Tags: строительство журнал бетон и железобетон
Year: 2013
Text
НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
Издается с апреля 1955 г.
БЕТОН И ЖЕЛЕЗОБЕТОН
2(581)
Апрель 2013
Учредители:
НИИЖБ, ВНИИжелезобетон
СОДЕРЖАНИЕ
ЛЕГЕНДАРНЫЙ ДИРЕКТОР
(к 100-летию со дня рождения К.В. МИХАЙЛОВА) 2
60 ЛЕТ В СТРОЮ 4
БЕТОНЫ
ШМИТЬКО Е.И., КРЫЛОВА А.В., БЕРЛИНА Н.А., РУДАКОВ О.Б.
Особенности структурообоазования бетонов с
модифицирующими добавками различных типов 5
АРМАТУРА
БЕДАРЕВ В.В., БЕДАРЕВ Н.В., БЕДАРЕВ А.В.
Армирование зоны анкеровки арматуры периодического
профиля v 7
КОНСТРУКЦИИ
ЛЕСКОВ Е.К. Железобетонные водопропускные трубы-балки
под насыпями на пучинистых основаниях многолетней
мерзлоты 12
В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
УТКИН B.C., ЯРЫГИНА О.В. Расчет надежности железобетонных
балок по критерию развития нормальных трещин 18
БОЛГОВ А.Н., СОКУРОВ А.З., АЛЕКСЕЕНКО Д.В.
Продавливание железобетонных плит, усиленных вклеенной
поперечной арматурой 22
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ОТХОДОВ
ГИЛЯЗИДИНОВА Н.В., РУДКОВСКАЯ Н.Ю., САНТАЛОВА Т.Н.
Керамзитошлакобетон - материал для несущих и
ограждающих конструкций 25
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
МОРДИЧ А.И., ГАЛКИН С.Л., ПЕТРОВ В.Н.
Каркас домостроительной системы “АРКОС". Надежность и
безопасность 27
Москва
Издательство
«Ладья»
Журнал зарегистрирован в Министерстве печати и информации РФ. Рег. Ne 01080
© Издательство «Ладья», журнал «Бетон и железобетон», 2013
ЛЕГЕНДАРНЫЙ ДИРЕКТОР
(к 100-летию со дня рождения К.В. МИХАЙЛОВА)
Исполнилось 100 лет со дня рождения ла¬
уреата государственной премии СССР, заслу¬
женного деятеля науки и техники РСФСР, по¬
четного члена Российской академии архитек¬
туры и строительных наук - РААСН, почетно¬
го строителя России, доктора технических на¬
ук, профессора Константина Васильевича
Михайлова, ушедшего от нас в 2009 году.
К.В. Михайлов длительное время возг¬
лавлял Научно-исследовательский, проект-
но-конструкторский и технологический инсти¬
тут бетона и железобетона - НИИЖБ, ныне
НИИЖБ им А.А.Гвоздева. Общий трудовой
стаж К.В.Михайлова составил почти 80 лет, из
них 70 лет он посвятил строительной науке,
начав свою карьеру в 1939 г. сотрудником
Центрального научно-исследовательского
института промышленных сооружений -
ЦНИПСа.
С первых дней Великой Отечественной
войны Константин Васильевич был призван в
Советскую армию и направлен на строитель¬
ство оборонительных рубежей. Старший ин¬
женер Управления военно-строительных ра¬
бот, К.В. Михайлов трудился на возведении
фортификационных объектов ряда фронтов.
Войну он закончил в чине инженер-капитана,
но из армии был демобилизован только в
1946 г. и был направлен в НИИ 200 (Научно-
исследовательский институт по строитель¬
ству закрытого типа).
В 1948 г. К.В. Михайлов защитил диссерта¬
цию на тему "Железобетонные круглые резер¬
вуары с предварительно напряженной арма¬
турой". Это была первая в стране работа по
предварительно напряженным железобетон¬
ным резервуарам, обобщенная впоследствии
в виде монографии. Предварительно напря¬
женный железобетон и арматура для предва¬
рительного напряжения на многие годы стали
приоритетными в круге его научных интере¬
сов. В 1953 г. Константин Васильевич снова
возвращается в ЦНИПС, который через нес¬
колько лет был разделен на три института:
строительных конструкций - ЦНИИСК, строи¬
тельной физики - НИИСФ и бетона и железо¬
бетона - НИИЖБ. К.В. Михайлов переходит
на работу в НИИЖБ, где в 1962 г. становится
заместителем директора, а через три года -
директором. На этой должности он трудился
без малого четверть века. Административная
работа не помешала К.В. Михайлову защи¬
тить в 1964 г. докторскую диссертацию. Од¬
ним из оппонентов по ней был А.А. Гвоздев,
имя которого впоследствии было присвоено
самому институту.
НИИЖБ в те годы по его инициативе заклю¬
чил договора о научно-техническом сотрудни¬
честве практически со всеми строительными
министерствами страны. Применение железо¬
бетона в строительстве росло невиданными
темпами. Объемы бетона и железобетона в
СССР превышали в то время 250 млн.м3 в год,
из них 140 млн м3 сборного. Востребован¬
ность научных разработок в этой области бы¬
ла исключительно высока. Железобетон ши¬
роко использовался не только в промышлен¬
ном, но и в жилищном строительстве. В улуч¬
шении жилищных условий населения (к началу
90-х годов в стране 80% семей проживали в от¬
дельных квартирах) преимущественное при¬
менение железобетонных конструкций, прежде
всего сборных, сыграло решающую роль.
Профессор К.В. Михайлов являлся круп¬
нейшим организатором самой науки о бетоне и
железобетоне. За годы его директорства число
лабораторий НИИЖБ выросло вдвое, более
чем в два раза увеличилась площадь произво¬
дственных и камеральных помещений инсти¬
тута, втрое выросло число докторов и канди¬
датов наук. К.В. Михайлов был председате¬
лем Совета по присуждению ученых степеней.
В 1988 г., когда он оставил пост директора
НИИЖБ, в институте работало 34 доктора и
180 кандидатов технических наук, в год защи¬
щалось около сорока диссертаций, из них поч¬
ти половину составляли соискатели, аспиран¬
ты и докторанты института.
Весом вклад К.В.Михайлова в развитие
научных школ НИИЖБ, основы которых были
заложены еще основателями института про¬
фессорами А.А. Гвоздевым и Б.Г. Скрамтае-
вым. Среди этих школ следует назвать тео¬
рию железобетона, бетоноведения, арматуры
для обычного и предварительно напряженно¬
го железобетона и ряд других. Читатель мо¬
2
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
жет более подробно ознакомиться с этими
направлениями в сборнике, составленном в
свое время К.В. Михайловым, "Очерки исто¬
рии НИИЖБ и его научные школы", Москва,
2004 г. Именно специалисты, выросшие за
годы его руководства институтом, и состав¬
ляют научный костяк нынешнего НИИЖБ
им. А.А. Гвоздева.
Много внимания уделял Константин Ва¬
сильевич формированию отечественной нор¬
мативной базы по бетону и железобетону. В
НИИЖБ были разработаны и действуют по¬
ныне основные строительные нормы и прави¬
ла по расчету железобетонных конструкций,
обеспечению его долговечности, технологии
производства бетонных и арматурных работ.
Были подготовлены десятки стандартов и
развивающих их пособий и рекомендаций на
бетон, арматуру, химические добавки, методы
их испытаний - всего более 200 документов.
По его инициативе при Госстрое СССР
был организован Координационный совет по
научным исследованиям в области бетона и
железобетона, сыгравший большую роль в
консолидации этого направления строитель¬
ной науки в стране. Совет имел более десят¬
ка секций и охватывал научную деятельность
свыше 300 организаций.
Константин Васильевич за свою долгую
научную карьеру опубликовал более 300 на¬
учных работ, в том числе 12 монографий.
Среди последних особо следует отметить вы¬
шедший в 2001 г. под его редакцией фунда¬
ментальный труд "Бетон и железобетон в XXI
веке", объемом более 600 стр. В 2007 г. под
его руководством был подготовлен термино¬
логический словарь по железобетону, содер¬
жащий почти 1500 терминов, в том числе и на
английском языке.
Многие годы Константин Васильевич был
главным редактором журнала "Бетон и желе¬
зобетон", за это время тираж издания вырос
многократно и достигал в 80-е годы 15 тыс. эк¬
земпляров.
Его вклад в строительную науку, заслуги
перед строительной отраслью были отмече¬
ны целым рядом высоких правительственных
наград, в том числе орденами Ленина, Ок¬
тябрьской Революции, Трудового Красного
Знамени и другими, а его ратные подвиги от¬
мечены орденом Отечественной войны II сте¬
пени и многими медалями, среди которых
особо следует отметить медаль "За боевые
заслуги", которой он был награжден командо¬
ванием Воронежского фронта в 1943 г.
Много лет К.В. Михайлов, владея английс¬
ким и немецким, достойно представлял нашу
страну в Международной Федерации по пред¬
варительно напряженному железобетону -
ФИП, являлся членом Президиума и вице-
президентом ФИП, а впоследствии был изб¬
ран ее почетным членом и награжден ме¬
далью этой организации. Под его председа¬
тельством проводились ежегодные сессии
Национального комитета ФИП, который имел
филиалы почти в двадцати республиках и об¬
ластях страны. Впоследствии на базе этого
комитета была учреждена Всероссийская ас¬
социация "Железобетон", первым президен¬
том которой единодушно был избран К.В. Ми¬
хайлов.
Константин Васильевич неоднократно
возглавлял делегации отечественных специа¬
листов на конгрессах ФИП, причем это были
высокопредставительные делегации. Так, на
конгрессе ФИП в Париже численность советс¬
кой делегации превышала 70 человек, предс¬
тавляя специалистов из десятков республик и
областей тогдашнего СССР. Результаты этих
командировок обобщались в монографиях по
зарубежному опыту, каждый раз с большим
интересом встречаемых инженерной общест¬
венностью.
Организуемые НИИЖБом раз в четыре го¬
да под эгидой НТО строителей Всесоюзные
конференции по бетону и железобетону соби¬
рали сотни специалистов со всех концов стра¬
ны. До последних дней Константин Василье¬
вич Михайлов являлся главным научным сот¬
рудником Лаборатории анализа и прогноза
НИИЖБ, членом ученого совета института,
публиковал статьи по актуальным вопросам
развития бетона и железобетона.
Константин Васильевич был счастлив в
семейной жизни, со своей любимой женой Ру¬
занной Леоновной он прожил более 70 лет.
Редколлегия журнала, редакция, старшее
поколение сотрудников НИИЖБ им А.А. Гвоз¬
дева, коллеги и друзья Константина Василье¬
вича Михайлова высоко чтут его светлый об¬
раз, помнят его умную требовательность как
руководителя, и одновременно деликатность
и исключительную интеллигентность.
3
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
60 ЛЕТ В СТРОЮ
Технологическому институту
" В Н И Ижел езобето н "
исполнилось 60 лет со дня
создания
За время своей деятельности институт внес
существенный вклад в развитие заводского про¬
изводства сборного железобетона и промыш¬
ленности строительных материалов в целом.
Он участвовал в освоении первых в стране за¬
водов по производству железобетонных изде¬
лий для домостроения, спецжелезобетона, ком¬
мунального хозяйства; в создании и освоении
технологий для заводов сборного железобетона
и домостроительных комбинатов.
Институтом были разработаны и внедрены в
производство эффективные технологии изго¬
товления тяжелых и легких бетонов на цемент¬
ном и других видах вяжущих, вибрационные ме¬
тоды уплотнения бетона, электротермический
метод натяжения арматуры, комплексные мето¬
ды эффективной тепловой обработки бетона,
методы ультразвукового неразрушающего конт¬
роля прочности бетона, высокоэффективные
комплексные химические добавки и суперплас¬
тификаторы на основе утилизации промышлен¬
ных отходов, вяжущие низкой водопотребности
(ВНВ) для бетонов высокой прочности и др.
Институтом созданы основополагающие
нормативные документы для заводов ЖБИ и
ДСК, в том числе СНиП по производству сбор¬
ных железобетонных конструкций и изделий, об¬
щесоюзные нормы технологического проекти¬
рования предприятий и др.
Предложенная институтом импортозаменя¬
ющая отечественная технология строительства
"теплых домов" на основе однослойных наруж¬
ных стен из полистиролбетона системы "Юни-
кон" опередила требования времени по тепло¬
защите зданий и обеспечила высокую эконо¬
мичность ограждающих конструкций, пол¬
ностью отвечающих современным повышен¬
ным требованиям по ресурсосбережению. Раз¬
работки ВНИИжелезобетона получили внедре¬
ние на заводах ЖБИ и КПД по всей территории
страны. Институт получил широкое отечествен¬
ное и международное признание.
Работы института удостоены Ленинской пре¬
мии СССР, трех премий Совета Министров
СССР, премии Ленинского комсомола и премии
Правительства РФ по науки и технике, отме¬
чены почетными грамотами и дипломами отече¬
ственных и зарубежных организаций. Коллектив
ОАО "Технологический институт "ВНИИжелезо-
бетон" продолжает активную творческую работу
по модернизации производства и развитию
строительства энергоэффективных зданий в
Москве и других регионах страны.
В связи с 60-летием со дня образования и
крупным вкладом в создание и развитие строи¬
тельной индустрии и строительства в России
коллектив института "ВНИИжелезобетон" полу¬
чил поздравления и почетные грамоты ведущих
государственных, общественных и научных ор¬
ганизаций страны. В их числе Совет Федерации
и Государственная Дума России, Департамент
градостроительной политики правительства
Москвы, Министерство строительного комплек¬
са и жилищно-коммунального хозяйства Моско¬
вской области, Российская Академия архитекту¬
ры и строительных наук, Национальное объеди¬
нение строителей, Российский Строительный
Союз, Российское общество инженеров строи¬
телей и многие другие.
Редакция журнала "Бетон и железобетон",
одним из учредителей которого является
ВНИИжелезобетон, присоединяется к этим
поздравлениям и желает коллективу инсти¬
тута дальнейших творческих успехов.
