про стойки пере-
опирания, количество которых зависит от следую¬
щих факторов:
1. Время года в планируемые сроки строитель¬
ства
2. Скорость строительства
3. Требуемые промежуточные прочности (R)
при распалубке и устройстве переопирания
4. Тип бетона и наличие химических добавок
5. Применение прогрева и его интенсивность.
Важную роль играет технологический регламент
выполнения опалубочных работ. В связи с этим
предлагается следующий технологический регла¬
мент [2,3], в котором приводится последователь¬
ность работ для установки и разборки опалубки стен:
- разфузки опалубки на объекте, сортировка опа¬
лубки;
- сборка в элементы согласно рабочему проекту
(сборка карты производится один раз и сохраняется
до завершения монолитных работ);
- смазка опалубки (смазку производят не только
на стройплощадке, где складируется и собираются
карты, но и на монтажном горизонте, что дает воз¬
можность сэкономить время);
- маркировка по месту установки на бетоне;
- строповка и установка одной стороны опалубки,
расстроповка опалубки;
- установка пластмассовых конусов и трубок, ус¬
тановка проемообразователей;
- строповка и установка второй стороны опалуб¬
ки, расстроповка опалубки;
- крепление опалубок стяжками и гайками, фикса¬
ция подкосов и опалубок, устройство отсечек торцов,
зашивка щелей мееду опалубкой и конструкциями;
- навешивание подмостей на опалубку (произво¬
дится один раз на весь промежуток строительства);
- выверка опалубки до бетонирования, оконча¬
тельная выверка опалубки после укладки бетонной
смеси.
Что касается разборки опалубки, то здесь надо
принять следующий состав работ:
- снятие крепления опалубки из стяжек и гаек,
высвобождение подкосов, снятие крепления торцов,
отделение щитов от бетонной поверхности;
- перестановка щитов на промежуточную пло¬
щадку (можно произвести непосредственно на мон¬
тажном горизонте для экономии времени);
• очистка щитов (производится на монтажном го¬
ризонте, чтобы сэкономить время и трудоемкость за
счет строповки, расстроповки и подъема груза кра¬
ном);
- смазка щитов, снятие торцевых отсечек (если
они деревянные), снятие проемообразователей,
складирование крепежных элементов, снятие пласт¬
массовых конусов.
Технологические особенности современных сис¬
тем опалубок перекрытий позволяют выбрать систе¬
му с продольными и поперечными балками (типа
“PERIYDOKA”). Для данной системы приводится
последовательность опалубочных и распалубочных
работ:
- разфузка опалубки на объекте, сортировка опа¬
лубки;
- подача элементов опалубки на захватку;
- установка стоек с треногами, крестовинных го¬
ловок (унивилок), продольных балок, промежуточ¬
ных стоек без треног, поперечных балок;
- первичная выверка опалубки;
- настил фанеры (настил палубы из фанеры), ок¬
лейка швов между фанерами;
- установка фиксатора-стойки ПВХ для обеспече¬
ния защитного слоя бетона, установка проемообра¬
зователей;
- устройство отсечек в местах технологических
швов;
- окончательная выверка опалубки.
Распалубку перекрытий следует производить в
следующей технологической последовательности:
- последовательное спускание одного ряда стоек
на 0,10-0,15 м;
- снятие фанеры по ширине указанного ряда и ее
очистка;
- снятие поперечных и продольных балок и их
складирование в кассету;
- снятие со стоек крестовинных головок (уни¬
вилок);
- подпорка железобетонного перекрытия стойка¬
ми;
- повторение предыдущих операций до полной
распалубки;
- подача снятых элементов, стоек с нижнего яру¬
са (стоек со склада) на новую захватку.
Технология выполнения опалубочных работ для
балок, ригелей мало отличается от устройства опа¬
лубки перекрытий. Отличие состоит только в устрой¬
стве обшивки торцов балок.
Необходимо уделить особое внимание установке
лестничных маршей и площадок. В настоящее вре¬
мя часто сталкиваемся с тем, что в строящемся зда¬
нии монтаж (бетонирование) лестничных маршей
отстает от бетонирования основных конструкций на
несколько этажей. Исходя из практики, для опалу¬
бочных работ лестниц устанавливаются следующие
технологические принципы:
- за захватку принимается два лестничных мар¬
ша с двумя лестничными площадками (этот вариант
применяется при строительстве этажа за 2 дня);
- за захватку принимается один лестничный
марш с одной лестничной площадкой (этот вариант
применяется при строительстве этажа за 4 дня);
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
7
- принято, что независимо от сменности и техно¬
логии устройства лестниц за одни сутки укладывает¬
ся бетон на одной захватке;
- приняты две технологии устройства лестниц:
а) устройство лестниц в индивидуальной опалуб¬
ке на проектной отметке;
б) изготовление лестничных маршей в готовой
форме на строительной площадке с последующим
монтажом на проектной отметке и одновременным
бетонированием лестничных площадок сразу после
монтажа маршей вместе с перекрытием. Опыт пока¬
зывает, что при данной технологии изготовления
лестничных маршей ступени получаются значитель¬
но качественнее.
Следует отметить, что технологический регла¬
мент устройства лестниц на проектной отметке соот¬
ветствует регламенту для балок и ригелей и мало от¬
личается от устройства опалубки перекрытий. В дан¬
ном процессе дополнительной работой является
лишь устройство опалубки ступеней, а поддержива¬
ющая система устраивается аналогично перекры¬
тию.
Изготовление лестничных маршей на стенде
производится в форме, которая изготавливается из
ламинированной фанеры или из опалубки стен. До¬
полнительной работой является только единовре¬
менное устройство опалубки ступеней на одной сто¬
роне стеновой опалубки или с двух сторон ламини¬
рованной фанеры, служащей формой.
Далее приведен пример расчета количества сто¬
ек переопирания, где определяется коэффициент
запаса (Кзап), характеризуемый увеличением числа
стоек от имеющихся на этаж, от захватки или исполь¬
зуемых комплектов опалубки.
Требуется определить количество стоек пере¬
опирания при выполнении бетонирования перек¬
рытий. Для расчета необходимы следующие дан¬
ные:
• проектируемые сроки строительства (апрель-
сентябрь);
• средняя температура наружного воздуха
(tHB=15°C);
• максимальная скорость возведения этажа (4
дня);
• тип бетона (В25, цемент - ПЦ400);
• число захваток на этаже (4 захватки);
• количество комплектов опалубки для перекры¬
тия (на 3 захватки);
• бетон в опалубке в соответствии с проектом
производства работ (ППР) выдерживается в течение
2 сут до достижения прочности 40% R28 с дальней¬
шим выдерживанием на стойках переопирания до
70-80% r28;
• при распалубке (снятие фанеры и балок), когда
достигнуты 40% R28. оставляется 100% стоек;
• по достижении 50% R2q стойки можно разре¬
дить вдвое (50%);
• при 60% R28 - ещё вдвое (25%);
• выдерживание на 25%-ном опирании осущес¬
твляется до набора бетоном прочности 70-80% от
проектной.
Скорсти твердения бетона монолитных конструк¬
ций на разных цементах, с дополнительным прогре¬
вом, добавками и т.п. показаны на рис. 1-4.
8
Рис.1 Прогнозируемая кинетика твердения для ПЦ400 при
t=15 ®С
Этажи
10 12 14
11 20 23 24 М 7% ДНИ
Рис.2 Прогнозируемая кинетика твердения для ПЦ400 при
t=15 °С после прогрева
Рис.З Прогнозируемая кинетика твердения для ПЦ500 при
t=15 °С
Этажи
_ 24 Я Я ДНИ
Рис.4 Прогнозируемая кинетика твердения для БТЦ при
t=15 *С
Как видно из рис. 1 прочность бетона в течение
2 сут не достигает 40%R2g, поэтому следует прини¬
мать меры по интенсификации твердения бетона
(прогрев, добавки для ускорения твердения бетона,
повышение активности цемента) [4,5].
Для определения числа стоек вычисляется коэф¬
фициент запаса (Кзап). Он рассчитывается следую¬
щим образом:
Кзап’=( 1 x2+0,5x3,3+0,25x5)/4= 1,23 (от общего
количества стоек на этаж),
где 1, 0,5, 0,25 - коэффициент количества стоек от начального
числа; 2, 3,3, 5 - соответственно дни, в течение которых действу¬
ют эти коэффициенты; 4 - скорость строительства, дн./эт.;
Кзап^ 1,23x4=4,92 (от захватки); Кзапк=4,92/3=1,64 (от суммы
количества стоек в используемых комплектах опалубки).
8
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
Если вместо дополнительного прогрева повы¬
сить активность цемента (ПЦ500), то коэффициент
запаса определяется следующим образом:
1x2+0,5x2,8+0,25х4)/4= 1,1 (от общего
количества стоек на этаж); Кзап’=1,1х4=4,4 (от зах¬
ватки); К,апк=4,4/3=1,47 (от суммы количества стоек
в используемых комплектах опалубки).
А если вместо портландцемента (ПЦ500) исполь¬
зовать быстротвердеющий цемент (БТЦ), то коэф¬
фициент запаса определяется следующим образом:
Kjan^C 1 х 1 +0,5х 1,6+0,25х2,4)/4=0,6 (от обще¬
го количества стоек на этаж); Кзап3=0,6х4=2,4 (от
захватки); 4/3=0,8 (от суммы количества
стоек в используемых комплектах опалубки).
Вывод
Из вышеизложенного видно, что путем сборки
карты и навешивания подмостей один раз, очистки,
смазки и перестановки щитов непосредственно на
монтажном горизонте, путем определения коэффи¬
циента запаса (Кзап) для стоек переопирания воз¬
можно организовать беспрерывный поточный режим
производства, включающий взаимосвязанные меж¬
ду собой технологические операции с целью дости¬
жения минимального количества опалубки и ее вы¬
сокой оборачиваемости в скоростном строитель¬
стве.
Библиографический список
1. Трембицкий С.М., Беккер Л.Н., Кебадэе П.Г. Условия дос¬
тижения высоких темпов и качества строительства зданий из
монолитного железобетона // Бетон и железобетон. - 2008. -
№5.
2. Амбарцумян С.А. "Основы проектирования и производства
опалубочных работ", дисс. докт. техн. наук., Ереван, 1999г.
3. Руководство по конструкциям опалубки и производству опа¬
лубочных работ. - М.: Стройиздат, 1983.
4. Крылов Б.А., Амбарцумян С.А., Звездов А.И. Руководство
по прогреву бетона в монолитных конструкциях, НИИЖБ. - М.:
2005.
5. Руководство по производству бетонных работ в зимних ус¬
ловиях, районах Дальнего Востока, Сибири и Крайнего Севера.
ЦНИИОМТП Госстроя СССР. - М.: Стройиздат, 1982.
В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
В.А. КЛЕВЦОВ , д-р техн.наук, проф., Д.В. КУЗЕВАНОВ, инж. (НИИЖБ)
ВОПРОСЫ ПРОЕКТИРОВАНИЯ КОНСТРУКЦИЙ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ ТЕОРИИ
НАДЕЖНОСТИ
На сегодняшний день расчеты по строительным
нормам практически всех стран ведутся по первой и
второй фуппам предельных состояний полувероятно-
стным методом в детерминированном виде. В исполь¬
зуемой форме записи основных условий прочности и
пригодности к эксплуатации (в левой части, которая
зависит от нагрузок и расчетных схем, и в правой час¬
ти, которая зависит от свойств материалов, напря¬
женного состояния, геометрических размеров и тех¬
нологических особенностей исполнения конструкции)
учитывается изменчивость целого ряда параметров.
Так, например, изменчивость нагрузок учитывается с
помощью коэффициентов надежности по нагрузкам,
принимаемых согласно [1], изменчивость прочности
бетона и арматуры учтена в их расчетных и норматив¬
ных значениях, принимаемых согласно [2], с помощью
соответствующих коэффициентов учитывается из¬
менчивость величины натяжения арматуры, а также
учитывается случайный эксцентриситет приложения
сжимающей силы. Но при всем этом существующие
на сегодняшний момент нормы носят предписываю¬
щий характер и не содержат ни количественных пока¬
зателей безопасности строительного объекта, ни ме¬
тодов ее оценки. Надежность лишь декларируется, но
количественного выражения не обретает. Проекти¬
ровщик, выполнив расчет, так и не имеет строгого
представления о результатах своей работы, о надеж¬
ности и запасах созданной им конструкции.
Использование современных компьютеров и
программных средств позволяет решать большин¬
ство проблем, связанных с огромным объемом и
сложностью вычислительной работы. Примером мо¬
жет являться активное развитие программ инженер¬
ного расчета, основанных на методе конечных эле¬
ментов, в том числе реализация методов вариации
моделей в последних версиях программы LIRA. Од¬
нако вероятностные расчеты как таковые пока оста¬
ются не реализованными, хотя теория таких расче¬
тов разработана достаточно давно. Безусловно, реа¬
лизация и переход на полный вероятностный расчет
вызовет существенные трудности, связанные с оцен¬
кой изменчивости всех факторов, входящих в расчет,
но позволит в будущем при развитии такого подхода
получить объективные критерии оценки комплексной
безопасности и говорить о надежности как о числен¬
но выраженной оценке рисков.
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
9
Дальнейшее развитие вероятностных методов
расчета, переход к использованию прикладной тео¬
рии надежности для расчета железобетонных
конструкций требует решения и уточнения трех ос¬
новных групп задач:
1) Сбор достаточно представительной статис¬
тической информации о нагрузках, расчетных схе¬
мах, прочностных и деформационных характеристи¬
ках материалов, геометрических и других входящих
в расчетные формулы параметров.
2) Анализ достоверности существующего де¬
терминистического аппарата расчета конструкций и
статистическая оценка погрешности расчетных фор¬
мул.
3) Нормирование вероятности безотказной ра¬
боты конструкций в зависимости от их ответствен¬
ности, условий работы, конструктивных особеннос¬
тей и ряда других факторов.
При решении этих задач математический аппа¬
рат теории вероятностей позволяет определять ве¬
роятность наступления или не наступления того или
иного предельного состояния.