4
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
БЕТОНЫ
ЕМ. ШМИТЬКО, д-р техн. наук, проф., А.В. КРЫЛОВА, канд. техн. наук, проф.,
Н.А. БЕРЛИНА, канд. техн. наук, доц., О.Б. РУДАКОВ, д-р хим. наук, проф.
(Воронежский государственный архитектурно-строительный ун-т)
ОСОБЕННОСТИ СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ БЕТОНОВ С МОДИФИЦИРУЮЩИМИ
ДОБАВКАМИ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ
Композиты на основе портландцемента и его
разновидностей представляют основу современного
строительства. Это многие виды строительных мате¬
риалов и изделий. Но наиболее важное место зани¬
мает бетон, особенно используемый в монолитном
варианте. Этому материалу всегда, а сегодня - осо¬
бенно, уделяют большое внимание со стороны уче-
ных-материаловедов.
Главным вопросом исследований всегда была
структура бетона, относительное сочетание ее сос¬
тавляющих, глубинная сущность процессов, обеспе¬
чивающих необходимый оптимум. И следует отме¬
тить, что по всем этим направлениям достигнуты
впечатляющие результаты. Вместе с тем потреб¬
ность в подобных исследованиях совершенно не ис¬
черпана, так как, с одной стороны, значительно воз¬
растают требования к бетону для современных уни¬
кальных зданий и конструкций, изменилась техноло¬
гия приготовления и укладки бетонной смеси в
конструкции, стали другими температурно-влажност¬
ные условия твердения бетона. С другой стороны,
общий прогресс в науке о материалах открыл новые
возможности "конструирования" бетонов. На "пове¬
стку дня" вышли такие вопросы, как управление мик¬
роструктурой на атомно-молекулярном уровне, уп¬
равление величиной межчастичных связей, управле¬
ние кинетикой нарастания прочности и др.
Революционный прорыв в технологии обеспечи¬
ло применение пластифицирующих добавок. И
здесь следует заметить, что достигнутый колоссаль¬
ный эффект в части получения бетонных смесей лю¬
бых подвижностей как бы автоматически отодвинул
на второй план важность закона водоцементного от¬
ношения. Однако, на наш взгляд, это недопустимая
"роскошь", так как правильное использование водо¬
цементного фактора - это дополнительный действен¬
ный рычаг управления структурой бетона и на совре¬
менном этапе. Попытаемся это доказать некоторыми
нашими результатами.
Сначала рассмотрим, опираясь на фундамен¬
тальные положения физической и коллоидной хи¬
мии, как формируется структура цементно-водной
композиции в зависимости от содержания в ней во¬
ды. Это удобно рассмотреть на примере кривой
плотности цементно-водной дисперсии (см. рисунок),
представленной в свое время на суд научной обще¬
ственности одним из авторов этой статьи [1].
Содержание воды (относит.)
Изменен* плотности цементно-водной дисперсии в зависи¬
мости от содержания воды
- кривая плотности цементно-водной дисперсии;
-о- - кривая парциальной плотности твердой фазы
Уже из общего облика кривой плотности вытека¬
ют два важных вывода:
1 - с изменением содержания воды в системе
взаимная координация частиц цемента и плотность
их упаковки неизбежно изменяются;
2 - управляя влажностным фактором, можно
обеспечить максимально плотную упаковку частиц
цемента и, соответственно, предельно высокие зна¬
чения свойств цементного камня.
С научной точки зрения, напрашивается еще
один вывод: представленная на рисунке картина
плотности полностью коррелирует с основополагаю¬
щими положениями физической и коллоидной хи¬
мии, на которые в свое время обратил внимание ака¬
демик П.А. Ребиндер и на этой основе предложил
рассматривать новую область науки - физико-хими¬
ческую механику дисперсных систем [2].
Ключевым моментом в новом разделе науки ста¬
ло учение о поверхностной энергии, реализуемой на
межфазных границах. Применительно к цементно¬
водным дисперсиям это границы следующих типов:
"твердое-жидкость", "твердое-газ", "жидкость-газ".
Наибольшей поверхностной энергией обладает, бе¬
зусловно, твердая фаза, представленная в рассмат¬
риваемом случае частицами цемента с относитель¬
но высокой удельной поверхностью, на которой рас¬
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
5
положены многочисленные активные центры, спо¬
собные создавать дополнительные внешние связи
электростатической и другой природы. Это положе¬
ние физико-химической механики получило даль¬
нейшее развитие применительно к влажным дисперс¬
ным системам в трудах [3,4] и других ученых. Эти же
положения приняты и нами в качестве исходных для
энергетического обоснования приведенной на
рисунке кривой плотности.
Нисходящий участок кривой плотности АВ обус¬
ловлен тем, что все новые малые дозы воды, добав¬
ляемой к цементу, располагаются на зернах цемента
поверхностно, пленочно. При этом вода в пленках
приобретает определенную структурность, повы¬
шенную упругость и способна "раздвигать" частицы
цемента, что и способствует процессу понижения
плотности. Расчеты показали, что с повышением ко¬
личества воды в системе до 0,06-0,07 от массы це¬
мента пленки способны набухать до толщин, состав¬
ляющих примерно 200 нм.
Перегиб кривой в точке В и проявление тенден¬
ции сначала к замедлению интенсивности падения
плотности, а затем и к ее росту обусловлен посте¬
пенно нарастающей рыхлостью пленок, а затем -
постепенным их исчезновением в связи с накоплени¬
ем объемно-капиллярной воды сначала в отдельных
межзерновых стыках, а затем и в виде связной сис¬
темы капиллярных пор, создающих стягивающий
эффект как следствие отрицательного давления под
менисками на границе жидкости с газовой фазой,
"наступающих" на твердую фазу по контуру примы¬
кания менисков к ней и тем самым компенсирующих
избыточную поверхностную энергию твердой фазы.
Происходит постепенный переток воды из пленок в
капилляры. Как известно, чем меньше радиус кри¬
визны менисков, тем выше стягивающий эффект.
Нормирующим для него является величина поверх¬
ностного натяжения жидкости, реализуемая на гра¬
ницах с газовой фазой.
С увеличением количества воды в дисперсной
системе (на участке кривой плотности ВС) возраста¬
ет количество межчастичных связей в форме менис¬
ков, соответственно возрастает капиллярный стяги¬
вающий эффект, результаты которого мы и наблюда¬
ем на представленной кривой.
Самоуплотнение дисперсной системы продолжа¬
ется с повышением содержания воды вплоть до за¬
полнения ею межчастичного пространства на 0,876
его объема - участок кривой CD. Нельзя не заме¬
тить, что в обозначенном узком интервале влажнос¬
ти процесс самоуплотнения системы происходит как
бы спонтанно, самопроизвольно. Объяснение этому
мы связываем с включением в работу еще одного
механизма сближения частиц цемента - за счет меж¬
частичного взаимодействия (по Лифшицу), которое
проявляет себя при сближении дисперсных частиц
до расстояний 100 нм и менее [3]. Специально вы¬
полненные нами расчеты показывают, что в точке С
на кривой плотности межчастичные расстояния
уменьшились именно до 100 нм, что и дает нам ос¬
нование прибегнуть к теории Лифшица. Следует так¬
же иметь в виду, что отрицательное капиллярное
давление на участке CD способствует постепенному
перетягиванию воды из пленок в капилляры и, таким
образом, в конкурирующей борьбе капиллярного и
пленочного давлений "победа" окончательно оказы¬
вается на стороне первого.
Точке D соответствует максимальный эффект са¬
моуплотнения системы. Точке £ соответствует тесто
нормальной густоты. Участок DE характерен тем, что
система из трехфазной (твердое-жидкость-газ) посте¬
пенно переходит в двухфазную (твердое-жидкость).
При этом мениски жидкости объединяются в общую
поверхность, капиллярный эффект исчезает. Но при
этом остается в действии эффект межчастичного вза¬
имодействия - эффект Лифшица. Его действие про¬
должается при разбавлении системы водой вплоть до
точки F с влажностью, соответствующей 1,65НГ (НГ -
нормальная густота цементного теста).
Наши расчеты показали, что при дальнейшем
добавлении воды межчастичные расстояния превы¬
шают 100 нм, в результате чего межчастичные силы,
обеспечивающие до этого взаимную координацию
цементных частиц, полностью исчезают. Система в
виде водной суспензии переходит в кинетически не¬
устойчивую область, появляется тенденция к седи¬
ментации и расслоению цементного теста. О том,
что наши представления относительно важной роли
межчастичных расстояний в общем стягивающем
эффекте верны, говорит и тот факт, что на кривой
плотности точки С' и F' совпадают относительно шка¬
лы плотности.
Таким образом, представленные результаты ис¬
следований в виде кривой плотности дают нам осно¬
ву для целенаправленного использования влажност¬
ного фактора в направлении достижения высоких
показателей плотности и прочности бетона. В част¬
ности, для бетонов литьевой и вибрационной техно¬
логий "путеводной звездой" должна быть точка Е на
кривой плотности; для бетонов, формуемых метода¬
ми прессования, - точка D. Однако и в первом, и во
втором вариантах на пути к максимальному прибли¬
жению к обозначенным ориентирам приходится ре¬
шать массу непростых технологических задач: в пер¬
вом случае - связанных с необходимостью обеспече¬
ния при низких значениях В/Ц отношения требуемой
формуемости бетонной смеси; во втором случае - с
необходимостью повысить значение предельного
напряжения сдвига так, чтобы отформованное изде¬
лие без формы уверенно сохраняло бы свои геомет¬
рические размеры и форму, а в процессе формова¬
ния исключался бы эффект прилипания формовоч¬
ной массы к рабочим деталям формующего агрегата.
Практических решений для второго случая не
найдено, а для первого случая - это пластификато¬
ры и суперпластификаторы, тонкодисперсные мине¬
ральные порошки определенного минералогическо¬
го состава и др. Но при этом не может не возникнуть
6
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
вопрос: а те ключевые точки, которые выявлены и
представлены на кривой плотности системы "цемент-
вода", остаются ли действительными при использова¬
нии модифицирующих добавок, появятся ли какие-то
особенности, которые должны быть учтены и в тео¬
рии, и на практике. Ответы на эти вопросы мы попы¬
тались получить в своих дальнейших исследованиях,
некоторые результаты которых представлены ниже.
Но прежде чем приступить к анализу новых ре¬
зультатов, выделим те положения физико-химичес-
кой механики, на которых основано применение
ПАВ, и которые, по нашему мнению, в наибольшей
степени определяют специфику получаемых резуль¬
татов. Обратим внимание на следующие положения:
- применение ПАВ обеспечивает повышение
смачиваемости частиц цемента; в основе этого явле¬
ния лежит эффект снижения величины поверхност¬
ного натяжения на границе "жидкость-газ" (сгж_г),
"жидкость-твердая поверхность" (<*ж.т) для трех¬
фазных дисперсных систем (цемент-вода-воздух,
В/Ц < НГ) и на границе "жидкость-твердая поверх¬
ность" для двухфазных дисперсных систем (цемент-
вода, В/Ц > НГ)\
- эффект снижения поверхностного натяжения
реализуется в результате адсорбции молекул ПАВ
на межфазной границе; при этом молекулы ПАВ вы¬
тесняют молекулы воды с межфазной поверхности;
- адсорбционная активность ПАВ различного
происхождения и состава тем выше, чем хуже раст¬
воримость ПАВ в воде, чем больше линейный раз¬
мер и масса гидрофобной части молекулы ПАВ, чем
полярней гидрофильная ее часть;
- в конечном счете технологические эффекты,
обеспечиваемые ПАВ, напрямую связаны с адсорб¬
ционной емкостью моно- и полислоев молекул ПАВ
на межфазной границе, с их способностью создавать
двойной электрический слой, с другими свойствами,
пока неизвестными.
Количественное отражение состав и структура
молекул ПАВ находят в виде двух характеристик: ад¬
сорбционной емкости монослоя ПАВ на частицах
твердой фазы (т) и снижения поверхностного натя¬
жения на границе "жидкость-газ" (аж.г). Первая ха¬
рактеристика является основой для определения
практически значимого показателя, именуемого ККМ -
критической концентрации мицеллообразования.
С учетом вероятных отличий в этих показателях
нами для исследований привлечены 4 вида добавок:
ЛСТ, СП-3, Glenium, Stachement (Германия). Такой
подбор оказался удачным, так как в дальнейшем про¬
явились существенные отличия между технологичес¬
кими эффектами, вызываемыми этими добавками. В
соответствии с отмеченным принятые для исследова¬
ний добавки объединены в две однотипные группы:
первая - ЛСТ и СП-3, вторая - Glenium и Sfachement.
Проведенными дополнительными исследованиями
установлено, что добавки второй группы обладают
значительно более высоким показателем ККМ.
О том, каким образом эти отличия повлияли на
баланс внутренних сил, степень самоуплотнения це¬
ментно-водной дисперсии мы расскажем в последу¬
ющих номерах журнала.
Библиографический список
1. Шмитько Е.И. Управление процессами твердения и структу-
рообразования бетонов. Дис. ... докт. техн. наук по спец.
05.23.05. - Воронеж, 1994. - 525 с.
2. Ребиндер П.А. Структурообразование в дисперсных систе¬
мах Текст / В.В. Измайлова - М.: Наука, 1974. - 350 с.
3. Вода в дисперсных системах. Текст /В.В. Дерягин, А.В. Чу-
раев, Ф.Д. Овчаренко и др. - М.: Химия, 1989. - 288 с.
4. Ахвердов И.Н. Основы физики бетона. Текст / И.Н. Ахвер-
дов - М.: Стройиздат, 1981. - 464 с.