Текущее состояние решения указанных задач
следующее:
Первая задача. В настоящее время ЦНИИСКом и
рядом других организаций собран большой факти¬
ческий материал для описания изменчивости и ста¬
тистического обоснования ветровых, снеговых наг¬
рузок, нагрузок от собственного веса и прочих. Ре¬
зультаты этих исследований широко освещены в
публикациях и монографиях, например в [3]. В от¬
дельных работах, проведенных на базе лаборатории
железобетонных конструкций и контроля качества
НИИЖБа [4, 5], показано, что значение фактического
веса конструкций может превышать расчетное с нор¬
мируемым коэффициентом перегрузки для железо¬
бетона у=1.1. Данные были получены на основе ана¬
лиза изменчивости плотности и геометрических раз¬
меров при изготовлении сборных конструкций в за¬
водских условиях. Превышение расчетного веса от¬
мечалось для тонкостенных конструкций. Для основ¬
ных конструкций (колонн, плит перекрытий и стен
толщиной свыше 150 мм) коэффициент перегрузки в
среднем составил 1.09... 1.10, что не превышает нор¬
мируемых величин. Однако практика выполняемых в
последнее время обследований монолитных
конструкций показывает, что контроль за соблюдени¬
ем геометрических размеров основных конструктив¬
ных элементов (особенно толщин плит перекрытий)
несколько снижен, что может привести к превыше¬
нию их расчетного веса.
Значительно меньше данных о статистических
параметрах расчетных схем. Поэтому, как правило,
статистические характеристики усилий (моментов,
нормальных и поперечных сил) отождествляются со
статистическими характеристиками нагрузок. Одна¬
ко это не всегда так. В качестве примера рассмотрим
задачу о распределении усилий в статически неоп¬
ределимых конструкциях.
В обычно используемом при расчете железобе¬
тонных конструкций статическом расчете соотноше¬
ние жесткостей принимается детерминированным и
задается исходя из проектных геометрических раз¬
меров и характеристик материалов. В действитель¬
ности это соотношение является случайной величи¬
ной. В качестве примера на рисунке приведены гра¬
фики, характеризирующие коэффициент вариации
изгибающего момента в заделке П-образной рамы от
детерминированной нагрузки при коэффициенте ва¬
риации жесткости сечения стоек 10% и различном
соотношении жесткости ригеля Bi и стоек В2 Ука¬
занные графики построены на основании решения
статически неопределимой системы и нахождения
вероятностных характеристик функций, выражаю¬
щих это решение. Из рисунка следует, что не учиты¬
ваемая при статическом расчете изменчивость уси¬
лий, обусловленная свойствами конструкций и мате¬
риалов, в отдельных случая может быть весьма зна¬
чительной.
Влияние соотношения жесткостей элементов на изменчи¬
вость коэффициента вариации опорного момента.
1,2,3- вид нагрузки (см. схему)
На сегодняшний день даже при активном разви¬
тии новых расчетных строительных программ учет
возможной изменчивости свойств конструкций не ре¬
ализован. Нерешенность вопроса учета вероятност¬
ных свойств расчетных схем компенсируется тем,
что принятые при проектировании расчетные схемы,
основанные на детерминированном подходе, в боль¬
шинстве случаев имеют допущения, обеспечиваю¬
щие запас при расчете по первой и второй группам
предельных состояний.
Наиболее обширной является статистическая
информация о прочностных свойствах арматуры и
бетона. Наличие этой информации позволило в свое
время перейти от метода расчета по разрушающим
нагрузкам к полувероятностному методу расчета.
Однако следует отметить, что широко известные
данные о статистических характеристиках прочности
бетона базируются в основном на результатах испы¬
таний контрольных образцов кубов, что не всегда от¬
ражает действительные данные о прочности бетона
в конструкциях. Положительным моментом в обеспе¬
чении качества на сегодняшний день является про¬
водимый неразрушающий контроль качества моно¬
литных конструкций.
10
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
Сложность накопления достаточно представи¬
тельных данных о прочности бетона непосредствен¬
но в конструкциях определяется тем, что используе¬
мые для этой цели неразрушающие методы являют¬
ся косвенными. В этом направлении проведено мно¬
го исследований, что позволило разрешить примене¬
ние неразрушающих методов для статистического
контроля прочности бетона [6]. Однако вопрос об
учете погрешности неразрушающих методов про¬
должает оставаться объектом исследований [7].
Вместе с тем в лаборатории железобетонных
конструкций и контроля качества НИИЖБа накопле¬
ны уже достаточно представительные статистичес¬
кие данные о прочности бетона в различных типах
конструкций в современных условиях. Результаты
обработки таких данных пока не опубликованы.
Проведенными исследованиями подтверждены
также известные ранее данные о несоответствии
прочности бетона непосредственно в конструкциях и
контрольных образцах. Это несоответствие касается
как среднего значения прочности, так и коэффициен¬
та изменчивости. Например, по данным испытаний
неразрушающими методами более 100 многопустот¬
ных панелей и ребристых плит, средняя прочность
бетона непосредственно в конструкции составляла
от 80 до 110% прочности бетона в кубах [7]. Таким
образом, использование известных статистических
характеристик (включая законы распределения по¬
лученных на основании результатов испытаний об¬
разцов: кубов, призм, восьмерок, балочек) вносит
некоторую погрешность в определение фактической
надежности. Причем, исходя из сегодняшнего уров¬
ня знаний, не всегда возможно оценить степень вли¬
яния этой погрешности. Вопрос внутренней изменчи¬
вости прочности бетона по высоте и сечению
конструкции до конца еще не решен, и во многих ис¬
следованиях внутренняя изменчивость прочности
бетона отождествляется с "внешней" изменчивостью
прочности контрольных образцов.
Помимо случайной изменчивости, существуют
систематические изменения прочности бетона в пре¬
делах конструкций. Наличие такого изменения давно
известно для конструкций вертикального формова¬
ния, что учитывается при проектировании соответ¬
ствующими коэффициентами условий работы [2].
Согласно проведенным экспериментальным иссле¬
дованиям [8], среднее снижение прочности бетона в
верхних частях колонн, бетонируемых вертикально,
оценивалось как 10...12%.
В последнее время при контроле прочности на
строительных объектах в вертикальных конструкциях
из высокопрочных бетонов выявлены случаи пони¬
женной прочности поверхностных слоев на глубину
до 5 см, что свидетельствует о случайной или законо¬
мерной изменчивости прочности по сечению. Оконча¬
тельные причины на сегодняшний день не уставлены,
методика учета этого явления пока не разработана.
Таким образом, переход к вероятностным мето¬
дам требует проведения дальнейших исследований
влияния конструктивных и технологических факто¬
ров на различие прочности бетона конструкций и
контрольных образцов. Кроме того, чтобы прогнози¬
ровать изменение надежности со временем необхо¬
димо получить и выполнить обобщение данных об
изменении во времени свойств бетона и арматуры с
учетом условий эксплуатации.
Из числа вопросов, подлежащих изучению при
решении первой задачи, пока не полностью изучены
те из них, что связаны с расчетными схемами, дан¬
ными о прочности и деформативности бетона непос¬
редственно в конструкциях и об изменении свойств
конструкций со временем.
Вторая задача заключается в анализе достовер¬
ности существующего детерминистического аппара¬
та расчета и статистической оценке погрешности
расчетных формул.
Такая работа велась и ведется постоянно. Однако
все эти исследования, как правило, проводились и
проводятся в детерминистической постановке. Иссле¬
дование надежности расчетных формул в НИИЖБе
проводились достаточно давно. Одна из первых пол¬
ноценных работ по анализу отклонений фактической
несущей способности от расчетной с последующей
оценкой влияния этих отклонений на точность и на¬
дежность расчетных формул, действовавших на тот
момент методик расчета изгибаемых и сжатых эле¬
ментов, изложена И.Г. Корсунцевым в [9].
В работе отмечено, что несущая способность
центрально и внецентренно сжатых элементов удов¬
летворительно описывается нормальным законом
распределения, отличаясь от него незначительными
ассиметрией и эксцессом. Под надежностью расчет¬
ных формул, исследуемых в работе [9] и последую¬
щих, понималась математическая вероятность того,
что фактическая несущая способность окажется вы¬
ше несущей способности, определяемой по нормам
проектирования. Причем анализ проводился с ис¬
пользованием понятия "начальная надежность", под
которой понимается вероятность безотказной рабо¬
ты без учета фактора времени, т.е. без учета измене¬
ния свойств материалов во времени, принимая наг¬
рузки детерминированными.
Проведенные исследования позволили оценить
надежность расчетных формул для наиболее прос¬
тых случаев расчета - расчета нормальных сечений
изгибаемых и сжатых элементов. Данные, получен¬
ные в исследовании, показали, что в диапазоне при¬
менения основных формул определения несущей
способности элементы, рассчитанные по ним, не¬
равнопрочны и неравнонадежны. Относительно наи¬
менее надежны изгибаемые и внецентренно сжатые
с большим эксцентриситетом элементы. Были также
отмечены случаи снижения надежности таких эле¬
ментов ниже нормируемой. В колоннах с полностью
сжатым сечением, наоборот, выявлены значитель¬
ные резервы прочности и предложены корректирую¬
щие коэффициенты для расчетных формул и проч¬
ности материалов.
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
11
За последние годы был выполнен большой объ¬
ем исследований действительной работы конструк¬
ций в составе зданий и сооружений. В результате
удалось сблизить расчетные схемы с действитель¬
ными схемами работы конструкций. Однако все эти
исследования проводились, как правило, в детерми¬
нистической постановке, и введение тех или иных
эмпирических коэффициентов существенно затруд¬
няет оценку надежности скорректированных формул
и результатов таких исследований.
Последующего уточнения данных И.Г. Корсунцева
по исследованию надежности формул несущей спо¬
собности сжатых железобетонных элементов, осно¬
ванных на экспериментальных данных и расчетных
методиках норм СНиП II.B.I-62*, в известной нам лите¬
ратуре не встречено. В отдельных работах [10, 11]
рассматривалась "начальная надежность" сечений,
определяемая по СНиП 2.03.01-84* и СП 52-101-2003.
Но не учитывались ни статистическое отклонение
расчетных методик от экспериментальных данных, ни
уточнялись статистические характеристики материа¬
лов и сечений. Как правило, принимались характерис¬
тики с нормируемой изменчивостью.
Такой же подход к оценке "начальной надежности"
применяется и по настоящее время у многих исследо¬
вателей для анализа точности и надежности расчет¬
ных методик норм тех или иных стран.
Третья задача - нормирование надежности. Од¬
ной из наиболее сложных проблем вероятностного
расчета является установление величины требуемо¬
го уровня надежности для бетонных и железобетон¬
ных конструкций в числовом выражении (0,95; 0,99;
0,999; 0,9999 и т.д.). Уровень надежности различных
конструкций не одинаков, да и не должен таковым
являться. Надежность должна определяться ответ¬
ственностью конструкций, размерами материально¬
го и нематериального ущерба. Вряд ли можно согла¬
ситься с имеющимися предложениями об отождес¬
твлении требуемой вероятности безотказной работы
с обеспеченностью расчетных сопротивлений стали
и бетона.
Более проработан вопрос нормирования надеж¬
ности с экономической ответственностью. Имеются
различные предложения по использованию приклад¬
ной теории надежности при проектировании
конструкций с экономической ответственностью
(например, для сборных железобетонных плит авто¬
мобильных дорог). Вопрос нормирования надежнос¬
ти конструкций с неэкономической ответственностью
(вероятность гибели лкщей) гораздо более сложный
и в полной мере до сих пор не решенный. Существу¬
ющая практика по этому вопросу в большей мере ос¬
новывается на опыте предыдущего строительства.
В последнее время усилились стремления ре¬
шать проблемы надежности в технике научными ме¬
тодами, так как с быстрым развитием строительства
возникают новые проблемы безопасности, при кото¬
рых механизм накопления опыта уже не работает.
Для его накопления требуется время, а с ускорением
технического прогресса растет опасность, что при
неправильных оценках возможны громадные потери
(прогрессирующее обрушение высотных зданий).
Несмотря на недоработанность многих вопросов
уже есть попытки использования вероятностного
подхода при проектировании [14]. Последователь¬
ность расчета при этом представляется следующей:
условия прочности, регламентируемые нормами,
рассматриваются как функции случайных аргумен¬
тов. Так как вероятностные характеристики аргумен¬
тов (изменчивость прочности бетона, арматуры, гео¬
метрических размеров) являются известными, зада¬
ча сводится к определению вероятностных характе¬
ристик и закона распределения функции (изгибаю¬
щего момента, нормальной или поперечной силы,
воспринимаемой сечением). Надежность определя¬
ется сопоставлением полученных распределений
усилий и нагрузок. В частном случае может прини¬
маться детерминированная величина нагрузки с оп¬
ределенной обеспеченностью. Однако такой подход
поддерживается не всеми специалистами, считаю¬
щими, что при расчетах надежности следует рас¬
сматривать модели случайных процессов с учетом
изменения во времени свойств конструкции и нагру¬
зок. Для использования такого подхода пока не соб¬
раны необходимые данные.
В то же время существует область, где приклад¬
ная теория надежности уже получила широкое при¬
менение, в том числе на уровне нормативных доку¬
ментов. Эта область - нормирование отклонений
при статистических методах контроля качества. Об¬
щий подход при установлении допустимых отклоне¬
ний заключается в том, что начальная надежность
конструкций не должна быть ниже заданной величи¬
ны при любом неблагоприятном сочетании парамет¬
ров, определяющих несущую способность. С ис¬
пользованием этого принципа были вычислены ко¬
эффициенты требуемой прочности бетона для стан¬
дарта на статистический контроль этого параметра
по ГОСТ 18105-86, установлены допускаемые откло¬
нения на толщину защитного слоя бетона [12] и гео¬
метрические размеры сечений железобетонных
конструкций [5]. Кроме того показана возможность
снижения материалоемкости при обеспечении га¬
рантированного уровня качества производства [13].
Библиографический список
1. СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия.
2. СП 52-101-2003 Бетонные и железобетонные конструкции без
предварительного напряжения арматуры.
3. Кикин А.И., Васильев А.А., Ко шути н Б.Н. Повышение дол¬
говечности металлических конструкций промышленных зданий.
Стройздат, 1984.
4. Коревицкая М.Г., Лапенис Т.Ю. Анализ геометрической точ¬
ности изготовления и установления допускаемых отклонений на
размеры железобетонных изделий. Сборник НИИЖБ Исследова¬
ние влияния качества изготовления, монтажа и эксплуатации же¬
лезобетонных конструкций на их несущую способность. - М.:
1986.
5. Клевцов В.А. Определение допускаемых отклонений разме¬
ров изделий // Бетон и железобетон. - №11. - 1981.
12
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
6. Клевцов В.А. Петков В. Статистический контроль прочности
бетона по результатам неразрушающих испытаний. "Неразрушаю¬
щие испытания в строительстве", Бухарест, 1986.
7. Клевцов В.А. Статистическая оценка прочности бетона при
испытании неразрушающими методами. Сборник НИИЖБ Исследо¬
вание влияния качества изготовления, монтажа и эксплуатации же¬
лезобетонных конструкций на их несущую способность. - М.: 1986.
8. Салаи К. К расчету прочности центрально и внецентренно
сжатых коротких элементов. Сб. экспериментально-теоретических
исследований железобетонных конструкций, под. ред. А А Гвозде¬
ва, М.: 1963.
9. Корсунцев И.Г. Анализ надежности основных формул расче¬
та прочности железобетонных конструкций на основе эксперимен¬
тальных данных. Дисс. к.т.н. - М.: 1966.
10. Райзер В.Д. Теория надежности в строительном проектиро¬
вании. - М.: АСВ, 1998.
11. Краковский М.Б., Долганов А.И. Надежность формул для
расчета прочности железобетонных элементов/Новые экспери¬
ментальные исследования и методы расчета железобетонных
конструкций. - М.: НИИЖБ, 1989.
12. Клевцов В.А., Коревицкая М.Г. Установление допуска¬
емых отклонений толщины защитного слоя железобетонных
изгибаемых элементов // Бетон и железобетон. - №10. -
1973.
13. Клевцов В.А., Вапшис А.П. Снижение материалоемкости
при проектировании железобетонных конструкций за счет повы¬
шения качества их изготовления и монтажа. "Повышение эффек¬
тивности и качества бетона и железобетона" - М.: Стройиздат
1983.
14. Краковский М.Б., Шапиро А.В. Вероятностный расчет под-
колонников типовых монолитных фундаментов // Бетон и железо¬
бетон. - №11. - 1986.
А.Л. КРИШАН, А.И. ЗАИКИН кандидаты техн. наук, М.С. КУПФЕР, инж.
(Магнитогорский государственный технический ун-т)
ОПРЕДЕЛЕНИЕ РАЗРУШАЮЩЕЙ НАГРУЗКИ СЖАТЫХ ТРУБОБЕТОННЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ
Устойчивая тенденция к строительству высотных
зданий предполагает применение эффективных, эко¬
номичных и безопасных в эксплуатации вертикальных
несущих конструкций. Этим требованиям в наилуч¬
шей степени отвечают сталетрубобетонные колонны.
Широкое применение трубобетонных конструк¬
ций сдерживается отсутствием нормативных доку¬
ментов по их проектированию и расчету. Несмотря на
весьма обстоятельные исследования в этой области,
надо признать, что до сих пор нет надежной и прием¬
лемой для практического использования расчетной
модели трубобетонного сечения в предельном состо¬
янии, адекватно отражающей его специфические
особенности. Это и неудивительно, принимая во вни¬
мание серьезные и многочисленные трудности, обус¬
ловленные сложностью самой системы "ядро - обо¬
лочка", работающей в условиях объемного сжатия, и
сложностью описания процессов перераспределения
усилий между компонентами системы в этих услови¬
ях. В этой связи можно полагать, что дальнейшие ис¬
следования в этой области необходимы, полезны и
перспективны. В данной статье излагаются результа¬
ты теоретической оценки величины разрушающей
нагрузки для коротких трубобетонных элементов
(ТБЭ) при кратковременном действии осевой сжима¬
ющей нагрузки. Следует сразу же заметить, что с чис¬
то практической стороны величина разрушающей
нагрузки для таких элементов не представляет осо¬
бого интереса, так как продольные деформации пе¬
ред разрушением слишком велики (более 8...15 %),
что совершенно недопустимо для вертикальных не¬
сущих конструкций. Однако лишь на основе методики
определения разрушающей нагрузки можно устано¬
вить с необходимой обеспеченностью допустимые (в
смысле деформаций) значения нагрузок, что очень
важно при проектировании высотных зданий.
Абсолютное большинство предложений по опре¬
делению разрушающих нагрузок носит чисто эмпи¬
рический характер и в силу этого имеют ограничения
на диапазоны их применения. Теоретический путь
решения этой задачи был предложен А.А. Гвозде¬
вым [1]. Трубобетонный элемент рассматривался в
предельном состоянии, когда оба компонента систе¬
мы (бетонное ядро и стальная оболочка) исчерпали
свои прочностные свойства, т.е. механизм разруше¬
ния задавался, и для решения задачи достаточно
только уравнений равновесия. Такой подход предпо¬
лагает, что величина разрушающей нагрузки прямым
образом не связана с условиями деформаций и за¬
висит лишь от предельных условий для бетона и ста¬
ли. Предложенная А.А. Гвоздевым зависимость в
современных обозначениях может быть записана
так
N = AbRb + 2AsRs, (1)
где Rb* Rs- расчетные сопротивления осевому сжатию бетона и
стали; Ль и As - площади поперечных сечений бетонного ядра и
стальной оболочки.
При выводе уравнения (1) для определения
прочности бетона в обойме использовалась извест¬
ная формула
Rb3 = Rb+k<Jbr (2)
где <7£г - боковое давление по поверхности контакта трубы с бе¬
тоном; к - коэффициент бокового давления, принятый здесь пос¬
тоянным и равным 4.
Для обоймы принималось условие текучести
Генки-Мизеса плосконапряженного состояния и диа¬
пазон применения формулы (1) ограничивался тон¬
костенными трубами (S/D < 0,025). Между тем, в
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
13
практике довольно часто используют и толстостен¬
ные трубы, особенно при D < 325 мм.
Сопоставление экспериментальных данных раз¬
личных авторов с теоретическими величинами раз¬
рушающих нагрузок, вычисленными по формуле (1),
показывает, что в ряде случаев имеются существен¬
ные расхождения. Отмеченные обстоятельства сви¬
детельствуют, что (1) нуждается в корректировке, и
попытка в этом направлении излагается в данной
статье.
Приняв за основу те же теоретические постулаты,
что и в [1] и используя современные знания о работе
бетона в условиях объемного сжатия, прежде всего
получим новое выражение для определения разру¬
шающей нагрузки центрально сжатого ТБЭ. Значение
коэффициента к в (2) сейчас принято назначать пе¬
ременным в интервале 3...6 в зависимости от уровня
обжатия т = crbr/Rbj и прочности бетона Rb. Следу¬
ет заметить, что перед разрушением ТБЭ величина
бокового давления аЬг может достигать 10...20 МПа,
поэтому даже незначительные неточности в опреде¬
лении к могут привести к существенным ошибкам в
оценке величины разрушающей нагрузки.
Достаточно строго теоретически обоснованное
выражение для определения коэффициента боково¬
го давления (КБД) выведено Н.И. Карпенко [2]. В
частности, для плотных бетонов им предложена
дробная функция вида
1 + а + am
к ~ b + ( 1 - Ь)т ’ (3)
или ее упрощенный вариант
1
ко =■
(4)
0,1 + 0,9 т
В формуле (3) а и b - константы материала, определяемые
опытным путем.
Величины КБД, получаемые по (3) или (4), за¬
висят главным образом от уровня обжатия бетона
т = <jbr/Rb y Вместе с тем, в ряде других исследова¬
ний, например, в [3], отмечалось заметное влияние и
прочности бетона на величину КБД в условиях объем¬
ного сжатия. Так, по многочисленным опытным дан¬
ным, для бетонов повышенной прочности, при прочи>
равных условиях, значение КБД примерно на единицу
меньше, чем для бетонов низкой и средней прочнос¬
ти. В современных условиях, при широком примене¬
нии высокопрочных бетонов, это обстоятельство ста¬
новится особенно важным. Следовательно, при опре¬
делении КБД по (3) необходимо устанавливать коэф¬
фициенты материала практически для каждой конк¬
ретной прочности бетона, а в формуле (4) отмеченное
выше обстоятельство вовсе не учитывается.
Предлагается, приняв за основу выражение (4)
для нахождения КБД, включить в него поправку, учи¬
тывающую влияние прочности бетона
Ак = 2,9 - ln/?ic,
в которой значение Rbc принимается в МПа.
(5)
Выражение (5) получено на основании статисти¬
ческой обработки достаточно большого числа экспе¬
риментальных данных (рассмотрены результаты 56
опытов) и справедливо для всех практически исполь¬
зуемых классов бетона по прочности на сжатие. Тог¬
да формула для определения КБД приобретает вид
1
0,1 + 0,9 т
+ Ак.
(6)
Необходимо отметить, что для ТБЭ круглого или
кольцевого сечения основой для назначения расчет¬
ного сопротивление бетона осевому сжатию должна
служить не призменная Rb, а цилиндрическая Rbc
прочность. Для связи между ними существует целый
ряд зависимостей, например, предложенный в [4]
Rbc = 0,5yc^7tRb, (7)
где ус - коэффициент, учитывающий масштабный фактор.
Работу внешней стальной оболочки рассмотрим
с учетом ее объемного напряженного состояния. По
условию Генки-Мизеса, изменение напряжений в
стальной оболочке в состоянии ее текучести связано
зависимостью
(<V“ asrY + (°ST~ asr)2+ (°sr- OsyY = 2Rs2< (8)
где (T^, gsx , Gsr - нормальные (главные) напряжения в трубе в
продольном, тангенциальном и радиальном направлениях.
Напряжение asy, выраженное из (8) через ос¬
тальные компоненты, равно
(9)
Учитывая известное решение Ляме по распреде¬
лению напряжений в стенке полого цилиндра от
действия на него радиального давления, можно с не¬
большим упрощением, но достаточной для практики
точностью записать, что средняя по толщине стенки
стальной трубы величина <rsr определяется по фор¬
муле
1
Gsr —~Gbr
(Ю)
где <Jbr - величина радиального (бокового) давления по контакту
трубы с бетоном.
Распределение тангенциальных напряжений сг5Г
по толщине стенки без особой погрешности можно
принять равномерным, т.е.
R
°sT=-°bn (11)
d
где R - внутренний радиус трубы; S - толщина стенки трубы.
14
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
Подставляя (10) и (11) в (9) и учитывая, что
R/2S = AfjAs, после некоторых преобразований по¬
лучим
sj
тогда окончательное выражение для определения
разрушающей нагрузки короткого центрально сжато¬
го ТБЭ примет вид
Полное продольное усилие в коротком централь¬
но сжатом ТБЭ на любой стадии его работы опреде¬
ляется, как сумма вкладов компонентов системы
"бетонное ядро - стальная оболочка"
N = Ab(Rb + k0abr) + (AJ6-Ab)abr +
+ AAsRsy-(3 Ab2 + AbAs + A2!\2)abr2. (13)
Величину бокового давления аЬг, отвечающую
значению разрушающей нагрузки, найдем из уравне¬
ния
dN
-—=0. (14)
d°br
Решив уравнение (14) и отбросив близкие к нулю
слагаемые, получим выражение для бокового давле¬
ния в стадии, предшествующей разрушению
mAJi.
г ■ 05)
уппг2 + п2
в котором п = ЪАЬ + AfjAs + A2l 12;
m = AJ6 + (к0- 1 )АЬ.
Из-за допущенных упрощений при дифференци¬
ровании выражения (14) формула (15) может давать
значения бокового давления несколько завышенны¬
ми. Проведенный численный анализ показал, что
иногда это завышение достигает 20...30 %. Этот фак¬
тор можно учесть, если в расчетах предусмотреть
процедуру варьирования (последовательного умень¬
шения) бокового давления аЬг от значения, опреде¬
ленного по (15) в заданном интервале. Критерием
для нахождения искомого значения аЬг при этом бу¬
дет максимальная величина продольного усилия N,
вычисляемая по (13).
Естественно, можно сразу находить значение бо¬
кового давления в предельном состоянии именно та¬
ким путем. Однако результатом этого пути будет
только численное решение задачи, без получения
аналитических выражений для соответствующих па¬
раметров, определяющих разрушающую нагрузку
ТБЭ. Для теоретического анализа напряженно-де¬
формированного состояния конструкций и последу¬
ющего сопоставления расчетных данных с экспери¬
ментальными значениями эти выражения представ¬
ляют определенный интерес.
Введем коэффициент, учитывающий долю соп¬
ротивления стальной оболочки усилиям от внешних
нагрузок в продольном направлении
N = Ab(Rb + kj<Jbr) +а^Л-
(16)
Результаты сопоставления теоретических значений
разрушающих нагрузок сжатых трубобетонных элементов с
экспериментальными данными
Авторы
Собст¬
венные
иссле¬
дования
Сторо¬
женко
Л.И.
Людко-
вский
И.Г.,
Несте-
рович
А.П.
Геометрические и
конструктивные
параметры трубобетонных
элементов
стальная обойма
на¬
руж¬
ный
диа¬
метр,
мм
115
115
159
159
159
159
159
219
219
93
93
93
106
106
106
125
125
125
125
159
219
273
325
426
630
630
630
630
630
820
1020
тол¬
щина
стен¬
ки,
мм
4.5
4.5
3.0
6.0
1.5
3.0
6.0
8,0
8,0
2.5
3.0
3.5
4.0
4.0
4.0
1.18
3.8
0,8
1,84
5,2
6.0
7,0
9.8
7.8
7,0
7.9
10,2
11,6
7.9
8,93
13,3
пре¬
дел
теку¬
чести,
МПа
240
240
270
270
270
270
270
290
290
360
360
360
300
300
300
310
310
310
310
310
336
315
440
370
291
300
308
288
300
347
303
бе¬
тон¬
ное
ядро
проч¬
ность
конт¬
роль¬
ных
призм,
МПа
35.0
49.0
24,3
28,5
41.0
39.0
39.0
28.1
42,2
28,0
28.7
28.7
19.0
23.0
26.0
11.7
17.0
19.0
19.0
25.0
25.0
25.0
25.0
25.0
36.0
36.0
39,4
46.0
72.0
45.0
29.0
Значения
разрушающих
нагрузок
тео-
ре-
тичес-
кая,
77?
и -
кН
N
1026
1211
1212
1823
1266
1571
2122
3456
4200
631
702
764
727
798
846
398
863
454
638
1727
3069
4365
8146
9514
1793
1901
2244
2500
2884
3618
4311
опыт¬
ная,
(С
кН
1100
1190
1370
2027
1308
1475
2170
3875
4202
680
760
820
850
860
870
450
1000
550
660
2060
2680
3900
7610
7960
1666
1720
2109
2500
2870
3376
4383
А/ЦР
N
Th
1,07
0,98
1,13
1,11
1,03
0,94
1,02
1,12
1,00
1,08
1,08
1.07
1,17
1.08
1.03
1,13
1,16
1,21
1.04
1,19
0,87
0,89
0,93
0,84
0,93
0,91
0,94
1,00
0,99
0,93
1,02
Таким образом, сохраняя структуру и физичес¬
кий смысл слагаемых формулы (1), получено выра¬
жение (16), более полно учитывающее особенности
напряженного состояния ТБЭ. Причем следует заме¬
тить, что в зависимости от конструктивных геометри-
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
15
ческих параметров величина коэффициента as в
(16) может изменяться в достаточно широком диапа¬
зоне, но чаще находится в интервале от 0,1 до 0,5.