АРМАТУРА
В.В. БЕДАРЕВ, канд. техн. наук, Н.В. БЕДАРЕВ, инж. (ООО "Ригул”);
А.В. БЕДАРЕВ, инж. (ООО "Стройинжиниринг")
АРМИРОВАНИЕ ЗОНЫ АНКЕРОВКИ АРМАТУРЫ ПЕРИОДИЧЕСКОГО ПРОФИЛЯ
Поперечное армирование зоны анкеровки рабо¬
чей арматуры периодического профиля в бетоне яв¬
ляется важным фактором обеспечения несущей спо¬
собности железобетонной конструкции по наклонно¬
му сечению, особенно при действии изгибающего
момента. Положительное влияние поперечного ар¬
мирования зоны анкеровки связано в нормативных
документах с увеличением усилия в продольной рас¬
тянутой арматуре Ns.
В пункте 3.45 [6] определено, что при пересече¬
нии наклонного сечения с продольной растянутой
арматурой, не имеющей анкеров в пределах зоны
анкеровки, усилие Ns определяется по формуле:
Ns = RsAs— ,
lan
где ls - расстояние от конца арматуры до точки пересечения с
ней наклонного сечения; lan - длина зоны анкеровки, равная
^on ~ ^an
где ^ап
А*ап
Rs
а ; r
Л R bond
сцепления арматуры с бетоном, равное
bond * расчетное сопротивление
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
7
^bond ^l\V2^bl ’
где rj, - коэффициент, учитывающий влияние вида
поверхности арматуры и принимаемый равным:
2.5 - для арматуры классов А300, А400, А500;
2.0 - для арматуры класса В500;
1.5 - для арматуры класса А240;
т)2 - коэффициент, учитывающий влияние диа¬
метра арматуры и принимаемый равным:
1.0 - при диаметре ds < 32 мм, 0,9 - при диамет¬
рах 36 и 40 мм;
а - коэффициент, учитывающий влияние попе¬
речного обжатия бетона и поперечной арматуры и
принимаемый равным:
а) для крайних свободных опор, если
0,25 < ob/Rb < 0,75-0,75; если ab/Rb < 0,25 или
obIRb > 0,75-1,0.
Здесь ab = Fsup/Asup, Fsup, Asup - опорная реакция
и площадь опирания балки; при этом если имеется
поперечная арматура, охватывающая без приварки
продольную арматуру, коэффициент а делится на
, , 6Asw ,
величину 1 + (где А^ и s - площадь сечения
(1S
огибающего хомута и его шаг) и принимается не ме¬
нее 0,7;
б) для свободных концов консоли - 1,0.
В любом случае коэффициент кап принимается
не менее 15, а длина зоны анкеровки 1ап - не менее
200 мм.
Назначение поперечною армирования зоны ан¬
керовки продольной арматуры в предотвращении
образования и развития так называемых "трещин
раскалывания” или в предотвращении разрушения
анкеровки арматуры в бетоне по характеру "раскол”.
Площадь поперечной арматуры на длине анке¬
ровки продольной рабочей арматуры, необходимой
для предотвращения образования трещин в защит¬
ном слое бетона, определим, основываясь на следу¬
ющем:
1. образование трещины у нагруженного конца
арматурного стержня является признаком разруше¬
ния анкеровки в бетоне;
2. образование трещин в защитном слое бето¬
на у нагруженного конца арматурного стержня не до¬
пускается;
3. растягивающие напряжения в бетоне на базо¬
вой (основной) длине анкеровки изменяются по ли¬
нейной зависимости от Rbln у нагруженного конца ар¬
матурного стержня до 0 на свободном конце (рис. 1.);
4. напряжения в поперечной арматуре на базо¬
вой (основной) длине анкеровки изменяются по ли¬
нейной зависимости от Rsw у нагруженного конца
арматурного стержня до 0 на свободном конце
(рис. 2);
5. в предельном состоянии разрушение анке¬
ровки арматуры в бетоне происходит при одновре¬
менном достижении бетоном по рабочим площадкам
поперечных ребер на базовой (основной) длине ан¬
керовки Rbn, а у нагруженного конца Rbt„;
6. суммарное расклинивающее усилие, исходя из
угла наклона склонов поперечных ребер арматуры
к поверхности стержня, равного 45°, направлено
перпендикулярно продольному внешнему усилию
(рис. 3) [1];
7. в предельном состоянии разрушение анкеровки
арматуры в бетоне происходит при одновременном
достижении бетоном защитного слоя у нагруженного
конца Rbt n и напряжений в арматуре Rs.
Рис. 1. Изменение нап¬
ряжений в бетоне за¬
щитного слоя на длине
анкеровки
Рис. 2. Изменение нап¬
ряжений в поперечной
арматуре на длине ан¬
керовки
N + АЛ'
Рис. 3. Схема взаимодействия растянутого арматурного
стержня с окружающим бетоном
8
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
Средние растягивающие напряжения на базовой
(основной) длине анкеровки арматуры в бетоне за¬
щитного слоя составляют Rbtn /2. Средние напряже¬
ния в поперечной арматуре на базовой (основной)
длине анкеровки продольной арматуры составляют
Rsw /2. В зарубежных и международных стандартах
оценка эффективности профиля обычной арматуры
производится по относительной площади смятия - fr
[2, 3, 4].
Основываясь на относительной площади смятия
f
r ndt ’
(1)
Nb=2FrXRb<n =
fr ^ ^Q,an Rb ,n
frndtl0anRb^
sin pt
sin P
где X - число поперечных ребер в пределах базовой (основной)
длины анкеровки /0 ап
/п
х =
•о ,ап
t
где Rb„ - призменная прочность бетона.
Усилие в бетоне защитного слоя на длине анке¬
ровки перед образованием "трещины раскалывания"
у нагруженного конца арматурного стержня при отсу¬
тствии поперечного армирования
(3)
где Ci - требуемая толщина защитного слоя бетона; Rbl „ - проч¬
ность бетона на осевое растяжение.
Из равенства усилия в бетоне по рабочим пло¬
щадкам поперечных ребер и усилия в бетоне защит¬
ного слоя на длине анкеровки [6]
*ь =
frKdl^anRbn _ ^Q,an^\ Rbt,n
sin Р 2
(4)
определим толщину защитного слоя бетона q анке-
руемой арматуры, при котором образование "трещин
раскалывания" или достижение бетоном защитного
слоя у нагруженного конца стержня напряжений Rbt n
происходит одновременно с достижением бетоном
по боковым поверхностям поперечных ребер приз¬
менной прочности Rbn
2frndRb,n
Ч =
где d - номинальный диаметр арматуры; t - шаг поперечных выс¬
тупов; FCM - площадь смятия, определяемая как проекция попе¬
речных выступов профиля на плоскость, перпендикулярную оси
арматурного стержня,
FCM = 2Frsin/J,
где Fr - площадь боковой поверхности одного поперечного ребра
арматурного стержня [5]; 2 - число поперечных ребер; sin/) - угол
наклона поперечного ребра к продольной оси.
2
sin Р
Определим усилие в бетоне по рабочим площад¬
кам поперечных выступов продольной арматуры
Я*,,„sin/?
(5)
При полученном по формуле (5) значении толщи¬
ны защитного слоя бетона cj характер разрушения
"срез" наступает одновременно с характером разру¬
шения "раскол”, что является оптимальным с точки
зрения максимального использования физико-меха-
нических характеристик бетона железобетонной
конструкции.
Вычислим базовую (основную) длину анкеровки
арматуры 10а„, основываясь на равенстве усилия в
анкеруемой арматуре
nd2R'
и среднего усилия в бетоне защитного слоя в преде¬
лах базовой (основной) длины анкеровки /0 ап
(2)
k,anc\Rbl^
*Ы =
То есть
nd2 _ /о ,ая C\Rbt*
Откуда базовая (основная) длина анкеровки ар¬
матуры при характере разрушения "раскол"
7td2Rs 2 RSAS
0,АЛ n п
2С1 Rbt,n c\Rbt,n
(6)
Сравним (6) с формулой определения базовой
(основной) длины анкеровки, принятой в российских
нормах [7, 8]
^ Rs^s Rs^s
Rbond 4s UsWlht
В формуле (6) в знаменателе используется про¬
изведение прочности бетона на растяжение Rbt n и
толщины защитного слоя бетона с\, а в российских
Бетон и железобетон. - 2013. - N>2
9
нормах [7, 8] - произведение прочности бетона на
растяжение Rbtn, периметра арматуры us и коэффи¬
циентов, учитывающих влияние вида поверхности
арматуры rjj и влияние диаметра арматуры г)2.
Подставив в (6) значение защитного слоя бетона
с | по формуле (5), получим базовую (основную) дли¬
ну анкеровки арматуры при характере разрушения
срез
4),ап ~
dRs sin Р
4frRb,n
(7)
Площадь поперечной арматуры Asw определим
из условия замещения части бетона защитного слоя
С| с прочностью на осевое растяжение Rbln на попе¬
речную арматуру с расчетным сопротивлением на
растяжение Rsw по формуле
(г -r\l ^bt,n _ Rsw ,
VC1 c)‘0,an 2 ~ 2 ’
где с - фактическая толщина защитного слоя бетона рабочей ар¬
матуры А 5.
Таким образом,
h,an^bt,n(c\ ~с)
(8)
При замещении части бетона защитного слоя С|
поперечной арматурой площадью Asw, определен¬
ной по формуле (8), разрушение анкеровки продоль¬
ной арматуры As по характеру разрушения "срез"
произойдет одновременно с разрушением по харак¬
теру "раскол".
Площадь сечения поперечной арматуры Asw
можно также определить в зависимости от усилия в
анкеруемой арматуре As из следующего равенства
д _ ^0,an^Rbt ji Rsw^sw
(9)
или
д ^0,an^Rbt,n _ ^sw^sw
Откуда необходимая площадь поперечной арма¬
туры Asw для предотвращения образования "трещин
раскалывания" в бетоне защитного слоя и обеспече¬
ния анкеровки рабочей арматуры в бетоне равна
Лг... =
(2 Rs Л ~^0,ancRbl,n )
R,
(10)
где As - площадь поперечного сечения анкеруемой арматуры;
Rs - расчетное сопротивление анкеруемой арматуры; /0 ап - базо¬
вая (основная) длина анкеровки рабочей арматуры, определенная
по формуле (7); с - фактическая толщина защитного слоя бетона
анкеруемой арматуры; Rfa п - сопротивление бетона осевому рас¬
тяжению; Rsw - расчетное сопротивление поперечной арматуры.
Основываясь на базовой (основной) длине анке¬
ровки /0 aw определенной по формуле (7), после пре¬
образований, значение необходимой площади попе¬
речной арматуры в зоне анкеровки рабочей армату¬
ры в бетоне по формулам (8) и (10) получим
^sw
dRs (2frndRhn - sin pcRht n)
(11)
^frRb,nRsw
где Rs - расчетное сопротивление анкеруемой арматуры; fr - отно¬
сительная площадь смятия поперечных ребер анкеруемой арма¬
туры; d - номинальный диаметр анкеруемой арматуры; Rb n -
призменная прочность бетона; с - фактическая толщина защитно¬
го слоя бетона анкеруемой арматуры; Rbt п - сопротивление бето¬
на осевому растяжению; Rsw - расчетное сопротивление растяже¬
нию поперечной арматуры.
В предлагаемых формулах
кап(2frndRb,n -cRbt#)
^sw
(12)
ИЛИ
dRs(2frndRbn - sin (3cRbt n)
^frRb,nRsw
при определении необходимой площади поперечной
арматуры Asw в пределах базовой (основной) длины
анкеровки /0 ап рабочей арматуры в бетоне учитыва¬
ются геометрические параметры сечения рабочей
арматуры: номинальный диаметр d\ периметр nd\ от¬
носительная площадь смятия поперечных ребер fr\
механические характеристики анкеруемой арматуры
Rs, минимальная толщина защитного слоя бетона с
рабочей арматуры и физико-механические характе¬
ристики бетона Rb n, Rbl „.
После преобразований формул (10) и (11) полу¬
чим
R*
Г 2А d sin рсЯы^
4frRbjiRsw
(13)
При таком армировании зоны анкеровки попе¬
речной арматурой обеспечивается одновременное
достижение бетоном под поперечными ребрами ан¬
керуемой арматуры призменной прочности Rb n и бе¬
тоном защитного слоя предела прочности при растя¬
жении Rbln или одновременное разрушение анке¬
ровки как по характеру разрушения "срез", так и по
характеру разрушения "раскол”.
10
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
Базовая (основная) длина анкеровки /0 ап, опре¬
деленная из формулы (9) с учетом поперечного ар¬
мирования зоны анкеровки продольной арматуры,
не может быть меньше базовой (основной) длины
анкеровки /0 ап, определенной по формуле (7)
_ 2Rs As RswAsw > dRs sin P
0,Ш7 n j /» t>
cRbi,n 4frRhn
Площадь поперечной арматуры в зоне анкеровки
определим, принимая значение базовой (основной)
длины анкеровки 10ап при характере разрушения
"раскол"
, = 2RSAS~RSWASW
10,ап
cR,
bt,n
равной значению базовой (основной) длины анке¬
ровки 10мп при характере разрушения "срез"
dRs sin Р
k,an ~
4frRb,n
То есть
2RSAS-RSWASW _dRs sin р
ИЛИ
cRbl,n
4frRb;j
I
2RSAS
R A
sw sw
dRs sin P
CRbt,n
cRb,s
4frRb/j
Далее получим равенство
R А
j\sm> sw
_ 2 RSAS
dRs sin P
сЯ
htyn
cR,
Ьл
откуда вычислим площадь поперечной арматуры
2RsAs(4frRhn)-dRs sin p(cRbl^) _ Rsw
Asw
cRb,,n4frRb,n cRhl'„
[2RsAs(AfrRbn)-dRs sin p(cRbl „)\cRbt „
^Rbt ,n 4fr Rb,ri Rsw
[2RsAs{AfrRb/t)-dRs sin p{cRbt/1)]
^frRb,nRsw
2RSAS dRs sin P(cRht n) _
R„,
R,
2AS -
4frRb,nRsw
d sin pcRbln
4frRb,n
Таким образом, площадь поперечной арматуры в
зоне анкеровки продольной рабочей арматуры,
обеспечивающая одновременное разрушение анке¬
ровки по характеру "срез" и "раскол", составит
А =
SVV’
Rs
R„
2 As-
d sin pcRbtn
4frRb,n
В формуле (13) при определении площади попе¬
речной арматуры в зоне анкеровки продольной рабо¬
чей арматуры учитываются основные геометрические
и физико-механические характеристики: прочностные
характеристики продольной рабочей Rs и поперечной
Rsw арматуры; площадь поперечного сечения анкеру-
емой арматуры As] диаметр анкеруемой арматуры d\
толщина защитного слоя бетона с; относительная
площадь смятия fr и угол наклона поперечных ребер
sin/?, а также прочностные характеристиками бетона:
- сопротивления бетона осевому сжатию Rb „;
- сопротивления бетона осевому растяжению
RЫ,п•
В отечественных нормах проектирования диа¬
метр поперечной арматуры в вязаных каркасах изги¬
баемых элементов принимают не менее 6 мм. В
сварных каркасах диаметр поперечной арматуры
принимают не менее диаметра, устанавливаемого из
условия сварки с наибольшим диаметром продоль¬
ной арматуры.