В таблице приведено сопоставление опытных
величин разрушающих нагрузок для центрально
сжатых ТБЭ из опытов авторов статьи и других ис¬
следователей [5,6] и теоретических, полученных с
использованием формул (6) и (16). При вычислении
теоретических величин разрушающих нагрузок на
ЭВМ начальное значение коэффициента бокового
давления к0 задавалось, а в процессе расчета оно
уточнялось.
Средние арифметические значения отклонений
экспериментальных предельных нагрузок от теоре¬
тических составили, по данным собственных иссле¬
дований, + 4%, поданным исследований Л.И. Сторо¬
женко, + 5%, по результатам опытов И.Г. Людковско-
го и А.П. Нестеровича, - 4 %.
Отмечаемое в ряде случаев некоторое расхож¬
дение между значениями фактических и расчетных
разрушающих нагрузок может быть объяснено двумя
основными причинами. Завышение эксперименталь¬
ных данных для отдельных образцов до 21% обус¬
ловливается холсщнодеформируемым "упрочнени¬
ем" металла внешней обоймы за площадкой теку¬
чести. Вследствие очень больших деформаций
стальных труб к моменту разрушения элементов та¬
кое явление весьма вероятно. С другой стороны, пе¬
ред разрушением конструкций часто наблюдается
нарушение сцепления между бетоном и стальной
обоймой. В результате происходит местная потеря
устойчивости стенок обоймы и разрушение бетонно¬
го ядра в этом месте. При таком варианте разруше¬
ния теоретическое значение разрушающей нагрузки
может оказаться выше экспериментального. Нако¬
нец, для трубобетонных элементов больших диамет¬
ров нельзя исключать возможность разрушения от
среза бетонного ядра. Соответствующий расчет мо¬
жет быть выполнен по методике, предложенной в [6].
В целом же, результаты проведенного сопостав¬
ления свидетельствуют о хорошем совпадении тео¬
ретических данных с опытными. Таким образом, по¬
лучена методика расчета прочности сжатых трубобе¬
тонных элементов, базирующаяся на четких теорети¬
ческих постулатах.
Библиографический список
1. Г воздев А.А. Определение величины разрушающей нагрузки
для статически неопределимых систем // Проект и стандарт. -
1934.-№ 8.-С. 12-16.
2. Карпенко Н.И. Общие модели механики железобетона.- М.:
Стройиздат, 1996 - 416 с.
3. Зайцев Ю.В. Моделирование деформаций и прочности бето¬
на методами механики разрушения.- М.: Стройиздат, 1982. - 196 с.
4. Рудаков В.Н. Механика и физика прочности сжатой сталет¬
рубобетонной конструкции // Бетон и железобетон - пути развития.
Научн. Тр. 2-й Всероссийской конф. по бетону и железобетону. М.:
НИИЖБ, 2005. - Т. 2. - С. 555-569.
5. Стороженко Л.И. Трубобетонные конструкции. - Киев, Буди-
вельник, 1978. - 80 с.
6. Несторович А.П. Прочность трубобетонных элементов диа¬
метром 500 мм и более при осевом сжатии: Дисс. ... канд. техн.
наук. - М.: 1987. - 236 с.
Комплекс программ SCAB Office
инструментарий инженера-проектировщика
Вычислительный комплекс SCAD является расчетной системой конечноэлементного анализа конструкций и ориентирован на ре¬
шение задач проектирования зданий и сооружений достаточно сложной структуры, где основные трудности представляет определение
напряженно-деформированного состояния конструкции. Комплекс снабжен модулями анализа прочности и подбора сечений элементов
стальных конструкций, а также арматуры в элементах железобетонных конструкций.
проектно-аналитические программы
проектно-конструкторские программы
КАМИН
расч1т и проверка
каменных
и армокаменных
конструкций
КРИСТАЛЛ
Расчет и проверка
элементов стальных
конструкций
АРБАТ
подбор арматуры
и экспертиза
элементов
ж/6 конструкций
монолит
проектирование
монолитных ребристых
перекрытий
КОМЕТА
Расчет
и проектирование уэлоа
стальных конструкций
ФО РУМ
Формирование
укрупненных моделей
Siniciiire CAII
пакет программ для формирования сечений
и расчета их геометрических характеристик
СЕЗАМ
Поиск сечения типа коробка,
двутавр или швеллер,
близкого по характеристикам
«•данному
Конструктор сечений
Формирование произвольных
сечений
и* стальных прокатных
профилей и листов
КОНСУЛ
Формирование сечений,
исходя иэ
теории сплошным стержней
ТОНУС
Формирование сечений,
исходя иэ
теории тонкостенных стержней
I
КРОСС
Расчет коэффициентов
постели фундаментных
плит на упругом основании
ОТКОС
определение коэффициента
эапаса устойчивости
откосов и склонов
ЗАПРОС
Расчет и проверка
элементов
оснований и фундаментов
КУСТ
программа-справочник
для решения
задач механики
КОКОН
Электронный справочник
для определения
коэффициентов
концентрации напряжений
ВК SCAD, программы КРИСТАЛЛ, АРБАТ, ВеСТ, КАМИН, ДЕКОР, КОМЕТА и ЗАПРОС сертифицированы в системе
ГОССТАНДАРТА РОССИИ, а ВК SCAD аттестован и в НТЦ ЯРБ ГОСАТОМНАДЗОРа.
ООО НПФ "СКАД СОФТ", (495) 267-40-76, (499)-940-88-27.
www.scadsoft.ru;scad@scadsoft.ru
16
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
ТЕОРИЯ
А.И. ПОПЕСКО, д-р техн. наук, проф. (ООО ИКФ "АЛЬТЕРНАТИВА);
О. И АНЦЫГИН, канд. техн. наук, доц. (ГОУВПО "СП6ГАСУ");
А.А. ДАЙЛОВ, канд. техн. наук., с.н.с. (26 ЦНИИ Минобороны России)
МОДЕЛЬ РАСЧЕТА ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ С КОРРОЗИОННЫМИ
ПОВРЕЖДЕНИЯМИ
При расчете статически неопределимых конст¬
рукций возникает ряд сложностей из-за перерасп¬
ределения усилий, связанных главным образом с
изменением жесткостей элементов. Железобетон
обладает сильной физической нелинейностью,
обусловленной проявлением неупругих свойств бе¬
тона и арматуры, образованием и развитием сило¬
вых трещин. Даже при малых нагрузках в сечениях
железобетонных элементов проявляется нелиней¬
ная зависимость между напряжениями и деформа¬
циями. С ростом нагрузки элементы конструкции
деформируются, геометрические оси элементов
искривляются, т.е. на каждом этапе нагружения из¬
меняется геометрия, что приводит к изменению со¬
отношения усилий в железобетонной системе. Из¬
менение прогибов элементов конструкции, в пер¬
вую очередь, необходимо оценивать с учетом про¬
явления нелинейных свойств железобетона и тре-
щинообразования.
При расчете конструкций, подвергающихся
внешним воздействиям агрессивных сред, кроме
перечисленных факторов, влияющих на деформа-
тивность их элементов и усложняющих расчет, не¬
обходимо учитывать воздействие агрессивной сре¬
ды на железобетон, которое последовательно при¬
водит к коррозионным повреждениям: разрушению
защитного слоя бетона, уменьшению рабочего се¬
чения арматуры и развитию коррозионных трещин
на поверхности контакта стальной арматуры и бе¬
тона.
В настоящей статье предлагается модель расче¬
та статически неопределимых железобетонных рам
с коррозионными повреждениями, основанная на
методе эквивалентных модулей деформаций [1].
Рассматривается статически неопределимая желе¬
зобетонная рама, элементы которой подвержены
воздействию химически агрессивной среды.
Расчет рамы начинается с определения парамет¬
ров напряженно-деформированного состояния в се¬
чениях элементов при заданной величине внешней
нагрузки. В зависимости от характера воздействия
агрессивной среды, силовых факторов и требуемой
точности расчета каждый элемент рамы разбивается
на п участков.
Используется метод итераций. В нулевой итера¬
ции жесткость каждого участка EJ' определяется че¬
рез начальный модуль упругости бетона
EJi= M'red-
где Еь - начальный модуль упругости бетона; J'^ - приведенный
к бетону момент инерции сечения i-ro железобетонного элемента.
Из упругого расчета статически неопределимой
рамы с элементами постоянной жесткости стандарт¬
ными методами строительной механики определя¬
ются внутренние усилия в каждом участке элемента
Np МП, Mi2 (рис.1).
При переходе от упругой части стержня к стерж¬
ню с шарнирно опертыми концами расчетное значе¬
ние момента в середине каждого участка принимает¬
ся равным
Рис. 1. К расчету железобетонных рам методом эквивалент¬
ных модулей
По значениям внутренних усилий Nj и Mj° произ¬
водится расчет участка с учетом воздействия корро¬
зионной среды, физической и геометрической нели¬
нейности, трещинообразования по следующему ал¬
горитму.
В целях упрощения решения принимается ряд до¬
пущений. Считается справедливой гипотеза плоских
сечений. Изогнутая ось стержня с шарнирно оперты¬
ми концами аппроксимируется синусоидой. Для опре¬
деления кривизны используется приближенное выра¬
жение. Влияние коррозионной среды на бетон рас¬
сматривается как фактор, изменяющий его деформа-
тивные и прочностные свойства. Между бетоном,
поврежденным коррозионной средой, и нормальным
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
17
бетоном, не затронутым коррозией, существует гра¬
ница, положение которой определяется по формуле
Цт)=(Кь-тГ. (1)
где К.),, ГГ) - коэффициенты агрессивности конкретной среды к оп¬
ределенному классу бетона; т - время воздействия коррозионной
среды.
Зависимость между напряжениями и деформа¬
циями бетона при кратковременном сжатии прини¬
мается в виде полинома пятой степени, который для
нормального бетона имеет вид
сть = + воеь2 + С0-еь3+ D0-eb4 + F0-eb5 (2)
Для бетона, поврежденного коррозией,
^Ьсг(^) — Асг(^)'^Ьсг ®сг(^)’^ Ьсг Ccr(T),63jx;r +
+ Dcr(x)-S4bcr+ , (3)
где Aq, Bq, Cq, Dq, Fq - коэффициенты, вычисляемые по [2];
Acr ®cp ^cp ^cp Fcr - коэффициенты, зависящие от времени
воздействия коррозионной среды [3].
Для описания процесса работы бетона при дли¬
тельном нагружении принимается объединенное
уравнение деформаций пластичности и ползучести
Р.С. Санжаровского на базе теории старения [1]. В
дифференциальной форме это уравнение для нор¬
мального бетона, не затронутого коррозией, имеет
вид
т=
6(0
Ek[a(t),t]
Ek [a(0X0]
f[a(0)]
Ec[a(0),0]
(4)
Ф(0,
где
Et[a(t),t]=Ec[c(tn)] [l-y,e a'];
Ek[a(t), t]=Ek[a(tn)][l-y,e"a •]:
для бетона, поврежденного коррозией,
№(t,t)]-f[a(0)]
ecr(t,x) =
Ек,сг[стсг(ОД]
f[o(0)]
Ek?rKr(0),0]
ЕС)СГЬ(0),0]
Фсг(1)
(5)
где
Ес,сгКг(1>хи1 =Ес,сгКг(1п)] D-У\е~ ai] ;
Ек,сгКг(1’ТХ1] =Ек,сгЬсг(*п>] [!-У1е~ а‘].
Связь между напряжениями и деформациями арма¬
турной стали принимается в виде идеализированной
диаграммы Прандтля. Считается, что физико-меха-
нические характеристики стальной арматуры под
влиянием коррозионной среды не изменяются. Кор¬
розия арматуры учитывается уменьшением площа¬
ди ее рабочего сечения по формуле
Asc^x0,t) = я/4 [d/2 - 5к(т - т0)]2; (6)
(7)
5к(т - to) = so(l " е‘,т)-
где d - проектный диаметр арматурного стержня; Tq - время до
полной нейтрализации защитного слоя бетона агрессивной сре¬
дой; 5q, Т - опытные константы среды, зависящие от вида среды
и арматурной стали [3].
Исследование напряженно-деформированного
состояния элемента осуществляется с использова¬
нием уравнений равновесия, которые для внецент-
ренно сжатого участка элемента имеют вид
Рвн = N •
(8)
где
M1“H=Ni[ei + fi],
b\-<]
' я2- h
Для изгибаемого участка
PiBH= 0;
(9)
Мвн хт 0
i = Ni •
Главный вектор и главный момент М;ш в урав¬
нениях равновесия определяются для соответствую¬
щей эпюры распределения нормальных напряжений
и деформаций в рассматриваемом сечении элемен¬
та (рис.2).
I Ч I I > pp.)
As,а
п
н f гг?
+
~ т.)
— <Тст5
Рис. 2. Распределение напряжений и деформаций в сечении
корродирующего элемента
Закон движения элемента получают дифферен¬
цированием по времени (t) системы уравнений (8)
или (9). Уравнения движения внецентренно сжатого
элемента имеют вид
Рън= N- •
А1
М“н= Nj-
2 ,
я • п,
(Ю)
18
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
Система (10) с учетом уравнений (4) и (5) при
численной реализации записывается в виде
Airel+Al2,£n+Ali-abi+-+Alk,<Tcrk = 0’
A2rel+A22-en+A2i-CTbi + - + A2k-CTcrk = °;
A3l'8l+A32‘8n+A3i’CTbi + "+A3k'CTcrk = (11)
А/Ге1+А/2' en+A/i,abi+-+A2k,CTcrk=
где i = 3, n + 2; к = n + 3, 2n + 5; m = 3, ..., n + 2;
1 = m + 1, ..2n + 5.
Предельная несущая способность исследуемого
элемента оценивается на каждом этапе интегриро¬
вания системы (11) одновременной проверкой крите¬
рия потери устойчивости [1]
1?
6PjBH=0; 6Мj,H=Nj6f= Nj—j [5е;+б£^],(12)
я • hj
а также критериев прочности. За критерий прочности
принимается предельное значение краевой дефор¬
мации бетона сжатой зоны или предел текучести ар¬
матуры.
Таким образом, в результате расчета в i-x сечени¬
ях рамы (в средних сечениях участков) получают
значения краевых деформаций, по которым опреде¬
ляют все интересующие параметры напряженно-де¬
формированного состояния.
Приравнивая приближенное выражение кривиз¬
ны i-ro участка элемента и уравнение кривизны того
же участка, полученное из упругого расчета, опреде¬
ляют эквивалентный модуль деформаций
1 e‘i - е‘ М:°
МЛХ.
П — Ti . pi _ 1 с
Bi -Jred. beq
(13)
P hi c-eq bYJ red
где s'], 6'n - крайние фибровые деформации в i-м сечении; hj - вы¬
сота i-ro сечения; Ejeq - эквивалентный модуль деформаций i-ro
участка, Хс’ - высота сжатой зоны бетона в рассматриваемом се¬
чении, определяемая по формуле
e'vz'n
X' =——1 .
с e°i hi
После нахождения E'eq расчет повторяется в
следующей итерации с элементами кусочно-посто¬
янной жесткости: EJ1 = E'eq-J'red и т.д. Итерационный
процесс заканчивается, когда величина приращения
контролируемого параметра (значения лишнего не¬
известного или изгибной жёсткости элемента в рас¬
сматриваемом сечении) оказывается меньше задан¬
ного значения точности вычислений
lYk-Y„J<8,
где Y^, Yk.i - значения контролируемого параметра на k-м и
(к-1)-м шагах итерации; 5 - заданная точность вычислений.
Для исследования параметров напряженно-де-
формированного состояния в i-x сечениях рамы, нап¬
ример при кратковременном нагружении, задается
произвольный закон возрастания нагрузки на раму
Р = Ро + рр-
где р, Р - параметр и шаг нагружения; Р0 - величина начальной
загрузки.
На каждом шаге возрастания нагрузки произво¬
дится расчет рамы с использованием эквивалентных
модулей деформаций: определяются параметры
напряженно-деформированного состояния в i-x сече¬
ниях конструкции и проверяются для каждого участка
рамы условия прочности по растянутой арматуре, бе¬
тону сжатой зоны и критерий устойчивости.
Условию потери несущей способности всей сис¬
темы соответствует расходимость вычислительного
процесса. Разрушающая нагрузка определяется с
точностью, равной параметру возрастания нагрузки.
Оценка точности расчетов производится сравнением
Y„, - Y,
п2
' п2
< А.
где Yn|, Yn2 - значения контролируемого параметра на послед¬
ней итерации при расчете рамы с разбиением элементов соотве¬
тственно на П| и п2 участков: А - относительная погрешность про¬
верки потери точности.
Предложенная модель расчета железобетонных
рам, подверженных коррозии, с использованием эк¬
вивалентных модулей деформаций эффективна. Эк¬
вивалентные модули деформаций являются интег¬
ральными характеристиками деформативных
свойств конструкции, учитывающими деформиро¬
ванную схему конструкции, геометрические и физи-
ко-механические характеристики ее элементов. В
расчетах используются реальные диаграммы де¬
формирования бетона, упругопластическая работа
арматуры, учитывается трещинообразование, влия¬
ние агрессивной среды на железобетон. Методика
позволяет проследить за изменением параметров
напряженно-деформированного состояния элемен¬
тов конструкции на всех стадиях нагружения вплоть
до исчерпания несущей способности. Расчет легко
реализуется на ЭВМ. Применение к методу эквива¬
лентных модулей деформаций численных методов
строительной механики (для раскрытия статической
неопределимости) позволяет рассчитать железобе¬
тонную рамную систему любой конфигурации и при
любом сложном нагружении.
Численная реализация методики осуществлена
на экспериментальных данных, полученных при ис¬
пытании статически неопределимых рам сотрудни¬
ками научно-исследовательского института бетона
и железобетона (г. Москва).
Рассматривались рамные системы различной
конфигурации при сложных, в том числе непропор¬
циональных, режимах нагружения. При моделирова¬
нии коррозионных процессов принималась жидкая
агрессивная среда, содержащая ионы хлора в коли¬
честве 10 г/л, при ограничении ее воздействия вре¬
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
19
менем, необходимым для нейтрализации защитного
слоя бетона.
Библиографический список
1. Sanzharovski R.S. Stability of reinforced concrete columns and
frames in the present of short and long duration loading // Реконструк¬
ция Санкт-Петербурга - 2005: Материалы международ. симп. -
СПб. - 1993. - 4.2. - С. 52-58.
2. Байков В.Н., Горбатов С.В., Димитров З.А. Построение за¬
висимости между напряжениями и деформациями сжатого бето¬
на по системе нормируемых показателей // Изв. вузов. Строи¬
тельство и архитектура. - 1977. - №7. - С 15-18.
3. Попеско А.И. Работоспособность железобетонных конструк¬
ции, подверженных коррозии. - СПбГАСУ. - 1996. - 182 с.
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ОТХОДОВ
А. М. СЫЧЕВА, Н.А. БАБАК, кандидаты техн. наук, Д. И. ДРОБЫШЕВ,
AM. КРИВОКУЛЬСКАЯ, инженеры (ПГУПС)
ОСОБЕННОСТИ ПОЛУЧЕНИЯ АВТОКЛАВНОГО ПЕНОБЕТОНА ПО РЕЗАТЕЛЬНОЙ
ТЕХНОЛОГИИ И УТИЛИЗАЦИЯ ОБРАЗУЮЩИХСЯ ОТХОДОВ
Необходимость получения эффективных строи¬
тельных материалов на сегодня стоит особенно ост¬
ро в связи с проблемой энергосбережения в жилищ¬
ном строительстве и внедрением соответствующих
национальных программ. В настоящее время полу¬
чает развитие новое направление ячеистого матери¬
аловедения - производство пеноблоков по автоклав¬
ной резательной технологии.
В классических трудах ученых отечественных и
зарубежных школ - П.И. Боженова, А.В. Саталкина,
П.Г. Комохова, А.А. Пащенко, Е.М. Чернышова и
других определены основные параметры получе¬
ния строительных материалов в автоклаве, но не в
присутствии пены и пенообразователя. В последу¬
ющем был получен автоклавный пенобетон - рабо¬
ты Л.Б. Сватовской, В.Я. Соловьевой, А.В. Хитрова,
В.Д. Мартыновой, В.А. Чернакова [1], но при этом
качество материала не соответствовало первой ка¬
тегории по ГОСТ, что не позволяло укладывать пе-
ноблоки на клей и тем самым улучшать теплоза¬
щитные свойства стены.
Задачей данной работы являлось изучение осо¬
бенностей физико-химических процессов на раз¬
личных технологических этапах производства ав¬
токлавных пеноблоков по резательной технологии с
целью получения материала первой категории ка¬
чества.
Как известно, получение подобных пеноблоков
имеет свои трудности [2], связанные с особенностя¬
ми процессов твердения пеномассива до операции
резки, в автоклаве, а также после него. Но с другой
стороны, именно эти процессы позволяют получить
пеноблоки первой категории качества, входящей в
требования ГОСТ 21520-89. В табл. 1 показаны до¬
пуски по геометрическим размерам пеноблоков раз¬
личных категорий качества. Анализ теплотехничес¬
ких свойств показывает [3], что при кладке пенобло¬
ков на раствор теплопроводность мостиков холода
(швов между блоками) увеличивается более чем на
порядок, что и ведет к падению теплозащитности
кладки стены (табл. 1).
Таблица 1
Допустимые отклонения геометрических параметров
Предельные отклонения, мм
Наименование
параметра
блоков для
кладки на
клей
блоков для кладки на
раствор
категория 1
категория 2
категория 3
Отклонения по:
высоте
±1
±3
±5
длине, толщине
±2
±4
±6
Отклонение от
прямоугольной
формы (разность
длин диагоналей)
2
4
6
Искривление граней
и ребер
1
3
5
Среднее значение
теплопроводности
шва, X, Вт/(м К)
клеевого,
- 0,3
растворного, * 1,09
При исследовании особенностей твердения пе¬
номассива до операции резки решалась задача по¬
лучения структурно-механических свойств, необхо¬
димых для резки массива на блоки. Эксперимент
выполняли в заводских условиях на твердеющих
пенобетонных массивах размером 600x1200x4650
мм путем отбора проб во времени, остановки гид¬
ратации, исследования физико-химических особен¬
ностей превращений в массиве и взаимосвязи с его
20
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
резательной прочностью. Для приготовления пено-
массы использовали песок кварцевый, цемент Бел¬
городский ПЦ М500 ДО, известь негашеную Белго¬
родскую 1 сорта, воду и пенообразующую добавку
на протеиновой основе. Составы автоклавного пе¬
нобетона различных плотностей представлены в
табл. 2.
Таблица 2
Материалы в пенобетонной массе
Проведенные исследования позволили ввести
физико-химический критерий качественной резки пе-
номассива по зависимости, отражающей отношение
количества воды при раннем эффекте (адсорбцион¬
ной) к общему количеству воды в образце, а также
показатель а>, диапазон значений которого лежит в
пределах 23... 5%.
Второй этап исследований состоял в поиске
ответа на вопрос - как должны протекать физико¬
химические процессы в пеноблоках в автоклаве и
при каких режимах, чтобы исключить слипание
блоков, сваривание их контактных резательных
швов и омоноличивание и в конечном счете обеспе¬
чить соответствие блоков первой категории качест¬
ва.
Было высказано предположение, что пленка пе¬
нообразующего вещества может играть роль под¬
ложки-катализатора, поверхность которой облегчает
синтез подобных ей структур, т.е. аморфных. В этом
случае образование избыточного количества геля
кремнекислоты может способствовать склеиванию
блоков в автоклаве - явлению принципиально недо¬
пустимому в данной технологии, так как оно приво¬
дит к омоноличиванию массива и сводит на нет пре¬
дыдущую операцию резки.
Обобщение результатов исследования позво¬
лило предложить для оценки процессов твердения
изделий в автоклаве и достижения первой кате¬
гории качества показатель mg, %, характеризую¬
щийся отношением количества воды в гелеобраз¬
ных фазах к общей потере массы образцом. Вы¬
яснилось также, что если этот показатель превыша¬
ет какое-то критическое значение, то происходит
омоноличивание блоков (режим склеивания и
брак).
Проведенный анализ позволил установить, что
с увеличением давления и времени выдержки об¬
разцов в автоклаве количество гелеобразных фаз,
обозначенных как кремнегель, увеличивается, что
приводит к нежелательному технологическому эф¬
фекту, сопровождающемуся свариванием контак¬
тов между блоками и упрочнением границы их раз¬
реза. Было установлено, что существует крити¬
ческое значение rngKp, которое составляет
35...45% от общей потери массы образцом для
средних плотностей D400...D600 соответственно;
именно при этих значениях при делении достигает¬
ся качество пеноблоков, соответствующее первой
категории.
Таким образом, ограничения по режиму, темпе¬
ратуре и длительности обработки являются принци¬
пиальными отличиями резательной технологии от
существующих автоклавных, и, с точки зрения энер¬
гозатрат, режимы получения пеноблоков по реза¬
тельной технологии при автоклавировании можно
определить как энергосберегающие.
При изучении кинетики поведения пеноблоков
после автоклавной обработки были обнаружены
процессы роста прочности материала после ав¬
токлава, заканчивающиеся к 56 сут. Прирост проч¬
ности пенобетона составляет более чем 20% в
зависимости от средней плотности. В табл. 3 при¬
ведены достигнутые физико-механические показа¬
тели автоклавных пенобетонных блоков, сразу
после автоклавной обработки соответствующие
требованиям первой категории качества, согласно
с ГОСТ 21520-89.
Наряду с повышением качества готовой продук¬
ции, не менее остро стоит задача утилизации обра¬
зующихся отходов (2...5%), учитывая рост темпов
строительства заводов по производству пенобето¬
на в России. Представляется целесообразным ис¬
пользовать отходы пенобетона для улучшения теп¬
лозащитных и декоративных свойств другого строи¬
тельного материала, не менее востребованного на
сегодняшний день, - керамического кирпича. Изве¬
стно, что особенно привлекательно смотрятся зда¬
ния, построенные с применением лицевого кирпича
светлых тонов. В настоящее время осветленный
кирпич получают путем добавления беложгущихся
глин, доломита, мела [4] или различных пигмен¬
тов, которые позволяют окрашивать изделия в лю¬
бые желаемые тона. Однако ввиду незначитель¬
ной глубины проникновения цвета при ангобирова-
нии или двухслойном прессовании любое повреж¬
дение внешнего слоя (например, скол) сразу дела¬
ет непригодным использование изделия как лице¬
вого.
В этой связи становится привлекательным объ¬
емное окрашивание, когда цвет черепка однороден
Марка
бетона
по
средней
плотнос¬
ти
Расход материалов на 1 м3
пенобетонной массы
Известь,
кг
Цемент,
кг
Песок,
кг
Пенообра¬
зующая
добавка на
протеино¬
вой
основе, л
В/В
D 400
70-80
150-160
160
2,15-2
0,91,-0,93
D 500
70-90
150-170
230
2,07-1,87
0,88-0,9
D 600
80-100
160-170
310-320
1,92-1,7
0,85-0,87
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
21
Физико-механические показатели пеноблоков после автоклавной обработки
Таблица 3
Марка
пенобетона по
средней
плотности
Нормируемые показатели
Возраст образцов, сут
Класс по прочности
на сжатие
Морозостойкость F,
циклы
Усадка при высы¬
хании, мм/м
Коэффициент
теплопроводности,
Вт/(мК)
Категория качества
1
56
1
56
1
56
D400
В1
В1,5
не нор¬
мируется
не нор¬
мируется
не нор¬
мируется
не нор¬
мируется
0,10
1
В1,5
В2
D500
В1
В1,5
до 40
более 50
не нор¬
мируется
не нор¬
мируется
0,12
1
В1,5
В2
В2
82+20%
D500
В1,5
В2
до 75
более 80
менее
0,5
менее
0,5
0,14
1
В2
В2+30%
В2,5
В2,5+20%
по всему объему изделия, поэтому актуален поиск
других, дешевых компонентов керамической шихты,
влияющих на цвет изделия. Были опробованы отхо¬
ды пенобетона D600, просеянные через сито 1 мм, в
качестве отощителя. Изготовлялись лабораторные
образцы с содержанием отходов некондиционного
пенобетона от 10 до 80% с шагом 10% и обжигались
в лабораторной печи с выдержкой при максималь¬
ной температуре 1000°С в течение 30 мин. Затем
была измерена прочность образцов и проведена
статистическая обработка данных, которая позволи¬
ла решить задачу оптимизации состава изготавлива¬
емых образцов.