Допускается уменьшать длину анкеровки в зави¬
симости от количества и диаметра поперечной арма¬
туры, вида анкерующих устройств (приварка попе¬
речной арматуры, загиб концов стержней периоди¬
ческого профиля) и величины поперечного обжатия
бетона в зоне анкеровки (например, от опорной ре¬
акции), но не более чем на 30 %. В любом случае
фактическую длину анкеровки принимают не менее
0,3/0 а„, а также не менее 15</s и 200 мм [7].
Следовательно, если определенную по расчету [2]
длину анкеровки можно уменьшить в зависимости от
количества и диаметра поперечной арматуры Asw, то
такой расчет является теоретически не обоснованным.
Вывод
1. Расчет поперечного армирования зоны пря¬
мой анкеровки в бетоне продольной арматурой пе¬
риодического профиля следует производить, обес¬
печивая разрушение анкеровки продольной армату¬
ры по характеру "срез” и исключая ее разрушение по
характеру "раскол".
2. Теоретически обоснованным является рас¬
чет площади поперечной арматуры по формуле
А -
sw р
"sw
2АШ -
t/sin PcRbtn
4frRb,n
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
11
Библиографический список
1. Тихонов И.Н. Армирование элементов монолитных железо¬
бетонных зданий //Пособие по проектированию. - М.: 2007. - С. 11.
2. Мадатян С.А. Арматура железобетонных конструкций. - М.:
Воентехлит, 2000. - 256 с.
3. Евронормы. EN 10080 Steel for reinforcement of concrete. -
Weldable ribbed reinforcing steel B500 - Technical delivery condition
for bars, coils and welded. CEN. 1995/ 43 p.
4. Стандарт ISO/DIS 6935-2. Steel for the reinforcement of con¬
crete. Part 2.Ribbed bars.1990.
5. СТО АСЧМ 7-93 Прокат периодического профиля из арматур¬
ной стали.
6. Бедаров В.В., Бедарев Н.В., Бедаров А.В. Базовая длина
анкеровки арматуры периодическою профиля с учетом относи¬
тельной площади смятия и характера разрушения бетона//Бетон и
железобетон. - 2013. - № 1. - С. 18-23.
7. Пособие по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций из тяжелого бетона без предварительного напряже¬
ния арматуры (к СП 52-101-2003). - М.: ОАО "ЦНИИПромзданий",
2005. - 214 с.
8. СП52-101 - 2003 Бетонные и железобетонные конструкции без
предварительного напряжения арматуры.
КОНСТРУКЦИИ
Е.К. ЛЕСКОВ, канд. техн. наук, доц. (Курский государственный технический ун-т)
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЕ ВОДОПРОПУСКНЫЕ ТРУБЫ-БАЛКИ ПОД НАСЫПЯМИ НА
ПУЧИНИСТЫХ ОСНОВАНИЯХ МНОГОЛЕТНЕЙ МЕРЗЛОТЫ
Исследования по теории расчетов, проектирова¬
ния и строительства бесфундаментных водопропуск¬
ных железобетонных труб-балок автомобильных до¬
рог в районах многолетней мерзлоты, которая слива¬
ется с деятельным слоем (сливная мерзлота), акту¬
альны. Это доказывается получением экономическо¬
го эффекта за счет ликвидации фундаментов, кото¬
рые заглубляются ниже верхнего горизонта много¬
летней мерзлоты. В районах, где она отсутствует, по¬
добные сооружения в настоящее время строятся без
фундаментов, там используются раструбные сбор¬
ные железобетонные элементы. Эффективность их
доказана практикой строительства и эксплуатации в
течение многих лет. Применение железобетонных
бесфундаментных труб из сборных элементов для
водопропускных труб под насыпями автодорог в
районах сливной многолетней мерзлоты также воз¬
можно, если они будут с достаточной надежностью
рассчитаны на усилия пучения, как трубы-балки.
Опытные сооружения бесфундаментных железо¬
бетонных труб были построены еще в 1976 г. на ав¬
томобильной дороге Большой Невер - Якутск. Бы¬
ла доказана их эффективность. Следует отметить,
что распределение морозных нормальных напряже¬
ний под фундаментами по глубине в районах слив¬
ной многолетней мерзлоты значительно отличается
от районов глубокого залегания вечной мерзлоты
[1, 13].
В районах сливной мерзлоты напряжения с глуби¬
ной растут, на что влияет постоянное наличие надме-
рзлотных вод. В районах глубокого залегания вечной
мерзлоты криогенные напряжения с глубиной умень¬
шаются. Поэтому исследования морозных напряже¬
ний в районах сливной многолетней мерзлоты сос¬
тавляют специфическую область исследований в на¬
уке. Публикаций по исследованиям нормальных мо¬
розных напряжений в районах сливной многолетней
мерзлоты недостаточно, хотя в этих районах располо¬
12
жено более 5000 км автодорог с твердым и переход¬
ным типами покрытий, не считая зимних и сезонных
дорог местного значения, которые не обозначены на
картах. В этом районе расположены значительные
запасы топливных и энергетических ресурсов. Поэто¬
му потребность в автомобильных дорогах велика.
Усилия пучения фунта под насыпями автодорог в
районах сливной мерзлоты значительны, достигают
0,3 МПа и выше, они были измерены автором еще в
1969-71 гт. [3]. Криогенные напряжения превышапи
давления на основания под фундаментами водопро¬
пускных труб, которые не были рассчитаны на их
восприятие, поэтому они поднимались и деформи¬
ровались силами пучения. Не рассчитанные на уси¬
лия пучения водопропускные трубы не выдерживали
изгибающих моментов и перерезывающих сил, а те¬
ория и методы расчетов труб-балок без фундамен¬
тов в таких условиях в то время не были разработа¬
ны. С этой целью автором была предложена методи¬
ка измерения криогенных напряжений в лаборато¬
рии на моделях [2, 3,8,10] и в полевых условиях под
насыпями автомобильных дорог [4, 5, 6].
Теория расчетов водопропускных железобетон¬
ных труб, как балок, на усилия пучения основана на
исследованиях нормальных сил пучения под насы¬
пями и фундаментами [1, 6, 10, 11, 12]. Применение
фундаментов под трубы, которые не анкерованы в
многолетней мерзлоте, не дает положительного эф¬
фекта потому, что под фундаментами протаивает
мерзлота, и они деформируются силами пучения,
что доказано наблюдениями за деформациями со¬
оружений: фундаменты проседают неравномерно
или выпучиваются. Затраты на фундаменты оказы¬
ваются неоправданными. Поэтому, естественно, воз¬
никает задача проектирования железобетонных бес¬
фундаментных водопропускных труб-балок на пучи-
нистых основаниях с установкой требуемой по рас¬
четам площади арматуры.
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
В фунтах под покрытием автомобильной дороги
Большой Невер - Якутск автором измерялись крио¬
генные нормальные напряжения, которые достигали
внушительных значений. В песчаных фунтах на глу¬
бине 0,4 м - 0,066 МПа, там же на глубине 0,8 м -
0,07 МПа, а на уровне верхнего горизонта надмерз-
лотных вод в песке средней крупности (пос. Тынди-
нский) - 0,196 МПа. В супеси пылеватой на глубине
0,4 м под автодорогой около метеорологической
станции Джелтулак наблюдались морозные напря¬
жения 0,062 МПа, а на глубине 0,8-0,14 МПа, там же
на глубине 1,2 м, что на уровне также верхнего гори¬
зонта надмерзлотных вод, нормальные напряжения
в отдельных точках достигали 0,34 МПа.
Исследование криогенных напряжений осущес¬
твлялось в насыпях и их основаниях под автодорогой
в районе метеостанции Джелтулак, а также под авто¬
дорогой на северной окраине населенного пункта Со-
ловьевск, расположенного на этой же автомобильной
дороге. На глубине 0,4 м в дресвяном фунте, с сугли¬
нистым заполнителем, с водонасыщенностью (сте¬
пенью влажности) фунта около 1,0, фиксировано мо¬
розное нормальное напряжение 0,3 МПа. На глубине
0,8 м в таком же фунте выявлено измерениями нор¬
мальное морозное напряжение 0,34 МПа. Такие кри¬
огенные напряжения развивались в глубь деятель¬
ного слоя до верхнего горизонта многолетней мерз¬
лоты при полном водонасыщении пор фунта.
В процессе проходки шурфов, укладки датчиков
напряжений и температуры повсеместно фиксирова¬
лись надмерзлотные воды под дорогой даже в сен¬
тябре месяце. Такая же картина с надмерзлотными
водами фиксирована инженерами Главного управле¬
ния автомобильной дороги Б. Невер - Якутск, что ме¬
шало им производить работы по возведению фунда¬
ментов под водопропускные трубы потому, что отвод
надмерзлотной воды из котлованов затруднен. При¬
менялась в основном откачка воды и сборные фунда¬
менты. Поэтому проектирование и строительство
бесфундаментных сборных железобетонных труб-ба-
лок для этих районов весьма актуальная задача.
Среднеквадратичные величины криогенных нор¬
мальных напряжений, определенные по результатам
исследований в различных фунтах, на разных глуби¬
нах, замеренные в районе Дорожного эксплуатацион¬
ного строительного района № 1, приведены в таблице.
По данным таблицы можно сделать заключение
об интенсивности развития нормальных сил пучения
в деятельном слое и различных инженерно-геологи-
ческих условиях.
Представленные в таблице криогенные нормаль¬
ные напряжения в грунтах под покрытием автомо¬
бильной дороги получены с вероятностью 0,95 при
допускаемой относительной ошибке 0,5. Относи¬
тельная ошибка обусловливается неоднородностью
минеральной части (0,3), а также неоднородностью
включений ледяных линз по размерам. Распределе¬
ние случайных величин криогенных напряжений при
массовой интерпретации в относительном измере¬
нии подчиняются закону распределения случайных
величин Стъюдента. Медиана равняется 0,3.
Наименование
фунта
Глубина
точки, м
Степень
влажно¬
сти
Число
пластич¬
ности
Морозные
давления,
МПа
Верхний
горизонт
воды, м
Песок средней
крупности
0,4
0,28
0
0,068
-1,4
Такой же
0,8
0,5
0
0,068
-1.4
Такой же
1.4
1.0
0
0,183
-1.4
Супесь
пылеватая
0,4
0,87
5
0,044
-1.2
Такой же
0.8
0,75
9
0,139
-1.2
Такой же
1,2
1.0
3
0,23
-1.2
Дресва с
суглинком
0,4
0,87
10,3
0,35
-0,5
Такой же
0,8
1.0
10,4
0,295
-1.2
Супесь
1,2
1.0
6,3
0,32
-1.2
Дресва с
суглинком
1.7
1.0
12,2
0,34
-1.7
Дресва с
суглинком и
торфом
0,8
1.0
10,4
0,30
-1.2
Дресва с
супесью
1.4
1.0
6,3
0,31
-1,4
Дресва с
супесью и
торфом
0,8
1.0
6,3
0,30
-1.2
Принятые размеры критической области, равной
0,5, как допускаемой ошибки, определяют критичес¬
кую область генеральной совокупности. Однород¬
ность оценки результатов полевых и лабораторных
исследований определяется попаданием в критичес¬
кую область одной из мод функций плотности веро¬
ятностей распределения выборочных совокупнос¬
тей. По критерию Неймана-Пирсона оценки однород¬
ности выборок в генеральной совокупности конкури¬
рующая гипотеза не может быть принята потому, что
моды выборок попадают в критическую область
функции плотности вероятностей распределения
выборки генеральной совокупности. Коэффициент
получается равным 0,7. Оценочный критерий Нейма¬
на-Пирсона а определяет генеральную совокупность
как однородную, а полученные результаты исследо¬
ваний могут использоваться в инженерных расчетах
с соответствующим коэффициентом надежности.
Расчеты по прогнозированию усилий в трубах-
балках на пучинистых основаниях для различных
фунтовых условий и применяемых диаметров водоп¬
ропускных труб произведены с использованием ЭВМ.
Расчетные формулы, которые введены в прог¬
рамму, были выведены на основе многочисленных
ручных расчетов труб-балок на пучинистом основа¬
нии в районах многолетней мерзлоты [7, 9, 11, 12].
Методика расчетов труб-балок на пучинистых осно¬
ваниях прошла опытную проверку на опытных искус¬
ственных сооружениях в районах многолетней мерз¬
лоты в условиях строительства на участках автомо¬
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
13
бильной дороги Большой Невер-Якутск. Следова¬
тельно, сомнения в достоверности принятых реше¬
ний в методике расчетов труб-балок на пучинистых
основаниях у автора не возникает. Последнее позво¬
лило автору исследований работы водопропускных
труб на пучинистых основаниях в районах сливной
многолетней мерзлоты приступить к изучению их
напряженно-деформированного состояния при раз¬
личных условиях. Исследованию подвергнуты тру-
бы-балоки разных диаметров в песках, супесях, суг¬
линках различной влажности с применением ЭВМ.