В качестве критериев для дальнейших исследо¬
ваний стали: марка кирпича не менее 100 (в соотве¬
тствии с ГОСТ 7484-78) и достигаемый светлый цвет
изделия (кремово-бежевый). Расчеты были выполне¬
ны в статистическом пакете SPSS. В процессе ре¬
шения системы получили оптимальный состав ке¬
рамической шихты: 35% молотых отходов неконди¬
ционного пенобетона и 65% кембрийской глины
(табл. 4).
Таблица 4
Физико-механические характеристики полученных образцов
Для определения коэффициента теплопровод¬
ности по ГОСТ 7076-99 вручную изготовляли образ¬
цы-плитки размером 100x100x20мм из масс влаж¬
ностью 25%. Коэффициент теплопроводности конт¬
рольного образца с отощителем из песка составил
0.35.Вт/(м К).
Выводы
1. Названы особенности физико-химических про¬
цессов твердения, позволяющие получить авток¬
лавные пенобетонные изделия первой категории
качества в соответствии с требованиями ГОСТ
21520-89.
2. Определены состав и свойства образцов лицево¬
го керамического кирпича, содержащего в качестве
отощителя дисперсные отходы производства авток¬
лавного пенобетона.
Библиографический список
1. Хитров А. В. Получение современных автоклавных пенобе-
тонов // Сборник научных трудов "Современные естественнонауч¬
ные основы в материаловедении и экологии". ПГУПС. С-Пб.,
2000. - С. 29
2. Дробышев Д.И. Слипаемость пенобетонных блоков // Вы¬
пуск 6. Сборник научных статей "Новые исследования в материа¬
ловедении и экологии". ПГУПС. СПб., 2006. - С. 69.
3. Мартынова В. Д., Хитров А. В., Петров С. Д. Новая реза¬
тельная технология производства автоклавного бетона // Сухие
строительные смеси и новые технологии в строительстве. -
2002. - № 1. - С. 23-24.
4. Альперович И.А., Осипов Г.Т., Свитко B.C. Лицевой кирпич
светлых тонов на основе кембрийских глин // Строительные мате¬
риалы. - 1995. - №11. - С. 6-8.
Предел
прочности
при
сжатии,
R^, МПа
Предел
прочности
при
изгибе,
^изр МПа
Плотность,
р, г/см3
Водопо-
глощение,
W, %
Коэффи¬
циент теп¬
лопровод¬
ности,
Вт/(м К)
Ср. 12,2
Мин. 11,5
Ср. 3,12
Мин. 2,86
1,41
16
0,15
22
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
А.И. ВОВК, д-р техн. наук, директор НТЦ ООО "Полипласт Новомосковск"
СУПЕРПЛАСТИФИКАТОРЫ В БЕТОНЕ: ЕЩЕ РАЗ О СУЛЬФАТЕ НАТРИЯ,
НАНОСТРУКТУРАХ И ЭФФЕКТИВНОСТИ
Не будем спорить, за каким суперпластификато¬
ром будущее. Констатируем очевидное: во всех
странах в настоящее время нафталинформальде-
гидные суперпластификаторы (НФС) являются либо
самой используемой, либо одной из наиболее упот¬
ребляемых химических добавок.
История развития производства НФС в нашей
стране знала и взлеты, и падения. За прошедшие 30
лет менялось (и не раз!) количество заводов, выпус¬
кающих добавку, лидеры по качеству продукции, ка¬
чество исходного сырья (нафталина, в первую' оче¬
редь) и многое другое. Несколько огрубляя, можно
сказать, что неизменным оставалось лишь одно:
присутствие в СНФ некоторого количества сульфата
натрия и споры относительно его роли и допустимо¬
го содержания.
Следует сразу уточнить, что ни в национальном,
ни в Европейском стандартах не существует ограни¬
чений по содержанию сульфата натрия. Высказыва¬
емые иногда опасения по поводу возможной корро¬
зии бетона выглядят безосновательными, так как
при наихудших исходных данных (дозировке НФС
1% и содержании сульфата натрия 15%) изменение
содержания свободных щелочей составит всего
0,05%, а сульфатов (по SO3) - 0,1%, что существен¬
но ниже значений этих параметров в самом портла¬
ндцементе.
Сульфат натрия - вещество, умеренно хорошо
растворимое в воде, однако водные растворы харак¬
теризуются двумя особенностями: 1) растворимость
сульфата натрия имеет выраженную температурную
зависимость (см. табл. 1); 2) при температуре ниже
32,4 °С из раствора кристаллизуется не безводная
соль, а декагидрат Na2S04-10H20 (т.е.при начале
кристаллизации содержание свободной воды в сис¬
теме понижается, что приводит к усилению выделе¬
ния осадка).
Таблица 1
Температурная зависимость растворимости
сульфата натрия
Именно поэтому водные растворы НФС даже при
невысоком содержании сульфата натрия при пони¬
жении температуры склонны к образованию осадка.
Действительно, хотя при обычном 10-12%-ном уров¬
не сульфата натрия в НФС его истинная концентра¬
ция в стандартном 35%-ном растворе составляет
3,5-4,2%, уже при температурах ниже +10 °С может
наблюдаться образование осадка. Эмпирически ус¬
тановлено, что при содержании сульфата натрия
~5% он не кристаллизуется из растворов НФС
вплоть до замерзания.
Известно несколько технологий получения НФС с
низким (-5%) содержанием сульфата натрия. Соот¬
ветственно, существует и предложение таких про¬
дуктов на рынке химических добавок. Многие полага¬
ют, что использование таких суперпластификаторов
является предпочтительным. Так ли это с точки зре¬
ния технологии бетонов?
Чтобы разобраться в этой проблеме, необходимо
вспомнить несколько фундаментальных положений
химии гидратации цемента и механизма действия
суперпластификаторов:
• пластификация цементных систем (в общем
случае, минеральных суспензий) предполагает адсо¬
рбцию суперпластификатора на поверхности частиц
твердой фазы;
• в случае портландцемента адсорбция протека¬
ет только на гидратных новообразованиях;
• наиболее быстро гидратирующейся фазой
клинкера является С3А, алюмосодержащие фазы
обладают также наибольшей активностью по отно¬
шению к суперпластификатору;
• гидратирующийся С3А может взаимодейство¬
вать и с НФС, и с сульфат-анионом, и эти процессы
являются конкурирующими;
• высокая подвижность пластифицированной бе¬
тонной смеси может быть обеспечена только при на¬
личии в жидкой фазе достаточного количества сво¬
бодного суперпластификатора.
Как перечисленные факторы могут сказываться
на эффективности НФС в бетонах? Допустим, мы ис¬
пользуем цемент с недостаточным содержанием ре¬
гулятора структурообразования (гипса) или гипс со¬
держит значительные количества ангидрита и обла¬
дает ухудшенной растворимостью. Это означает, что
в начальный момент времени в жидкой фазе бетон¬
ной смеси будет статистически оптимальное количе¬
ство суперпластификатора и недостаток сульфат-
аниона. При слабой конкуренции сульфат-аниона на
таком цементе будет связываться большее, чем
обычно, количество суперпластификатора. В резуль¬
тате подвижность такой бетонной смеси может ката¬
строфически быстро (за несколько минут) снижаться
до неприемлемых значений.
Температура, °С
0
20
32,4
Растворимость, %
4,76
16,3
33,6
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
23
Классическая иллюстрация подобного явления
была давно приведена в работах Хаттори и Рамача-
ндрана [1,2] (рис. 1, 2). В данном случае введение
суперпластификатора с задержкой эквивалентно на¬
личию в составе портландцемента достаточного ко¬
личества гипса, тогда как введение суперпластифи¬
катора с водой затворения моделирует недостаток
гипса. Легко заметить, что величины адсорбции НФС
изменяются в разы!
А.ХГ/Г
» U М W и I U
-»-с*л.сто ■ -*-сw.o« t*te «ом —«w
j
ресна тем, что позволяет снизить оптимальную дози¬
ровку до 0,25-0,3% (т.е. до величин, сопоставимых с
поликарбоксилатами) при обеспечении той же под¬
вижности бетонных смесей и прочностных характе¬
ристик бетонов. Однако на исследуемом цементе бе¬
тонная смесь проявляла склонность к весьма быст¬
рой потере подвижности (табл. 3, строка 1). Введение
даже незначительного количества сульфата натрия
позволило обеспечить приемлемую (практически, ча¬
совую) сохраняемость при неизменности других пока¬
зателей качества.
Таблица 2
Влияние сульфатов на сохраняемость подвижности с НФС
СП-1,
N32S04,
Осадка
конуса, см
У.
Прочность при
сжатии, МПа, в
возрасте, сут
%
%
сра¬
зу
30
мин
60
мин
кг/м3
1
7
28
0,5
-
13
4,5
2430
9,3
22,1
27,9
0,5
0,4
19
17,5
9
2430
8,8
23,8
28,6
Рис. 1. Адсорбция НФС на смесях алюминатных минералов
клинкера с гипсом (согласно [1])
Рис. 2. Кинетика адсорбции НФС на смеси СЗА + 25% гипса
(согласно [2])
К сожалению, приходится констатировать, что в
последнее время стали намного чаще встречаться
партии портландцемента (различных, подчеркнем,
заводов!), которые, мягко говоря, неадекватно взаи¬
модействуют с суперпластификаторами. В первую
очередь, отмечается ускоренная потеря подвижности
пластифицировнных бетонных смесей. Не имея пол¬
ноценного анализа химико-минералогического и ве¬
щественного составов цементов, мы, естественно, не
можем ни прогнозировать поведение таких вяжущих,
ни дать удовлетворительное объяснение наблюдае¬
мым явлениям. Тем не менее, влияние сульфата нат¬
рия на характеристики бетона на таком цементе ка¬
жется весьма показательным (табл. 2). Введение
сульфата даже совместно с НФС (т.е. при мягком ва¬
рианте регулирования гидратации С3А) привело к
увеличению кажущейся подвижности на 6 см, а сох¬
раняемости - более чем в 2 раза.
Аналогичные результаты получили и при испыта¬
ниях одной из последних разработок фирмы - супер¬
пластификатора "Полипласт Премиум". Эта добавка,
относящаяся к классу модифицированных НФС, инте¬
Таблица3
Влияние сульфатов на сохраняемость подвижности
с модифицированным НФС
“Поли-
пласт
Пре¬
миум”,
N82804,
%
Осадка
конуса, см
У.
кг/м3
Прочность
при сжатии,
МПа, в
возрасте, сут
%
сра¬
зу
20
мин
60
мин
1
7
28
0,3
-
21
8
2440
12,2
29,8
34,7
0,27
0,18
20
19
17
2438
11,5
28,8
33,3
Изучение влияния сульфата натрия на эффектив¬
ность действия суперпластификаторов в последнее
время стало предметом многочисленных исследова¬
ний и обобщено в монографии по НФС [3]. Выводы
независимых экспериментов свидетельствуют, что в
разумном диапазоне растворимые сульфаты только
повышают эффективность действия НФС (с поликар¬
боксилатами зависимость иная), приводится даже
величина оптимального содержания свободных ще¬
лочей в портландцементе, равная 0,4-0,5% №20 [4].
Можно вспомнить, что в одной из первых разработок
НИИЖБа даже предлагалось переводить С-3 в сухую
отпускную форму путем высушивания расчетным ко¬
личеством безводного сульфата натрия [5].
Таким образом, если говорить о технической эф¬
фективности НФС, то присутствие в них сульфата
натрия является не отрицательным, а, скорее наобо¬
рот, положительным фактором (то, что сейчас в анг¬
лоязычной литературе обозначают ^термином
robustness).
Почему в заголовке статьи были упомянуты на¬
ноструктуры? Дело в том, что, в отличие от эттринги-
24
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
та, образующегося в результате "классической" реак¬
ции С3А с гипсом, при взаимодействии трехкальцие¬
вого алюмината с НФС образуются интеркаляцион-
ные органоминеральные соединения [6]. Когда обра¬
зование подобных фаз впервые было идентифици¬
ровано, их называли аморфными [7,8], затем по ме¬
ре развития науки и инструментальных методов ана¬
лиза их отнесли к наноструктурам. Интересно, что
выявленная в указанных соединениях слоистая
структура весьма близка к строению C-S-H-геля,
только слои образованы не кремнекислородными, а
алюмокислородными тетраэдрами, и между слоями,
помимо молекул воды и/или ионов Са2*, располага¬
ются еще и молекулы НФС.
В обычных гидроалюминатах кальция базальное
расстояние между алюмооксидными слоями состав¬
ляет 1,03 нм, а высота свободной полости 0,55 нм.
Согласно данным Планка [9], в органоминеральных
фазах размер (высота) полости зависит от собствен¬
ных размеров суперпластификатора и может превы¬
шать 3 нм; для органоминеральных фаз с НФС при¬
водят цифру 1,5 нм.
Безусловно, такое изменение микро- и наност¬
руктуры гидратных новообразований (по аналогии с
C-S-H-фазой) может сказываться и на макрохаракте¬
ристиках цементного камня (а, следовательно, и бе¬
тона), но до настоящего момента времени подобная
причинно-следственная связь не подкреплена ре¬
зультатами исследований. Поэтому пока мы досто¬
верно можем говорить лишь о возможности образо¬
вания таких наноструктур в бетоне с НФС при недос¬
татке растворимых сульфатов и об отрицательном
влиянии этого процесса на технологические характе¬
ристики бетонных смесей.
Библиографический список
1. Suzue S., Ohada Е., Hattori К. Adsorption of superplasticizers
on cement. Rev. 35-th Gen. Meet. Cem. Assoc. Jap. Techn. Sess.,
Tokyo, 13-15 May, 1981, pp. 108-110.
2. Ramachandran V.S. Adsorption and hydration behaviour of tri¬
calcium aluminate - water and tricalcium aluminate-gypsum-water sys¬
tems in the presence of superplasticizers. J. Amer. Concr. Inst. 1983,
N3, Proceedings, V. 80, pp.235-241.
3. N. Spiratos, M. Page, N.P. Mailvaganam, V.M. Malhotra, C.
Jolicoeur. Superplasticizers for Concrete. Fundamentals, Technology
and Practice. Ottawa, Canada. 2003. 322 p.