По результатам исследований условий опирания
труб-балок на пучинистые основания, которые сло¬
жены различными фунтами, построена диаграмма
размеров пучинистых опор в направлении оси трубы
(рис. 1). Установлено, что размеры по длине пучинис¬
тых опор вдоль оси трубы зависят от наимнований
грунтов, но не зависят от размеров диаметра труб,
так как изменение диаметра труб при одной и той же
глубине засыпки увеличивает погонную нафузку и
ширину пучинистой опоры в одинаковой степени.
з
Q.
О
О 2
со
Песок
Супесь
Суглинок
0,5 1,0 1,5
Диаметр труб, м
2,0
Рис. 1. Размеры
пучинистых опор
труб
Исследования динамики усилий в сечениях труб-
балок разных диаметров в различных грунтовых ус¬
ловиях сливной многолетней мерзлоты позволили
сделать определенные выводы. Моменты и перере¬
зывающие силы в осенний период в сечениях трубы
значительны. Это неизбежно обусловливает необхо¬
димость армирования бетона конструкций труб. На¬
ибольший момент в центральном сечении трубы, а
наибольшие перерезывающие силы от пучения грун¬
та возникают по внутренним краям эпюр нормаль¬
ных давлений на подошву трубы. Исследованиями с
применением численных методов установлено, что с
увеличением диаметра водопропускных труб-балок
возрастают моменты и перерезывающие силы.
На рис. 2, 3 показана динамика моментов и пере¬
резывающих сил в зависимости от изменения разме¬
ров диаметра трубы-балки. Моменты и перерезыва¬
ющие силы также изменяются от разновидности
грунтов оснований. С увеличением числа пластич¬
ности связных фунтов увеличиваются моменты и пе¬
ререзывающие силы. Непропорциональный рост мо¬
ментов, перерезывающих сил и диаметров труб
объясняется тем, что с увеличением диаметра сни¬
жается масса грунта в откосах выше трубы, так как
длина труб не изменялась в расчетах, а снижались
размеры обочин над трубами с увеличением диа¬
метра.
Диаметр, м
Рис. 2. Моменты
в трубах сечени¬
ем 1,1,5, 2 м
CD
С
S
О
40
30
20
10
-Сугли
Cvnec
нок
ь
Песок
0,5
1,0
Диаметр, м
1,5
2,0
Рис. 3. Диаграмма
перерезывающих
сил в трубах диа¬
метром 1,1,5,2 м
Расход арматуры в сечениях труб, которая тре¬
буется для восприятия усилий в расчетных сечениях,
приведен на диаграммах расхода арматуры в рас¬
четных сечениях (рис. 4, 5, 6). На рис. 4 показана ди¬
аграмма требуемых площадей продольной армату¬
ры в одном нижнем пучке в зависимости от размеров
сечений труб и наименований грунтов. По условиям
работы труб при оттаивании грунтов весной у ого¬
ловков требуется верхняя арматура в сечениях, так
как центр оттаивает в последнюю очередь, поэтому
концы трубы зависают, работают подобно консолям.
Боковые пучки арматуры устанавливаются по усло¬
виям организации стыков между кольцами трубы, ко¬
торые должны работать на продольные усилия от
моментов и перерезывающие силы.
Рис. 4. Площадь
продольной ар¬
матуры стенок
труб, нитка
Полученные графики позволяют оценить эффек¬
тивность применения бесфундаментных водопропу¬
скных железобетонных труб-балок в различных грун¬
товых условиях в районах распространения много¬
14
Бетон и железобетон. - 2013. - Ns2
летней сливной мерзлоты без осуществления требу¬
емых расчетов по несущей способности труб-балок.
Трубы большого диаметра следует проектиро¬
вать в основном с входными порталами, что снижает
длину труб. Без порталов труба диаметром 2,0 м вы¬
нужденно проектируется в удлиненном варианте -
длина трубы 15,0 м. Это начинает сказываться на ве¬
личинах моментов, перерезывающих сил и расходах
арматуры.
Увеличение диаметра водопропускных труб при¬
водит к значительным дополнительным расходам
строительных материалов. Поэтому дорожные стро¬
ительные организации неохотно соглашаются на
строительство труб больших диаметров. Трубы
больших диаметров наиболее часто заменяются ма¬
лыми мостами. Это экономически выгодно, так как
поперечное сечение и ширина малых мостов назна¬
чаются по размерам требуемой ширины проезжей
части и плюс уширения для пропуска пешеходов.
Моменты от внешних усилий в сечениях трубы
определятся из формулы.
Щ ~ Rp.nh ~ 0»5^w//3 - RpJe (1)
где Rp п - равнодействующая от сил пучения в фунте под оголов¬
ком трубы; /, - расстояние от равнодействующей сил пучения до
рассматриваемого сечения; qn - сумма постоянных нагрузок от за¬
сыпки и массы трубы; /,2 - длина эпюры постоянных нагрузок;
Rpe - равнодействующая от временной нагрузки на трубу от
транспорта; 1в - плечо действия равнодействующей временной
нагрузки в рассматриваемом сечении.
Максимальный момент на краю пучинистой опо¬
ры, который отрывает крайние звенья у труб, опре¬
деляется по формуле
Моп = 0,ЪЪ(о™Ъ -q„- q3)lon2 , (2)
где 1оп - длина эпюры пучинистой опоры вдоль трубы.
Эпюра перерезывающих сил имеет переменные
параметры из-за влияния нагрузки от экипажа, кото¬
рая постоянно изменяет свое положение относи¬
тельно оси дороги вдоль поперечного профиля. Наи¬
более невыгодное положение экипажа, когда пере¬
резывающая сила имеет максимальное значение,
находится близко к обочине, но за пределами про¬
дольной эпюры криогенных напряжений.
Максимальное значение перерезывающей силы
определяется из выражения.
Qmax = 0,5- qn)lon - kq3l}, (3)
где к - коэффициент динамичности временной нагрузки; 1Э - дли¬
на участка действия на трубу давления от экипажа; Ь - ширина
трубы в плане.
После определения усилий от внешних нагрузок
расчет требуемой площади арматуры по сечениям
не представляет трудностей, что можно осуществить
по формулам строительной механики и сопротивле¬
ния материалов.
Площади продольной арматуры, которые предс¬
тавлены на рис. 4, почти повторяют графики диаг¬
раммы максимальных моментов в нормальных сече¬
ниях труб-балок. На графиках площадей сечений
продольной арматуры представлена суммарная пло¬
щадь рабочей продольной арматуры в одной нитке
или пучке. В опытных сооружениях в каждом пучке
запроектировано по три стержня. Подобных пучков
уложено четыре в нормальном сечении трубы. Пуч¬
ки располагались по кресту, что было обосновано
необходимостью работы трубы балки на знакопере¬
менные усилия и конструирования стыков колец.
Поперечная арматура хомутов, которые работа¬
ют на перерезывающие силы, возникающие в трубе
при ее пучении, представлена на рис. 5. Следует от¬
метить, что требуется незначительная площадь хо¬
мутов для восприятия перерезывающих сил, кото¬
рые не в состоянии воспринять бетон колец.
2 10
О
I % 0S ,0 2о
0 05 10 15 20 тов трубы-балки
Диаметр трубы, м
Площадь хомутов, так называемые нитки спира¬
лей, рассчитываются на усилия в стенках железобе¬
тонных колец. Эти усилия определяются в зависимос¬
ти от действующих криогенных напряжений, которые
изменяются в течение года. Автором обоснованы лет¬
ние схемы расчетов водопропускных труб автодорог,
осенние и весенние. В каждой схеме изменяются
свойства фунтов вокруг трубы и в основаниях. В прак¬
тике проектирования существующие методы расче¬
тов водопропускных труб и их элементов разработа¬
ны для летних условий. Две остальные схемы работы
водопропускных труб не включены в строительные
нормы и правила. Они имеют свою специфику, что за¬
висит от криогенных процессов в фунтах. Первые за¬
висят от инженерно-геологических условий залегания
грунтов, времени года и прочих условий.
На рис. 5 с увеличением диаметра труб интенсив¬
ность развития фафиков потребности в арматуре хо¬
мутов снижается. Это связано с увеличением толщи¬
ны стенок колец трубы-балки, что приводит к значи¬
тельному росту части перерезывающей силы, кото¬
рая воспринимается бетоном. На поперечную армату¬
ру приходится меньшая часть перерезывающей силы.
Представленный в СНиП 2.05.03-84 (Мосты и
трубы) метод расчета колец на сплющивание требу¬
ется существенно подработать для использования
его в различных грунтовых условиях. Для этой цели
можно воспользоваться принципами метода совме¬
стных деформаций грунта и конструкции основания,
которые использованы в методах расчетов балок на
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
15
упругом основании, разработанных И.А. Симвулиди.
Деформации окружающего грунта могут быть описа¬
ны методом эквивалентного слоя, где задействуются
нагрузки на фунт, форма кольца или трубы, модуль
деформации фунта.
С другой стороны, изменения кривизны кольца от
давления фунта и момента в стенке кольца описы¬
ваются совместным уравнением упругой линии бал¬
ки, где увязываются прогибы и моменты в сечениях
балки. Это описывается уравнением упругой линии
балки (5). Под воздействием вертикальных сил, кото¬
рые больше горизонтальных, кольцо сплющивается.
Боковые стенки кольца давят на засыпку, вызывая
ее деформацию, которая может определяться мето¬
дом эквивалентного слоя с учетом фактического мо¬
дуля деформации фунта в расчетный момент (та¬
лый фунт, мерзлый или оттаивающий). Горизонталь¬
ное давление фунта определяется в зависимости от
вертикального по известным формулам.
Расчет трубы на раздавливание в условиях пу¬
чинистых грунтов осуществляется по прямоугольной
эпюре сил пучения потому, что фактическая взаи¬
мосвязь между температурой грунта и морозными
напряжениями описывается эллипсом. Поэтому при
длительной, одинаковой, отрицательной температу¬
ре может возникнуть эпюра морозных напряжений
пучения грунта, близкая к прямоугольной, которая
дает наибольшую концентрацию напряжений пуче¬
ния на сборном кольце. С другой стороны, в методе
эквивалентного слоя общая деформация привязы¬
вается к прямоугольной эпюре давлений на фунт,
поэтому вид эпюры горизонтальных давлений на
первом этапе развития метода расчета может при¬
ниматься прямоугольной. Круговая эпюра напряже¬
ний вокруг трубы принимается по условиям распре¬
деления давления от транспорта, с учетом коэффи¬
циента бокового давления грунта. Вертикальные
внешние воздействия на сечения трубы были опре¬
делены по эпюре морозных напряжений по форму¬
ле
W = , (4)
1 1
где N - сумма вертикальных усилий в сечении кольца, параллель¬
ном оси трубы; ап - напряжения пучения в основании под трубой
у оголовков, считая от входного отверстия до конца продольной
эпюры морозных напряжений и от левой кромки трубы до правой
кромки кольца.
Под воздействием вертикальных сил пучения и
нагрузок над трубой кольца ее сплющиваются. Это
приводит к изменению радиуса кривизны.
Вертикальный радиус кривизны увеличивается, а
горизонтальный радиус кривизны уменьшается. Это
вызывает изгибающий момент в сечении кольца, па¬
раллельном оси трубы-балки. Из теории напряжен-
но-деформированного состояния балок следует, что
изгибающий момент обратно пропорционален жест¬
кости балки и прямо пропорционален кривизне бал¬
ки (обратно пропорционален радиусу кривизны). По¬
этому формируется выражение из условия равен¬
ства деформаций кольца и фунта
1 /рг - \/рв = (AM)/(EJ),
(5)
где рг - горизонтальный радиус кривизны на уровне оси трубы;
рв - вертикальный радиус кривизны кольца трубы в вехнем замке
или в нижнем сечении кольца (следует иметь в виду, что они мо¬
гут быть не равны из-за перерезывающей силы в стенках кольца,
тогда в расчет следует принимать наименьший при наибольших
нагрузках в этом сечении); Е - модуль общей деформации желе¬
зобетона в его упругой стадии работы до образования трещин;
J - момент инерции сечения кольца в расчетном месте; AM - мо¬
мент, который возникает в стенках кольца, в горизонтальном сече¬
нии кольца трубы, от изменения радиуса кривизны при сплющива¬
нии кольца.
Изменение радиуса кривизны в горизонтальном
сечении вызывает боковую деформацию фунта за¬
сыпки, которую можно определить, зная горизонталь¬
ные давления в нем. Горизонтальные давления в за¬
сыпке, передаваемые через железобетон, равны сум¬
ме вертикальных, умноженных на модуль Пуассона ц.
Сжимаемая толща грунта в горизонтальном нап¬
равлении может быть определена по методу эквива¬
лентного слоя, а изменение горизонтального радиу¬
са кривизны по формуле
AR = (ра>Ь(1 - р)2Иэ)/(\ - 2р)
(6)
Формула (6) приводится к выражению определе¬
ния горизонтальной деформации фунта засыпки
AR = соргЬ( 1 - р2)/Е,
(7)
где о) - коэффициент формы фундамента (соотношение сторон
боковой поверхности кольца); рг - среднее горизонтальное давле¬
ние кольца на фунт засыпки; Ь - высота кольца; fJ - коэффициент
боковой деформации фунта; Е - модуль деформации фунта за¬
сыпки.
Принимая во внимание изложенное выше, выво¬
дится формула определения изгибающего момента
в горизонтальном сечении кольца трубы-балки, кото¬
рое параллельно оси трубы
Ш= (1/(Я + (copb(\ - р2))/Е) +
+ !/(/?- {(opb{\ - p2))/E))EJ.
(8)
После определения изгибающего момента в
стенке кольца определяется требуемая прочность
бетона на изгиб, требуемая площадь сечения рабо¬
чей арматуры, которая ставится двойной с учетом
изменения знака момента в разных сечениях кольца.
Расход цемента назначается по условиям водо¬
непроницаемости колец, после чего определяется
полученный класс бетона. В дальнейшем рассчиты¬
вается требуемая площадь арматуры спиралей для
армирования колец.
Из графиков диаграммы расхода арматуры по
условиям сплющивания заметно, что с увеличением
диаметра труб растет потребность в арматуре спи¬
ралей. Увеличение сил пучения (реакции на опорных
частях трубы), что зависит от грунта [10, 11, 12], вы¬
16
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
зывает рост усилий сплющивания кольца. Это опре¬
деляет увеличенный расход арматуры спиралей ко¬
лец, что иллюстрируется диаграммой рис.6. Следует
отметить, что увеличение толщины стенок колец
приводит к снижению расхода арматуры хомутов.
Это надо принимать во внимание, когда происходит
перенасыщение железобетона арматурой спиралей
выше допустимого процента армирования.
ственных сооружений. Арматура должна быть клас¬
сов I и II, диаметрами не ниже 12 мм.
12
0.5 1,0 1.5
Диаметр трубы, м
Рис. в. Площадь
арматуры для
сопротивления
сплющиванию ко¬
лец одной спира¬
ли
Расчеты водопропускных круглых труб-балок по
деформациям на усилия пучения фунта производи¬
лись в пределах упругой работы железобетона до
образования трещин. После их образования и раск¬
рытия линейная взаимосвязь между напряжениями
и деформациями нарушается, нарушается также
сопротивление водопроницаемости колец.
Литературой по сопротивлению материалов для
расчетов деформаций круглых пластин рекоменду¬
ется следующая формула (В.И. Феодосьев. Сопро¬
тивление материалов. - М.: Наука, 1974)
=((5 + h)KhP(1/2)a)W + li)64D) , (9)
где /л - коэффициент Пуассона, для бетонов изменяется от 0,2 до
0,3; р - постоянная распределенная нагрузка; D - жесткость тру¬
бы круглого сечения, определяется по формуле (10) в пределах
упругой стадии работы железобетона.
D = (Eh$/( 12(1 -я2)) . (Ю)
где Е - модуль деформации железобетона; И0 ■ рабочая высота
кольцевого сечения трубы-балки.
По своим параметрам труба-бапка представляет
довольно жесткую конструкцию. Отношение ее дли¬
ны к высоте сечения равно 12. Следовательно, ожи¬
дать значительных изгибов трубы не приходится. Си¬
лы пучения просто поднимают такие жесткие трубы
или разрушают от усилий при небольших деформа¬
циях. Расчеты показали, что максимальная расчет¬
ная деформация опытной трубы не превысила 5 мм.
В натуре вообще заметить и зафиксировать прогибы
трубы не удалось. Основные деформации трубы-
балки на пучинистом основании показаны на рис. 7.
Расстояние между витками по условиям армиро¬
вания следует принимать от 50 до 400 мм. Назначе¬
ние диаметра арматуры и число витков в каждом
конкретном случае следует по условиям прочности и
производственным условиям, исходя из наличия ма¬
териалов арматуры. Вся арматура принимается по
условиям (СНиП 2.0.05.03-84. Мосты и трубы) проек¬
тирования на Крайнем Севере дорожных искус¬
Z
2
Ю
2
а
с
Суглинок
Супесь
Песок
N
0,5 1,0 1,5
Диаметр трубы, м
2.0
Рис. 7. Прогибы
труб от постоян¬
ных и временных
нагрузок
Исследование водопропускных труб-балок по де¬
формациям осуществлялось с применением ПЭВМ,
с использованием языка БЭЙСИК, версия МЭПЛ 8.
Программа составлена автором, обкатана и апроби¬
рована на решении известных задач, а впоследствии
применена для исследований напряженно-деформи-
рованного состояния железобетонных водопропуск¬
ных труб-балок на пучинистых основаниях.
По результатам исследований работы труб-балок
на пучинистых основаниях были составлены предс¬
тавленные диафаммы и произведен анализ работы
труб-балок на пучинистых основаниях на сливной
многолетней мерзлоте. Составлению исследова¬
тельской профаммы на ЭВМ предшествовали мно¬
гочисленные ручные расчеты прочности, деформи¬
рования и сопротивления сплющиванию железобе¬
тонных колец от сил пучения. Во всех расчетах у ав¬
тора был практический ориентир необходимой несу¬
щей способности железобетонных труб-балок на пу¬
чинистых основаниях в условиях вечной мерзлоты -
построенные опытные сооружения на автомобиль¬
ной дороге Большой Невер-Якутск.
Предоставленные автором для ознакомления ма¬
териалы по опыту проектирования и строительства
водопропускных бесфундаментных труб-балок в усло¬
виях сливной многолетней мерзлоты ориентированы
на научных сотрудников и инженеров производствен¬
ных коллективов, которые работают над проблемами
совершенствования проектирования, строительства,
реконструкции и эксплуатации водопропускных труб.
Библиографический список
1. Абжалимов Р.Ш. Гипотеза о распределении нормальных сил
морозного пучения по подошве твердомерзлого слоя фунта под
фундаментами // Основания, фундаменты и механика фунтов. -
2004. - № 1.
2. Лесков Е.К. Реостатный тензидатчик. /Сб. трудов научно-тех¬
нической конференции Хабаровского политехнического институ¬
та. Мосты и автомобильные дороги, выпуск XIX. - Хабаровск: Из¬
дательство Хабаровского политехнического ин-та, 1970.
3. Лесков Е.К. Результаты моделирования напряжений в про¬
мерзающем фунте /Сб. трудов научно-технической конференции
Хабаровского политехнического института. Мосты и автомобиль¬
ные дороги, выпуск XXI. - Хабаровск: фотоофсетная лаборатория
Хабаровского политехнического ин-та, 1970.
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
17
4. Лесков Е.К. О криогенном поле напряжений в зоне пучения
фунтов //Аннотации докладов XXIII научно-исследовательской
конференции (секция строительства и эксплуатации дорог). - М:
МАДИ, 1970.
5. Лесков Е.К. О законе деформируемости фунтов/ Сб. трудов
научно-технической конференции. Мосты и автомобильные доро¬
ги, вып. XI. - Хабаровск: фотоофсетная лаборатория Хабаровско¬
го политехнического института, 1970.
6. Лесков Е.К. О морозном поле напряжений в фунтах/ Сб. на¬
учных трудов. Автомобильные дороги, выпуск 28 - Хабаровск: ро¬
тапринт Хабаровского политехнического института, 1971.
7. Лесков Е.К., Ярмолинский А.И. Нормальные и касательные
напряжения при пучении фунта/Сб. научных трудов. Автомобиль¬
ные дороги, вып.28 - Хабаровск: ротапринт Хабаровского политех¬
нического института, 1971.
8. Лесков Е.К. О применении теории подобия в геокриологии /
Вопросы географии Дальнего Востока. Сб. XXIII, Природные воды
Дальнего Востока. - Владивосток: Дальневосточный научный
центр АН СССР, 1973.
9. Лесков Е.К. Крепление земляных выработок в районе
многолетней мерзлоты / Сб. XXX научной конференции пре¬
подавателей, научных работников и студентов. Тезисы. -
Казань: изд. Казанского инженерно-строительного ин-та,
1978.
10. Лесков Е.К. О некоторых характеристиках пучиноопасного
грунта/ Межвузовский сборник: Инженерно-геологические иссле¬
дования Дальнего Востока и района БАМ. - Хабаровск: фотооф¬
сетная лаборатория Хабаровского политехнического ин-та,
1978.
11. Лесков Е.К. Зависимость напряжений от температуры в ос¬
новании автомобильной дороги в районе многолетней мерзлоты /
Диссертация на соискание ученой степени канд. техн. наук по спе¬
циальности - механика фунтов, основания, фундаменты и под¬
земные сооружения. - Хабаровск: Хабаровский политехнический
институт, 1970.
12. Лесков Е.К. Некоторые формулы для расчета криогенных
напряжений в фунтах. / Межвузовский сб. Инженерно-геологичес¬
кие и мерзлотные исследования Дальнего Востока и районов
БАМ. - Хабаровск: фотоофсетная лаборатория Хабаровского по¬
литехнического ин-та, 1978.
13. Орлов В.О. Криогенное пучение тонкодисперсных грунтов. -
М: Изд. АН СССР, 1962.
В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
B.C. УТКИН, д-р техн. наук, профессор, О.В. ЯРЫГИНА, аспирант
(Вологодский государственный технический ун-т)
РАСЧЕТ НАДЕЖНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ БАЛОК ПО КРИТЕРИЮ РАЗВИТИЯ
НОРМАЛЬНЫХ ТРЕЩИН
В настоящее время проблеме безопасности, ме¬
рой которой может служить надежность или риск
эксплуатации зданий и сооружений, уделяется повы¬
шенное внимание, о чем свидетельствует появление
новых нормативных документов, направленных на
повышение требований к безопасности проектируе¬
мых и эксплуатируемых конструкций.
Так, с 1 сентября 2011 г. вступил в силу стандарт
ГОСТ Р 54257-2010 "Надежность строительных
конструкций и оснований", в котором изложены требо¬
вания к безопасности зданий и сооружений и требова¬
ния к оценке их надежности, в частности приведены
рекомендации по применению вероятностно-статис¬
тических методов расчета надежности конструкций.
Однако, как известно [1, 2], для реализации этого ме¬
тода требуется полная статистическая информация о
базовых параметрах в расчетных моделях. Такая ин¬
формация на практике нередко отсутствует.
В связи с этим в последнее время появились но¬
вые работы по методам оценки надежности несущих
элементов и конструкций в целом на основе новых
подходов, например, метод с использованием тео¬
рии возможностей [4, 5], метод интервальных моде¬
лей [6, 7] и т.д. Выбор метода расчета надежности
для определенной ситуации зависит от объема и ка¬
чества статистической информации о базовых пара¬
метрах в расчетных моделях, от независимости (за¬
висимости) элементов в системе, вида информации
(статистическая, экспертная и т.д.), а для конструк¬
ций в целом еще и от вида структурной схемы (пос¬
ледовательной, параллельной, смешанной в поняти¬
ях теории надежности).
В предлагаемой работе приводится обсуждение
и развитие методики расчета надежности, приведен¬
ной в [3], железобетонной балки по критерию разви¬
тия трещин в растянутой зоне бетона, показанной на
рис. 1, с привлечением для этого теории механики
разрушения.
а)
б)
LT
X
нейтральная о
Рис. 1. а • схема балки под нагрузкой q; б - фрагмент балки с
трещиной
В этом случае математическая модель предель¬
ного состояния, по [8], с учетом изменчивости базо¬
вых контролируемых параметров может быть запи¬
сана в виде
К,<к1С, (1)
где К/ - коэффициент интенсивности напряжений в вершине тре¬
щины при нормальном отрыве; К/с - критическое значение ко¬
эффициента интенсивности напряжений. Волнистая линия над
буквой указывает на изменчивость параметра.
18
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
Коэффициент интенсивности напряжений К/ в
вершине трещины при нормальном отрыве, по [8], с
учетом изменчивости контролируемых параметров
(>'!, >2 и Л?) предлагается определять по результа¬
там экспериментов по формуле
(2)
где Мэкс- изгибающий момент; / - момент инерции неослаблен¬
ного поперечного сечения балки относительно нейтральной оси;
I = - У2~ глубина трещины; pj, У2 ~ расстояния от нейтраль¬
ной оси до верхнего и нижнего концов трещины соответственно,
как показано на рис. 1.
Учитывая, что глубина трещины I = у\-у>2' фор¬
мулу (2) можно представить в следующем виде
К, = —Му/У?У2 ~ У\Я • (3)
При свободном опирании однопролетной желе¬
зобетонной балки изгибающий момент в сечении с
трещиной мжс легко получить с достаточной точ¬
ностью теоретическим методом и можно принимать
его детерминированной величиной. Такой вариант
был рассмотрен в [3]. Для балок с "защемленными"
концами или для неразрезных балок расчетная схе¬
ма существенно отличается от действительной, и
уточнить ее учетом упругой податливости отпорных
закреплений чаще всего невозможно. В связи с этим
значения изгибающих моментов предлагается опре¬
делять экспериментально-теоретическим методом, и
в этом случае Мэкс рассматривается как случайная
величина. Именно этот вариант и рассматривается в
данной статье.
Существует много различных причин для образо¬
вания и развития трещин в растянутой зоне бетона
железобетонных конструкций. Их образование в лю¬
бых случаях определяется недостаточным количест¬
вом арматуры. Выявить расчетом значения изгибаю¬
щих моментов в местах образования трещин предс¬
тавляет определенную трудность в железобетонных
балках с различными видами опорных закреплений.
Наиболее точным можно считать определение
значения изгибающего момента на стадии эксплуа¬
тации через измерение ширины раскрытия трещин
на уровне арматуры, используя известную [10] фор¬
мулу
п — р ]
“ere s‘ crc
(4)
где acrc - ширина раскрытия трещины, определяемая измерения¬
ми; es - деформация в арматуре; 1СГС - расстояние между трещи¬
нами.
Из (4) es — осгс Нсгс и <тЛ. — Escs — Es (acrc ^Crc)'
Значение изгибающего момента в месте образо¬
вавшейся трещины определяется по формуле (с
учетом изменчивости параметров):
=а,М1ъ~) = £Лу^(1ч,~). (5)
СУС
где ст5- напряжение в арматуре; As - площадь поперечного сече¬
ния арматуры; Хф - фактическая высота сжатой зоны бетона бал¬
ки в "опасном" едении, которую можно определить по результа¬
там измерений деформаций ё\ и £2 (см- Рис 2) при пробном наг¬
ружении или разгружении балки; Hq - рабочая высота сечения
балки; Es - модуль упругости стали арматуры, который находят по
результатам испытаний образцов арматуры или принимают по
СП 52-101-2003.
Известно [1], что изменчивость модуля упругости
стали в одной плавке незначительная, и коэффици¬
ент вариации примерно равен 0,03. В связи с малой
изменчивостью Es в расчетах надежности железобе¬
тонной балки по критерию прочности его можно при¬
нять детерминированной величиной.
На рис. 2 приведен фрагмент балки и эпюра де¬
формаций в бетоне построенная с учетом гипоте¬
зы плоских сечений.