4. Jiang S., King B.-G., AVtcin P.-С. Importance of adequate solu¬
ble alkali content to ensure cement/superplasticizer compatibility.
Cem. and Concr. Res. V. 29, pp. 71-79, 1999.
5. Батраков В.Г. Модифицированные бетоны. - М.: Стройиэдат,
1990, 400 с.
6. Вовк А.И. Гидратация трехкальциевого алюмината С3А и
смесей С3А -гипс в присутствии ПАВ: адсорбция или поверх¬
ностное фазообраэование? Колл, журнал. - 2000. - т. 62. - №1. -
с. 31-38.
7. Фаликман В.Р., Вовк А.И., Вовк Г.А., Гарашин В.Р. Гидрата¬
ция С3А и некоторые свойства мономинерального камня с супе¬
рпластификатором С-3. Сб. трудов НИИЖБ. 1988. С. 43-51.
8. Ramachandran V.S., Feldman R.F. Effect of calcium lignosul-
fonate on tricalcium aluminate and its hydration products. Materiaux
and Constrructions. 1972. V. 55. N26, pp. 67-76.
9. Plank J., Dai Z., Zouaoui N.. Vlad D. Intercalation of polycar-
boxylate superplasticizers into tricalcium aluminate hydrate phases.
SP-239, pp. 201-213, 2006.
ЗАРУБЕЖНЫЙ ОПЫТ
К. В. МИХАЙЛОВ, д-р техн. наук, проф., Ю.С. ВОЛКОВ, канд. техн. наук (НИИЖБ)
КАНАТНАЯ АРМАТУРА ДЛЯ СЛОЖНЫХ СООРУЖЕНИЙ ИЗ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО
НАПРЯЖЕННОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Современное строительство характеризуется
возведением все более сложных объектов. Выпол¬
нены уникальные конструкции как из монолитного,
так и сборного железобетона. Наиболее широкие
возможности создания сложных сооружений из же¬
лезобетона, куда могут быть отнесены высотные
здания, мосты, эстакады, телебашни, морские плат¬
формы, инженерные объекты, предоставляет приме¬
нение предварительного напряжения, причем для
монолитных конструкций в качестве напрягаемой ар¬
матуры применяется главным образом канатная ар¬
матура диаметром от б до 19 мм, обычная и улуч¬
шенная путем стабилизации.
Для предварительно напряженных железобетон¬
ных конструкций в нашей стране были разработаны и
освоены метизной промышленностью 7-проволочные
арматурные канаты диаметром 12 и 15 мм, которые
используются в балках, фермах покрытий и перекры¬
тиях зданий, в пролетных строениях мостов и в других
крупноразмерных конструкциях инженерных сооруже¬
ний. В 1968 г. был разработан ГОСТ 13840 на арма¬
турные семипроволочные канаты. Действие его за¬
кончилось в 1993 г., но, насколько известно, этот
стандарт в настоящее время перерабатывается.
Многими научными организациями строительно¬
го профиля и лабораториями метизных заводов изу¬
чались различные свойства арматурных канатов, в
том числе временное сопротивление разрыву, пре¬
дел упругости и модуль упругости, условный предел
текучести, равномерное и полное относительное уд¬
линение, вид рабочей диаграммы, предел выносли¬
вости, ползучесть при постоянном напряжении и ре¬
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
25
лаксация напряжений при постоянной длине, сцеп¬
ление с бетоном, коррозионная стойкость в напря¬
женном состоянии. Учет перечисленных характерис¬
тик важен для надежной эксплуатации предвари¬
тельно напряженных конструкций. Было освоено
производство и достаточно подробно изучены физи¬
ко-механические свойства 7- и 19-проволочных кана¬
тов. Существенное повышение релаксационной
стойкости может быть обеспечено путем увеличения
упругих характеристик канатов.
Значительное внимание потребовалось уделить
разработке методики испытания канатов на вынос¬
ливость и релаксацию напряжений. Успешно было
преодолено преждевременное разрушение образ¬
цов в зажимных устройствах, создана надежная и в
то же время несложная аппаратура для длительных
испытаний на релаксацию при нормальных и повы¬
шенных температурах. Устойчивые результаты по
релаксации были получены при натяжении опытных
образцов арматуры в измерительных металлических
рамках, поперечные деформации которых фиксиро¬
вались индикаторами с точностью до 1 микрона.
Были предложены и изучены различные виды
арматурных канатов, которым придавались различ¬
ные формы поперечного сечения. Нашли ограничен¬
ное применение в строительных конструкциях в том
числе двух- и трехпрядные канаты.
За рубежом, как правило, применяют арматур¬
ные канаты с повышенными техническими характе¬
ристиками, полученными в результате использова¬
ния низкотемпературного отпуска в свободном и нап¬
ряженном состояниях. В таблице приведены основ¬
ные нормативные характеристики механических
свойств 7-проволочных арматурных канатов отече¬
ственного и бельгийского производства. Хотя в ней
указаны канаты различных диаметров, наибольшее
распространение получили канаты диаметром 12 и
15 мм.
Особое внимание уделяется вопросу уменьше¬
ния числа сварных стыков отдельных проволок по
длине канатов, а также их комплектовке в лотках или
на барабаны с тщательной упаковкой. Некоторые
фирмы поставляют арматурные канаты длиной в
несколько километров без сварных стыков. За рубе¬
жом налажен выпуск оцинкованных и канатов с за¬
щитой от коррозии в виде полимерного покрытия.
Освоено производство 7-проволочных канатов с вре¬
менным сопротивлением 2000 МПа.
Широкое применение во многих странах пред-
напряженных железобетонных конструкций с натя¬
жением арматуры на бетон способствовало разра¬
ботке, производству и применению 7- и 19-проволоч-
ных канатов с гладкой поверхностью для уменьше¬
ния потерь от трения. Такие канаты изготовляют пу¬
тем их протяжки после свивки через волоку с контро¬
лем натяжения и температуры, при этом каждая про¬
волока в канате подвергается дополнительному нак¬
лепу и приобретает характерную форму сечения.
Подобные канаты под названием "Дайформ" с раз¬
рывным усилием от 230 до 380 кН отличаются низ¬
кой релаксацией и удовлетворительной прямолиней¬
ностью, при перерезании их концы не распушивают-
ся.
Канаты
Диа-
метр,
мм
Вре¬
менное
сопро¬
тивле¬
ние,
ав,МПа
Услов¬
ный пре¬
дел те¬
кучести,
а0,2*
МПа
Относи¬
тельное
удлине¬
ние на
базе
100 мм
перед
разры¬
вом, %
Релаксация
напряжений
при
арел=0,75 ств
за 1000 ч, %
Отече¬
6
1780
1500
4
8,0
ствен¬
9
1780
1500
4
8,0
ные
12
1700
1500
4
8,0
15
1670
1400
4
8,0
Бель¬
9
1860
1650
3,5
8/2,5
гийские
12
1860
1650
3,5
8/2,5
15
1770
1550
3,5
8/2,5
В настоящее время в большинстве технически
развитых стран мира из преднапряженного железо¬
бетона, где в качестве арматуры применяются кана¬
ты, изготовляется основной объем конструкций пе¬
рекрытий и покрытий для одноэтажных и многоэтаж¬
ных производственных, жилых и общественных зда¬
ний, мостов, башен. В нашей стране объем выпуска
преднапряженных конструкций снизился во много
раз. Более того, в своде правил по преднапряжен-
ным конструкциям указаны только конструкции с на¬
тяжением арматуры на упоры форм. В то же время с
удовлетворением можно отметить, что техника и тех¬
нология предварительного напряжения железобето¬
на в нашей стране не утрачены, несмотря на серьез¬
ные трудности, с которыми столкнулся строительный
комплекс в период "реформ". Так, по данным ООО
"Следящие тест системы", при возведении мостов за
последние 15 лет построено более сотни мостовых
сооружений с железобетонными предварительно
напряженными пролетными строениями. Расширяет¬
ся и применение предварительного напряжения в
конструкциях зданий и сооружений в построечных
условиях.
Широкое использование преднапряженного же¬
лезобетона открыло значительные возможности для
снижения расхода стали, главным образом путем
уменьшения металлоемкости ряда железобетонных
несущих и ограждающих конструкций, а также путем
вытеснения металлических конструкций из ведущих
отраслей строительства.
Увеличение прочности бетона в конструкциях
массового применения способствует повышению ка¬
чества изделий, улучшению их товарного вида и сох¬
ранности, а в ряде случаев существенному сниже¬
нию косвенного армирования и расхода стали в це¬
26
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
лом. Это в значительной мере подтверждено миро¬
вым опытом производства преднапряженных плит¬
ных изделий, армированных канатной арматурой ме¬
тодом безопалубочного формования на длинных
стендах.
Из преднапряженного монолитного железобе¬
тона с напрягаемой канатной арматурой возво¬
дятся промышленные и жилые здания, объекты
соцкульта, плотины, энергетические комплексы, те¬
лебашни и т.п. Самые высокие здания на всех кон¬
тинентах построены с монолитным железобетон¬
ным каркасом с применением напрягаемой канат¬
ной арматуры. В их числе мировой рекордсмен -
небоскреб "Бурдж Дубай" в Дубае. Полная высота
здания держится в секрете, но уже пройдена отмет¬
ка 700 м.
Обширной областью применения монолитного
бетона являются инженерные сооружения (градирни,
трубы, резервуары, защитные оболочки АЭС и т.д.).
Современные градирни достигают высоты 150 м; ре¬
зервуары для хранения воды, сжиженного газа и т.п.
могут достигать объема в несколько сот тысяч кубо¬
метров.
В Индии построен водовод для подачи воды в
столицу страны г. Дели длиной 33 км. Водовод вы¬
полнен в виде монолитной железобетонной трубы
диаметром 3,25 м при толщине стенки 15 см. Водо¬
вод размещен в траншее глубиной 7,5 м. Предвари¬
тельное напряжение стенки водовода в кольцевом
направлении было выполнено путем применения ка¬
натной арматуры 0 15,2 мм. Подача воды через во¬
довод осуществляется в объеме 270 м3/с. Интерес¬
но, что на участке в 33 км водовод имеет несколько
поворотов, в том числе по горизонтали от 5 до 70° и
по вертикали от 5 до 45°.
Следует упомянуть морские платформы для до¬
бычи и хранения нефти. В настоящее время в мире
эксплуатируется более 40 платформ, установленных
на дне, где на отдельных участках глубина моря пре¬
вышает 300 м, причем платформы установлены как в
южных, так и северных морях. Все они изготовлены из
преднапряженного железобетона, где в качестве нап¬
рягаемой арматуры применяются канаты из высокоп¬
рочной проволоки. Наиболее впечатляющим приме¬
ром в этой области является построенная в 1995 г. в
Норвегии платформа "Тролл" для добычи нефти (все¬
го их возведено более 20). Она имеет высоту 472 м,
что в полтора раза выше Эйфелевой башни. Плат¬
форма установлена на участке моря с глубиной воды
300 м и рассчитана на воздействие ураганного штор¬
ма с максимальной высотой волны 31,5 м. На ее изго¬
товление было израсходовано 250 тыс. м3 высокоп¬
рочного бетона класса С80,100 тыс. т обычной стали
и 11 тыс. т напрягаемой арматурной стали. Расчетный
срок эксплуатации платформы 70 лет. Всего на морс¬
ком шельфе в различных странах от арктических до
тропических морей установлено более 40 платформ.
Сроки успешной эксплуатации отдельных из них пре¬
вышают 30 лет.
Особенно эффектно выглядят телевизионные
башни из преднапряженного железобетона, являю¬
щиеся достопримечательностями многих городов,
особенно в Германии. Выдающимся сооружением
явилась построенная по проекту Н.В. Никитина мос¬
ковская телебашня, при общей высоте которой 537 м
железобетонная часть составляет 380 м. На сегодня
телебашня в Торонто является самой высокой в мире
(555 м). Поперечное сечение башни в виде трилист¬
ника оказалось весьма удачным для выполнения ра¬
бот в скользящей опалубке и размещения напрягае¬
мой арматуры. В центральной части размещены 48
канатов сечением 15,8 см2 каждый, в "ногах" на раз¬
личном удалении размещены еще 72 каната. Пло¬
щадь арматуры составила: напрягаемой - 2566 см2,
обычной - 4860 см2. Площадь бетона - 98,5 м2. Вет¬
ровой опрокидывающий момент на башню составля¬
ет 4159 МНм (415 тыс.тсм), вертикальная составляю¬
щая 622 МН (62 тыс. тс).
В Германии и Японии широко прменяют резер¬
вуары яйцевидной формы для для очистных соору¬
жений. К настоящему времени их построено общей
емкостью более 1 млн. м3. Единичные емкости та¬
ких резервуаров колеблются от 1000 до 12 тыс. м3.
За последние годы в США было возведено более
100 млн. м2 монолитных перекрытий с натяжением
канатной арматуры на бетон. Значительный объем
таких перекрытий осуществлен в Канаде. Крупней¬
ший в мире торгово-развлекательный центр "Mall
Project" (Дубай), включающий в себя магазины, гос¬
тиницы, спортивные залы, паркинги, аквариум, об¬
щей площадью 460 тыс. м2 построен в железобетоне.
Площадь центра разбита на 8 зон и включает 38 зда¬
ний. Все перекрытия и колонны выполнены с натя¬
жением арматуры на бетон. Арматура представляет
собой канаты диаметром 12,9 и 15,7 мм, помещен¬
ные в пластиковую оболочку, заполненную смазкой
для защиты арматуры от коррозии. Временное соп¬
ротивление канатов 1860 и 1770 Н/мм2. Натяжение
канатов производилось на четвертый день после бе¬
тонирования. Цикл операции по возведению перек¬
рытия одного этажа площадью до 8000 м2, включая
установку опалубки, раскладку канатной и обычной
арматуры, бетонирование и натяжение канатов, сос¬
тавлял 10-15 дней. При этом была достигнута суще¬
ственная экономия металла.
Предварительно напряженная арматура в моно¬
литных железобетонных конструкциях (перекрытия,
мосты, высотные сооружения и т.д.) в последнее
время применяется без сцепления с бетоном. Для
защиты от коррозии арматурные элементы (канаты)
помещаются в специальные оболочки, заполненные
антикоррозионным составом.
Следует отметить, что монолитный преднапря-
женный железобетон, помимо традиционных строи¬
тельных целей, нашел широкое применение для
возведения корпусов реакторов и защитных оболо¬
чек АЭС. В настоящее время мощность атомных
электростанций в мире превышает 200 млн. кВт, в
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
27
том числе доля АЭС с применением преднапряжен¬
ного железобетона корпусов реакторов и защитных
оболочек превышает 100 млн. кВт. Защитных обо¬
лочек реакторов АЭС из преднапряженного железо¬
бетона построено уже более ста. Одним из послед¬
них примеров является защитная оболочка ядерно-
го реактора АЭС мощностью 540 Мегаватт в Индии.
Оболочка представляет собой железобетонный ци¬
линдр с двойной стенкой высотой 65 м (из них 15 м
- подземная часть) и диаметром наружным 56 м и
внутренним - 49 м. Двойная стенка оболочки имеет
внутреннюю и наружную толщину 0,65 м. Эта тол¬
щина увеличивается до 1 м на участках, где имеют¬
ся технологические проходы. Расстояние между
внутренней и наружной стенками составляет 2 м.
Объемное предварительное напряжение выполнено
канатами, состоящими из19 прядей диаметром 13
мм каждая.
Обширной областью применения предваритель¬
но напряженного железобетона является мостостро¬
ение. Только в США построено более 500 тыс. желе¬
зобетонных автодорожных мостов с различными
пролетами. За последнее время там возведено бо¬
лее 30 вантовых мостов длиной 600-700 м с цент¬
ральными пролетами от 192 до 400 м. Выдающиеся
достижения в мостостроении имеют не только США.
В Хорватии построен арочно-балочный мост с цент¬
ральным пролетом 390 м - наибольшим среди мос¬
тов этого типа. Вантовый мост "Баррнос де Луна" в
Испании имеет пролет 440 м, мост "Анасис" в Кана¬
де - 465 м, мост в Гонконге - 475 м. Арочный мост в
Китае имеет наибольший пролет 400 м и т.д. Посту¬
пательному развитию строительства мостов из пред¬
напряженного железобетона способствует дальней¬
шее улучшение прочностных и технологических
свойств материалов; постоянное совершенствова¬
ние их конструктивно-технологических решений и
методов предварительного напряжения; повышение
уровня исследований, техники и качества проектиро¬
вания.
В структуре сборных железобетонных конструк¬
ций в США из общего их объема (26 млн.м3) объем
производства плит Т и 2Т превышает 25%, а всего
преднапряженных конструкций от этого объема вы¬
пускается 40%. Плиты "на пролет" с напрягаемой ка¬
натной арматурой широко применяют также в Вели¬
кобритании, ФРГ и других странах. В промышленном
строительстве используют преднапряженные реб¬
ристые и коробчатые плиты "на пролет" длиной 12-
30 м. Значительная часть конструкций стропильных
и подстропильных балок, ферм, ригелей, стеновых
панелей изготовляется предварительно напряжен¬
ными с применением высокопрочной канатной арма¬
туры.
Возможности повышения эффективности сбор¬
ных железобетонных конструкций можно показать на
примере производства плит покрытий и перекрытий.
В России на долю этих изделий приходится более
трети общего производства сборных элементов
(главным образом по агрегатно-поточной техноло¬
гии) с армированием стержневой арматурой, напря¬
гаемой электротермическим методом. Плиты перек¬
рытий выпускаются высотой 22 см и пролетом до 7
м. В Европе и других странах со стендовой техноло¬
гией при применении канатной арматуры обычной
практикой является изготовление плит пролетом до
17 м, высотой сечения 40 см под нагрузку до 500
кгс/м2. В Финляндии железобетонные многопустот¬
ные плиты под такую же нагрузку выпускаются высо¬
той сечения даже 50 см с пролетом до 21 м. Увели¬
чение этажности и размера сеток колонн многоэтаж¬
ных производственных зданий потребует более ши¬
рокого использования предварительного напряже¬
ния в конструкциях колонн, ригелей, в узлах связе-
вых рам, диафрагм и в большепролетных плитах пе¬
рекрытий.
Из изложенного видно, что отечественные ар¬
матурные канаты по ряду показателей и по объе¬
мам применения уступают аналагичной продук¬
ции ведущих зарубежных фирм. Необходимо до¬
биться улучшения продукции наших метизных за¬
водов при активном участии ученых - металловедов
и строителей, что должно послужить существенно¬
му расширению объемов ее применения. Потребу¬
ется провести следующие научно-технические ра¬
боты:
• пересмотреть ГОСТ 13840 на арматурные ка¬
наты, приведя его в соответствие с современными
международными стандартами
• выполнить комплекс работ по проведению сер¬
тификации отечественных стабилизированных ар¬
матурных канатов согласно требованиям евростан¬
дарта EN10138
• определить области применения защитных
покрытий в виде оцинковки или полимеров для обес¬
печения сохранности арматурных 7-проволочных ка¬
натов в предварительно напряженных конструкциях,
эксплуатируемых в средах различной степени агрес¬
сивности
•исследовать самозаанкеривание канатов на
стадиях передачи напряжений на бетон, раскрытия
трещин вплоть до разрушения конструкций как из тя¬
желых, так и из легких бетонов.
Перспективны дальнейшая разработка новых
конструкций арматурных канатов, изучение их
свойств и совместной работы с бетоном. Целесо¬
образно применение в канатах проволоки перио¬
дического профиля, расширение номенклатуры в
направлении увеличения несущей способности
канатов, обеспечения их самозаанкеривания в бе¬
тоне. Кроме того, необходимо дальнейшее совер¬
шенствование методики испытания канатов при
различных краткосрочных и длительных силовых,
температурных и коррозионных воздействиях. И,
наконец, необходимо разработать свои правила
по применению канатной арматуры в железобе¬
тонных конструкциях с натяжением арматуры на
бетон.
28
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
НАШИ ЮБИЛЯРЫ
К юбилею В.Ф. Степановой
14 февраля
с.г. научная и инже¬
нерная обществен¬
ность отметила
юбилей Валентины
Федоровны Степа¬
новой, доктора тех¬
нических наук, про¬
фессора, действи¬
тельного члена
Международной
инженерной акаде¬
мии, Почетного
строителя России и
Почетного строите¬
ля города Москвы.
С 1961 г. Ва¬
лентина Федоров¬
на работает в НИ-
ИЖБе. Здесь она
прошла путь от инженера до руководителя одной из
самых крупных лабораторий института, заместителя
директора института, здесь же защитила кандидатс¬
кую, а затем докторскую диссертации.
Валентина Федоровна является одним из веду¬
щих специалистов страны в области коррозии и дол¬
говечности железобетонных конструкций. Ею выпол¬
нен широкий круг исследований коррозии и защиты
конструкций из легкого, ячеистого и тяжелого бето¬
нов, результаты которых представляют научную и
практическую ценность, включены в действующие
нормативные документы, типовые проекты и широко
используются в практике строительства.
В последние годы под ее руководством и при ее
непосредственном участии были развернуты работы
по созданию математических моделей коррозионных
процессов, разработаны критерии оценки вторичной
защиты железобетонных конструкций, созданы эф¬
фективные ингибиторы и модификаторы коррозии
стальной арматуры. Оценка коррозионной стойкости
новых видов арматурных сталей, закладных деталей
и соединительных элементов, разработка эффек¬
тивной коррозионностойкой неметаллической арма¬
туры по-прежнему занимают большое место в ее
повседневной научной деятельности. Валентиной
Федоровной опубликовано более 170 научных работ,
получено 12 авторских свидетельств и патентов. Тру¬
ды В.Ф. Степановой широко известны не только в
нашей стране, но и за рубежом.
За исследования в области коррозии и защиты бе¬
тонных и железобетонных конструкций в 2003 г. В.Ф.
Степанова была удостоена премии Правительства
Российской Федерации в области науки и техники.
Научную работу Валентина Федоровна успешно
сочетает с профессорско-преподавательской дея¬
тельностью, ведет занятия со студентами МИКХиСа,
читает лекции для инженерно-технического персона¬
ла проектных и строительных организаций. Под ее
научным руководством защищены 13 кандидатских
диссертаций. Ее ученики плодотворно трудятся на
всей территории бывшего Советского Союза и в
дальнем зарубежье.
В условиях сложного переходного периода к ры¬
ночной экономике Валентине Федоровне удалось
сохранить кадры высококвалифицированных специ¬
алистов лаборатории и ее испытательную базу. В
лаборатории проводятся серьезные научные иссле¬
дования, важность и востребованность которых год
от года подтверждаются на промышленных предп¬
риятиях и строительных объектах. Только за пос¬
ледние несколько лет практически полностью об¬
новлена база национальных и межгосударственных
стандартов по защите от коррозии, разработаны и
введены Московские городские нормы, Своды пра¬
вил и Пособия к ним. По инициативе В.Ф. Степано¬
вой возобновлена традиция проведения регулярных
Всероссийских конференций по проблеме защиты
от коррозии, что способствует обмену опытом в этой
области, в том числе на международном уровне.
Она является Ученым секретарем секции "Строи¬
тельство" Российской инженерной академии, чле¬
ном Бюро РНТО строителей, активно сотрудничает
с профильными ассоциациями и профессиональны¬
ми объединениями.
Валентину Федоровну многие хорошо знают и
ценят по офомной работе в городском и районных
Советах народных депутатов, в общественных орга¬
низациях различного уровня.
Большой труд Валентины Федоровны заслужен¬
но отмечен высокими правительственными награда¬
ми: орденом "Знак Почета", медалями, Благодар¬
ностью Председателя правительства Российской
Федерации.
Научная принципиальность, эрудиция, глубокие
знания, личные душевные качества являются зало¬
гом успешной работы В.Ф. Степановой, не только
умного, делового и высокопрофессионального руко¬
водителя, но и расположенного к людям человека,
совершенно очаровательной и обаятельной женщи¬
ны. Поздравляя Валентину Федоровну, мы желаем
ей крепкого здоровья, счастья и новых творческих
успехов.
Коллектив сотрудников НИИЖБ
Бетон и железобетон. - 2009. - №2
29
НАШЕ НАСЛЕДИЕ
К 100-ЛЕТИЮ СО ДНЯ РОЖДЕНИЯ ПРОФЕССОРА
КАФЕДРЫ "ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ КОНСТРУКЦИИ" МГСУ
Э.Е. СИГАЛОВА
В 1925 г. Эммануил Евсеевич, окончив строи¬
тельную профессионально-техническую школу, по¬
лучил специальность десятника и работал чертеж¬
ником, десятником, техником в строительных орга¬
низациях Москвы.
В 1930 г. он поступил в Строительный институт
Моссовета (позже МИСИ), который окончил без от¬
рыва от производства в 1935 г. По окончании вуза
молодого специалиста пригласили преподавателем
на кафедру инженерных конструкций, где он трудил¬
ся по совместительству.
С 1932 г. Эммануил Евсеевич служил в тресте
Госпроектстрой Наркомата легкой промышленности
инженером-конструктором, старшим инженером, ру¬
ководителем группы. Проектная работа была связа¬
на со строительством промышленных предприятий в
городах Барнауле, Сталинобаде, Кайсери (Турция),
Назилли (Турция) и др.
Во время Великой Отечественной войны строи¬
тельный опыт молодого специалиста Сигалова ока¬
зался очень важным и полезным для полкового, а
затем и дивизионного инженера. Он участвовал в
боях за оборону Ленинграда, по прикрытию участка
Дороги жизни по льду Ладожского озера, в боях по
прорыву блокады Ленинграда и снятию блокады, в
боях за освобождение городов Пскова, Тарту, Риги.
Под Ленинградом Эммануил Евсеевич был ранен.
За участие в военных действиях его наградили ор¬
деном Отечественной войны 1-й степени, двумя ор¬
денами Красной Звезды и одиннадцатью медаля¬
ми.
В 1948 г. Эммануил Евсеевич был избран по
конкурсу на должность доцента и перешел в МИСИ
на постоянную работу. В 1952 г. он защитил кан¬
дидатскую диссертацию, и в 1953 г. ему присво¬
или звание доцента, а в 1974 г. - звание профессо¬
ра.
Вся основная послевоенная педагогическая и
научная деятельность профессора Э.Е.Сигалова
была связана с кафедрой Железобетонных и камен¬
ных конструкций. Его докторская диссертация была
посвящена совершенствованию конструктивных
схем и методов расчета железобетонных многоэтаж¬
ных каркасных и панельных зданий. Им была разра¬
ботана теория расчета и определения динамичес¬
ких характеристик многоэтажных зданий. Установле¬
но влияние податливости стыков сборных элемен¬
тов, податливости стыков фундаментов колонн и
вертикальных диафрагм, изучено влияние изгиба
перекрытий в своей плоскости на пространственную
работу здания. Выявлено, что с увеличением высо¬
ты здания рост усилий от сейсмического воздей¬
ствия замедляется, но от ветрового воздействия
продолжается и поэтому может стать основным рас¬
четным усилием.
В течение многих лет Эммануил Евсеевич вел
курс лекций железобетонных и каменных конструк¬
ций на факультете ПГС с повышенной инженерно-
конструкторской и теоретической подготовкой сту¬
дентов. 12 его учеников защитили кандидатские дис¬
сертации.
Основной учебник для вузов "Железобетонные
конструкции. Общий курс", написанный Э.Е. Сигало-
вым в соавторстве с доктором техн.наук, профессо¬
ром В.Н. Байковым, переиздавался пять раз. Третье
издание учебника удостоено Государственной пре¬
мии СССР. Учебник для строительных техникумов
"Железобетонные конструкции", написанный в соав¬
торстве с канд.техн.наук, доцентом С.Г. Стронгиным,
издан в США. Эти учебники переводились на многие
языки.
Эммануилом Евсеевичем совместно с инженера¬
ми и учеными ведущих научно-исследовательских
институтов страны проводились работы по исследо¬
ванию: бесконсольных стыков элементов многоэтаж¬
ных каркасных зданий; предварительно напряжен¬
ных плит, опертых по трем сторонам; свойств ненап-
рягаемой арматуры с условным пределом текучести
при смешанном армировании и др., что способство¬
вало разработке и внедрению этих экономичных же¬
лезобетонных конструкций. Список его научных тру¬
дов превышает сто наименований.
Методы расчетов, разработанные профессором
Сигаловым, нашли применение в нормативных доку¬
ментах: "Рекомендации по расчету зданий на сейс¬
мические воздействия"; "Рекомендации по расчету
многоэтажных промышленных зданий на динамичес¬
кие воздействия".
Ученые НИИЖБа с уважением и теплотой вспо¬
минают о товарище, учителе и коллеге Эммануиле
Евсеевиче Сигалове.
30
Бетон и железобетон. - 2009. - №2