гис. z. Фрагмент оалки с силовыми параметрами и эпюра де¬
формаций efr(Tp- условное обозначение измерителя дефор
маций)
Из рис. 2 видно, что
? аё\
е,-е2
(6)
где £\ и ^2 определяют по результатам измерения деформаций
измерителями деформаций, условно обозначенными на рис. 2
7/71 и Тр2\ а - расстояние от верхней грани балки до места уста¬
новки измерителя деформаций Тр2 (см. рис. 2).
Формула (5) с учетом (6) запишется в виде
= М,
* rm
аЕ\
7Т).
3(ё, -ё2)
(7)
В результате мониторинга деформаций бетона,
ширины раскрытия трещин и расстояния между ни¬
ми при действии эксплуатационной нагрузки получа¬
ют множества значений {£[}, {ё2}, {асгс), {1СГС}, по
которым можно найти средние значения и средние
квадратические отклонения. Используя формулу (7)
и метод линеаризации [2], можно определить соотве¬
тствующие значения среднего и среднего квадрати¬
ческого отклонения изгибающего момента Мжс. Так,
для случайной функции мэкс , по (8), имеем
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
19
тй.
та
= ESAS-^-
т
(hо-
ams 1
L
3(тё1 -m£-2)
).
m7
Ль-
3(mc-, -тё2)
*4,
та„
т.
ma
дщ\
3(тё1 -тё2)
~^о
Sf +
тт
та
un
ате2
mj
lcrc
Ъ(тёх -тё2)
аЩ\
3 (тё1 -тё2)2
5} -
£l
S2-
£ 2
где та
ту
тег
щ - статистические математические
ожидания множеств {aCrc } > Vcrc Ь {^1} и {^2} соответствен-
Н0'55 > 5
средние квадратические отклоне¬
ния множеств {acrc}, {lcrc}, {ё|} и {ё2} соответственно.
С ростом acrc значение изгибающего момента не
может расти без дополнительной нагрузки. Следова¬
тельно, с ростом acrc будет уменьшаться в выраже¬
нии (Л0 - (хф/3)). За счет того, что равнодействующая
сила от сжатия бетона будет перемещаться вниз,
треугольная эпюра сгд (при малых нагрузках треу¬
гольная) становится криволинейной с центром тя¬
жести площади оь ниже Хф/3, но который выявить
практически невозможно. В запас надежности значе¬
ние момента Мэкс будем находить по (7) при опре¬
делении оперативной надежности. В этом случае —
значение acrc и 1СГС можно определить измерениями, ^х(х)=
например, микроскопом МПБ-2.
Момент инерции / в (2) и (3) в силу малой измен¬
чивости в пределах участка балки вблизи трещины
также можно считать детерминированной величиной.
Случайную функцию у]У\У2 ~У\У2 от случайных
аргументов у\, yj по методу линеаризации [2] будем
характеризовать средним значением и средним
квадратическим отклонением. По [2], среднее значе¬
ние (статистическое математическое ожидание
mY(yt)) и среднее квадратическое отклонение %(>>,)
определяем как
тГ(у<)=/п
1т2уту 2 ~тутгуг
1
т2уту2 ~тутгу2
x\j(2myi тУг - тУ2 )2Sy] + (ту^ - 2ту ту 2) 25Д ,
где тум ту^ статистические математические ожидания пара¬
метров у\ и у2 соответственно.
Для определения критического значения коэф¬
фициента интенсивности напряжений К1С бетона ин¬
дивидуальной эксплуатируемой железобетонной
балки можно использовать известный [9, 12] нераз¬
рушающий метод, заключающийся в отломе "углово¬
го" сегмента бетона балки, и согласно которому К1С,
с учетом изменчивости измеряемого параметра М,
определяется по эмпирической формуле
К1С = 0,666 + 0,00183 А/-5,2066-4,415/, (8)
где М - измеряемый с помощью динамометрического ключа раз¬
рушающий момент при отломе углового сегмента; Ь - расстояние
между поперечными пропилами сегмента и / - расстояние между
кончиками продольных пропилов. Параметры Ь и / можно принять
детерминированными в силу малой изменчивости результатов их
измерений.
Для общности и краткости дальнейших записей
обозначим
Y^ = x’ *ic = z- -1у1у2-у,Я = г ■
Условие события отказа запишется в виде
XY> Z. (9)
При статистической информации о случайных
величинах А' и У в виде средних значений и средних
квадратических отклонений будем описывать их
функциями распределения (нижней Fx(x) и верхней
Fx(x), т.е. функциями границ, полученными на основе
неравенства Чебышева [11], неизвестного множест¬
ва функций распределения вероятностей), которые,
по [6], имеют вид
S]
г-, если х <ту
(mx-x)2+S2x
1, если х > тх
0, если х < тх
F*(x) = l-mx/x,
если тх <х<тх +SX /тх
г**(г\ - (тх~х)2
У v / / ч2 г»2 ’
— (тх-х) +SX
(10)
если х >тх +SX /тх
где Fx(x),Fx(x) - функции границ распределения случайной вели¬
чины X; тх - статистическое математическое ожидание и Sx -
среднее квадратическое отклонение случайной величины X.
Графики функций (10) представлены на рис. 3.
Соответствующие плотности распределения ве¬
роятности могут быть получены как производные от
£х(х) и Гх(х) по аргументу *
20
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
2(mx ~x)Sx
Р А' (х)= j Ктх " ХУ + $х ]2
О, если х > тх.
если х <тх
О, если х < тх
Рх(х) = тх/х2>
если тх <х <(тх +SX /тх)
** 2(x-mx)Sx
-* К. mx-xf+S'x?'
если х >(тх +SX /тх )
^(л)Л£(л)
т*+Л х
Рис. 3. Функции границ распределения вероятностей F^x) и
Аналогично описывается случайная величина Y с
такой же неполнотой информации.
Критический коэффициент интенсивности напря¬
жений к [с =Z определяется путем испытаний, опи¬
санных в [9, 12]. Для индивидуальной железобетон¬
ной балки число испытаний с отломом сегмента при
определении Kjc ограничено двумя значениями для
уменьшения объема вносимых дефектов в балке.
Для описания случайной величины к1С предлагает¬
ся использовать, в силу такой ограниченности ин¬
формации, равномерное распределение, функции
которого, по [4], имеет вид
О, если z <а
Fz(z) =
z-a
b-a
I
если a<z<b
если z>b
(12)
где а и b - крайние значения случайной величины Z.
Из [11] известно, что вероятность отказа для сто¬
хастически независимых случайных величин дг,- опре¬
деляется по формуле
Q=\.. \Y\Pi{xi)dxi , (13)
^ /=!
где V- область отказа; п - число случайных величин; р,{х,) - функ¬
ция плотности распределения вероятности случайной величины
Применительно к поставленной задаче по (9), где
X, Y и Z - независимые случайные величины, выра¬
жение (13) можно представить в виде двух формул
для значений границ интервала отказа
Q=\\\Px(x)PY(y)Pz(z)dzdydx >
Q= HlPx(x)PY(y)Pz(z)dzdydx .
(14)
(11)
где для Q принимаются верхние функции рх{х) и р}1у), так как с
ростом А" и У область отказа возрастает. Для значения Q правило
подстановки функций плотностей распределения меняется на
противоположное.
В большинстве случаев коэффициент вариации
для случайных величин в строительных задачах
мал, поэтому влиянием участка нижней функции
распределения Fx{x) (см. рис. 3) можно пренебречь.
С учетом сказанного, (12), (11) и рис. 3, расчетные
формулы для значений вероятностей отказа железо¬
бетонной балки по критерию развития нормальных
трещин, по (14), примут вид
_т? 2(mx-x)Sx т/ 2(mY ~y)Sy ^
~ о [(mx-x)2+S2x) о [(шу-)')2 + ^]
xmin(max(———,0), \)dydx ,
Q= /
bz ~az
2 (x-mx)Sx
/
2(y — my )Sy
mx
[(jnx—x) +5^] mУ\{тпу-у) +5^]
xmin(max(———, 0), 1 )dydx .
bz ~az
(15)
Вероятность безотказной работы определяется
по формулам
JP=\-Q,?=\-Q.
Истинное значение надежности находится внут¬
ри интервала \Р, Р\.
Пример. Пусть для железобетонной балки извест¬
ны: тх= 170 кН/м3; Sx = 6 кН/м3; тх = 0,09 м; Sx = 0,005 м;
а2 = 18 МПа/м“; Ь2 = 20 МПа/м“.
Значения вероятностей отказа Q и Q балки по
критерию развития нормальных трещин для задан¬
ных исходных данных по формулам (15) равны Q = 0,
Q = 0,129.
Верхнее и нижнее значения вероятностей безот¬
казной работы балки определяются как: P=\-Q = 0,
Р=\ -Q = 0,871. Истинное значение надежности на¬
ходится внутри интервала [0,871; 1].
Выводы
1. Предложена новая методика расчета надеж¬
ности железобетонной балки по критерию развития
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
21
нормальных трещин с использованием теории меха¬
ники разрушений при ограниченной информации о
параметрах математической модели предельного
состояния в виде среднего значения и среднего
квадратического отклонения с использованием
функций распределений, полученных на основе не¬
равенства Чебышева.
2. Рассмотренная методика может быть исполь¬
зована для расчета надежности железобетонной
балки при наклонных трещинах, а также для других
несущих железобетонных элементов.
Библиографический список
1. Аугусти Г. Вероятностные методы в строительном проекти¬
ровании / Г. Аугусти А. Баратта Ф. Кашмата; пер. с англ. - М.:
Стройиздат, 1988. - 580 с.
2. Ржаницын А.Р. Теория расчета строительных конструкций
на надежность / А.Р. Ржаницын. - М.: Стройиздат, 1978. - 239 с.
3. Уткин B.C. Расчет надежности железобетонных несущих эле¬
ментов по критерию развития нормальных трещин с использова¬
нием теории механики разрушения / B.C. Уткин, O.B. Ярыгина //
Бетон и железобетон - 2012. - № 1. - 24-27 с.
4. Уткин B.C. Расчет надежности строительных конструкций
при различных способах описания неполноты информации:
учебное пособие / B.C. Уткин, Л.В. Уткин. - Вологда: ВоГТУ,
2009. - 126 с.
5. Уткин B.C. Новые методы расчетов надежности строитель¬
ных конструкций: учебное пособие / B.C. Уткин, Л.В. Уткин. - Во¬
логда: ВоГТУ, 2011. - 98 с.
6. Уткин B.C. Расчет надежности несущих элементов по крите¬
рию прочности с использованием функций распределения, полу¬
ченных на основе неравенства Чебышева / B.C. Уткин, О.В. Яры¬
гина // Вестник гражданских инженеров. - 2010. - Nfi 4. - 61-64 с.
7. Кузнецов В.П. Интервальные статистические модели /
В.П. Кузнецов. - М.: Радио и связь, 1982. - 352 с.
8. Зайцев Ю.В. Механика разрушения для строителей /
Ю.В. Зайцев, Г.Э. Окольникова, В.В. Доркин. - М.: Изд-во МГОУ,
2007. -218 с.
9. Пат. 2324916 Российской Федерации, МПК7 G 01 N 3/00. Спо¬
соб определения критического коэффициента интенсивности нап¬
ряжений в изделии / Варламов А.А., Круциляк М.М.; заявитель и
патентообладатель Магнитогорск, гос. техн. ун-т. Им. ПИ. Носова. -
№2006137985/28; заявл. 27.10.2006; опубл. 20.05.08, Бюл. № 14. -
7 с.
10. Байков B.H. Железобетонные конструкции / В.Н. Байков,
Э.Е. Сигалов. - 2-е изд., доп. и перераб. - М.: Стройиздат, 1977. -
783 с.
11. Надежность технических систем: справочник / под ред.
проф. И.А. Ушакова. - М.: Радио и связь, 1985. - 608 с.
12. Круциляк М.М. Способ определения характеристики трещи-
ностойкости бетона / М.М. Круциляк, Ю.М. Круциляк, А.А. Варла¬
мов // Бетон и железобетон. - 2008. - № 1. - С. 20.
А.Н. БОЛГОВ, канд. техн. наук, А.З. СОКУРОВ, инж. (НИИЖБ им. А.А. Гзоздева);
Д.В. АЛЕКСЕЕНКО, инж. (HILTI)
ПРОДАВЛИВАНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПЛИТ, УСИЛЕННЫХ ВКЛЕЕННОЙ
ПОПЕРЕЧНОЙ АРМАТУРОЙ
В лаборатории № 2 "Железобетонных конструк¬
ций и контроля качества" исследовали эффектив¬
ность усиления плит перекрытий на продавливание
путем постановки наклонной вклеенной поперечной
арматуры на химический состав фирмы Хилти. Ис¬
следование включало проведение лабораторных ис¬
пытаний образцов промежуточных и крайних узлов
плита - колонна. В настоящей статье приведены
данные по промежуточным узлам.
Было испытано 4 экспериментальных образца
(один эталонный без усиления и три с усилением).
Экспериментальные образцы состояли из двух
фрагментов колонн сечением 200x200 мм, высотой
450 мм и плиты между ними размером 1700x1700 мм,
толщиной 140 мм (рис.1).
Эталонный образец и один образец с усилением
подвергались воздействию только сосредоточенной
силы, остальные образцы испытывались на действие
сосредоточенной силы и момента (с эксцентрисите¬
том 100 и 150 мм).
Усиление состояло из поперечной арматуры -
резьбовых шпилек М10 класса 5.8, устанавливае¬
мой в предварительно просверленные отверстия
под углом 45° на химических анкерах фирмы
HILTI с шагом 80 мм. Арматура располагалась луча¬
ми, схема и геометрические размеры приведены на
рис. 1.
Рис.1.Опытные образцы.
Опытные образцы изготавливались из тяжелого
бетона на гранитном щебне фракции 5-20 мм. Проч¬
ность бетона на сжатие определяли по контрольным
кубам размером 100 мм и методом отрыва со скалы¬
ванием в образцах после их испытания. Прочность
бетона на растяжение определяли путем испытания
кубов размером 100 мм на раскалывание по ГОСТ
10180-90. В поверочных расчетах прочность бетона
на растяжение образцов вычисляли по формуле
Rhl = 0,232^, [МПа], (1)
где R^n - нормативная кубиковая прочность бетона на сжатие в
МПа.
Данные о прочности бетона образцов приведены
в табл. 1. Рабочую высоту каждого образца опреде¬
Схема усиления
22
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
ляли по фактическим значениям толщины защитного
слоя. Армирование плиты опытных образцов: ниж¬
нее армирование - 012 А500 с шагом 200 мм; верх¬
нее армирование - 012 А500 с шагом 75 мм. Арми¬
рование колонн опытных образцов: продольное -
4020 А500; поперечное - 08 А240 с шагом 50 мм.
Таблица 1
Марка
образца
Рабочая высота
Hq, мм
Прочность бетона
на сжатие
МПа
Прочность бетона
на растяжение
Rbt, МПа
S1H0
100
27,8
1,83
S2HW
100
33,9
2,09
S3HWE1
100
36,9
2,22
S4HWE2
100
33,4
2,07
Физико-механические характеристики продоль¬
ной арматуры плиты приведены в табл. 2.
Таблица 2
Диаметр, мм
Предел
текучести gj,
Н/мм2
Временное
сопротивление
сгв, Н/мм2
Предегг
упругости Ew
Н/мм2
12
596
682
2-105
Физико-механические характеристики попереч¬
ной арматуры (резьбовых шпилек) определяли по
данным испытаний на растяжение в соответствии с
ГОСТ 12004-81. Характеристики шпилек приведены
в табл. 3.
Таблица 3
Диаметр, мм
Условный предел
текучести ctq 2,
МН/мм2
Временное
сопротивление
ов, МН/мм2
Предел
упругости
Ен, Н/мм2
М10
452
577
1,8-10*
М10
467
567
-II-
М10
437
569
-II-
Методика испытаний опытных образцов и испы¬
тательная установка изложены в [1].
График зависимости прогибов от нагрузок для
Рис. 2. График зависимости прогибов от нагрузки
Первые трещины в образцах появлялись вокруг
колонны на этапах нагружения 0,3-0,35 от разрушаю¬
щего усилия и практически не зависели от наличия
усиления. При нагрузках 0,35-0,45 образовывались
радиальные трещины, которые развивались от граней
колонн к внешним сторонам плиты. Все образцы раз¬
рушились от продавливания, которое носило пласти¬
ческий характер. При достижении предельной нагруз¬
ки разрушение сопровождалось ростом деформаций.
Разрушение промежуточного, не усиленного об¬
разца (S1H0), произошло в форме усеченного кону¬
са с нижним основанием, равным форме поперечно¬
го сечения колонны. Разрушение усиленных проме¬
жуточных образцов (S2HW, S3HWE1, S2HWE2) про¬
исходило в зоне поперечного армирования с образо¬
ванием тела продавливания в форме усеченного ко¬
нуса с нижним основанием, равным форме попереч¬
ного сечения колонны.Образование поверхности
разрушения образцов происходило внезапно, при
этом имеющиеся трещины в образцах не совпадали
с будущей поверхностью разрушения. После разру¬
шения образцы воспринимали нагрузку до 0,5-0,7 от
предельной величины.
Вскрытие образцов в зоне расположения крити¬
ческой трещины после испытания показало, что попе¬
речная арматура первых двух рядов имела перелом.
Расчет прочности образцов вели в соответствии
с основными положениями [2]. При этом усилие в по¬
перечной арматуре определяли с учетом возможно¬
го разрушения анкеровки по клеевому составу, а так¬
же выколу бетона в соответствии с предложениями
[6]. Сравнение теоретических и опытных значений
разрушающих усилий в опытных образцах приведе¬
ны в табл. 6.
В усиленных образцах разрушение в зоне попе¬
речного армирования является расчетным, т.е. раз¬
рушение должно произойти в зоне поперечного ар¬
мирования. В расчет на продавливание в зоне попе¬
речного армирования принимается только та попе¬
речная арматура, которая пересекает пирамиду про¬
давливания.
Вклад поперечного армирования в несущую спо¬
собность плиты на продавливание принимается наи¬
меньший из трех механизмов разрушения:
а) разрушение анкеровки верхнего конца (разру¬
шение по сцеплению);
б) разрушение по анкеровке нижнего конца (вы-
кол конца шпильки);
в) достижение предела текучести поперечного
стержня.
Fsw.uh ~ min(.Fsj fr, Fsjр, Fsiy), (2)
где Fsib - предельное усилие в поперечной арматуре в момент
разрушения сцепления в верхней части арматуры; Fsjp - пре¬
дельное усилие в поперечной арматуре в момент выкола нижнего
конца стержня; Fsi v - предельное усилие, которое может развить
поперечная арматура при достижении предела текучести.
Fsib зависит от клеевого состава, от диаметра и
длины анкеровки, которая считается от контура пи¬
рамиды продавливания до конца наклонного стерж¬
ня. Прочность клеевого состава на сдвиг принима¬
лась по [6]. Fsjb рассчитывается по формуле
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
23
Таблица 4
Маркировка образца
Класс бетона
Rfa, МПа
а\, см
aj, СМ
/10, см
% см
S, см
угол, град.
dbr см
иь, см
Usw, см
S1H0
В26.9
2,08
20
20
10,0
45
120
S2HW
В27.8
2,13
20
20
10,0
8,0
8
45
0,88
120
120
S3HWE1
В29.8
2,23
20
20
10,0
8,0
8
45
0,88
120
120
S4HWE2
В30.9
2,28
20
20
10,0
8,0
8
45
0,88
120
120
Таблица 5
Маркировка образца
Ряд попер, арматуры
п, шт
fy МПа
Rfo, МПа
dfo, мм
^шайбы*
15ц, мм
lbii, мм
^5, Ь' Т
Fs,p• т
^s,pl• т
FS4» т
S2HW
1
8
452
2,08
8,8
28
76
43
31,4
8,5
15,5
16,8
2
8
452
2,08
8,8
28
20
99
8,3
33,4
15,5
S3HWE1
1
8
452
2,13
8,8
28
76
43
31,4
8,7
15,5
17,0
2
8
452
2,13
8,8
28
20
99
8,3
34,2
15,5
S4HWE2
1
8
452
2,28
8,8
28
76
43
31,4
9,3
15,5
17,6
2
8
452
2,28
8,8
28
20
99
8,3
36,6
15,5
Таблица 6
Маркировка
образца
Класс
бетона
F, т
А/,
тм
Fuh,b'
т
^ult.sw'
т
М,
ult.b*
тм
Мult,SW'
тм
ЯЬ>
кгс/см2
кгс/см2
Я№
кгс/см2
ЯМ'
кгс/см2
факт
р
г теор.
Ожидаемое
теорет. усиление
Фактическое
усиление
S1H0
В26.9
29,9
25,0
20,8
24,9
1,20
S2HW
В27.8
46,5
25,5
13,4
21,3
11,2
38,7
1,19
1,53
1,52
S3HWE1
В29.8
30,7
1,5
26,8
13,6
2,7
1,1
22,3
11,6
25,6
12,5
1,12
1,52
1,43
S4HWE2
В30.9
26,1
2,0
27,4
14,1
2,8
1,2
22,8
11,7
21,7
16,0
1,09
1,51
1,38
F А .
1 sijb swi
bdl bs
dbi
(3)
где Ifoj - расстояние от расчетного сечение до конца стержня.
Принималось фактическое среднее значение; - диаметр попе¬
речного сечения наклонного стержня. В испытаниях использова¬
лась шпилька М10 - приведенный диаметр 8,8 мм.
Предельное усилие в арматуре по прочности бе¬
тона под анкером на выкалывание вычисляли по
формуле
FSi,p = • (4)
где д>2 - коэффициент, принимаемый равным для тяжелых бето¬
нов - 0,5; q>$ - коэффициент, принимаемый равным 1; Af, - пло¬
щадь проекции на плоскость, нормальную к анкерам поверхности
выкалывания, идущей от усилений анкеров (краев анкерных
шайб) под углом 45° к осям анкеров; значения А^ вычисляли по
средним фактическим длинам стержней.
Предельный вклад поперечного армирования
при достижении в ней напряжений предела текучес¬
ти оценивали по формуле
p's,.у = ЛЛ>па • (5)
Исходные данные для расчета опытных образ¬
цов представлены в табл. 4. Вклад поперечной арма¬
туры в общую несущую способность, в зависимости
от механизма разрушения, представлен в табп. 5. В
расчете на продавливание учитывались только два
ряда поперечной арматуры, которые попадали в нак¬
лонное сечение.
Анализ эффективности усиления удобней прово¬
дить, выразив условие прочности [2] через касатель¬
ные напряжения по расчетному контуру, разделив
все члены уравнения на иА0.
Перепишем условие прочности в виде
RbW ho +
0,8 R
sw
AsJT sin a
< 1
(6)
и
Проведем следующие преобразования
F
uho
_ . 0,8^itv^5wsina
Rbt + ;
uho
M
Who
Rbt +
0,%RswAsJV sin a
<1
(7)
“Ao )
Сделаем следующие замены
0, S^^i^^j^sin сс
Яь Rbt » Я sw
uho
F M
; 4M = Whо
Условие прочности примет вид
Ян + Ям
Я Ь~^~ Я sw
(8)
(9)
Результаты расчета на продавливание опытных
образцов представлены в табп. 6.
Фактическая рабочая высота плит образцов рав¬
нялась 100 мм, шаг поперечной арматуры составил
4W5. Таким образом, шаг поперечной арматуры зна-
24
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
чительно превышал допускаемый по СП 52-101-2003
[2] (V2), а также требования ЕС2 (3/4Л0) [3].
Прочность образцов зависит от нескольких фак¬
торов (наличия поперечной арматуры, эксцентриси¬
тета приложения нагрузки и вариации прочности бе¬
тона). Для анализа вклада арматуры усиления и иск¬
лючения влияния вариации прочности бетона образ¬
цов теоретические значения разрушающих усилий
корректировались путем умножения на поправочный
КОЭффИЦИеНТ к = RbtiyClL1, ^Ы.неусил.-
График зависимости влияния моментов на проч¬
ность при продавливании приведен на рис. 3. Из гра¬
фика видно, что при увеличении эксцентриситета (мо¬
мента) несущая способность плиты уменьшается.Для
образца S4HWE2 (е/й = 0,75)снижение прочности отно¬
сительно эталонного (S2HW) составило 44%.
Рис. 3. Влияние момента на несущую способность на продав¬
ливание
Из табл. 6 следует, что теоретическое увеличе¬
ние прочности образцов S2HW, S3HWE1, S4HWE2
на продавливание за счет усиления поперечной ар¬
матурой, по сравнению с эталонным образцом S1 НО,
составило 51-53%, а фактическое увеличение проч¬
ности - 38-52%.
В табл. 6 приведен расчет теоретических значе¬
ний прочности образцов и экспериментальных дан¬
ных. В целом предложенная методика расчета хоро¬
шо описывает прочность для промежуточных образ¬
цов, погрешность расчета составляет 15%.
Выводы
1. Экспериментальная проверка прочности уси¬
ленных плит на продавливание показала, что попе¬
речная арматура, установленная под углом 45° по
технологии HILTI с использованием химического сос¬
тава, в полной мере эффективна, в том числе при
действии на плиту, кроме сосредоточенной силы, не¬
уравновешенных изгибающих моментов.
2. Применение данного усиления на опытных об¬
разцах показало увеличение несущей способности-
на продавливание от 1,38 до 1,52.
3. Разработанная методика расчета усиленных
образцов на основе методики СП 52-101-2003 хоро¬
шо согласуется с экспериментальными данными для
промежуточных образцов. Коэффициент отношения
экспериментальных данных к теоретическим значе¬
ниям составляет 1,09-1,20.
4. Предложенная методика расчета может быть
рекомендована для проектирования усиления путем
установки вклеенной арматуры по технологии HILTI.
Библиографический список
1. Болгов А.Н., Сокуров А.З. Материалы XV научно - методи¬
ческой конференции ВИТИ посвященной памяти профессора
В.Т. Гроздова 'Дефекты зданий и сооружений. Усиление строи¬
тельных конструкций*. Санкт - Петербург, 2011.
2. СП 52*101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции
без предварительного напряжения арматуры.
3. Eurocode 2: Design of concrete structures - Part 1-1:
Generalrules and rules for buildings.
4. Model Code 2010 - First complete draft, Vol. 2.
5. Miguel Fernandez Ruiz, Aurelio Mutton! and Jakob Kunz
'Strengthening of Flat Slabs Against Punching Shear Using Post-
Installed Shear Reinforcement* ACI Structural Journal,Technical
Paper, Title no. 107-S43, July-August 2010.
6. HILTI-AG, Fastening and Protection Systems Feklkiicherstr. 100, FL-
9494, Schaan. Design Method for Post-Installed Punching Shear
Reinforcement with Hitti Tension Anchors HZA, issued 2009-06-25,2/12 p.
ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ПРОМЫШЛЕННЫХ ОТХОДОВ
H.B. ГИЛЯЗИДИНОВА, доц., канд. техн. наук, Н.Ю. РУДКОВСКАЯ, Т.Н. САНТАЛОВА,
доценты (КузГТУ им. Т.Ф. Горбачева, г. Кемерово)
КЕРАМЗИТОЗОЛОШЛАКОБЕТОН - МАТЕРИАЛ ДЛЯ НЕСУЩИХ И ОГРАЖДАЮЩИХ
КОНСТРУКЦИЙ
Современный уровень развития строительной
отрасли диктует необходимость совершенствования
и разработки новых эффективных, долговечных
строительных материалов, конструкций и техноло¬
гий их изготовления, которые способствуют реше¬
нию проблем энергосбережения, снижения себесто¬
имости строительно-монтажных работ, сокращения
сроков строительства.
Исследованиями, проведенными сотрудниками
Кузбасского государственного технического универ¬
ситета им. Т.Ф. Горбачева, установлено, что на осно¬
ве золошлаковых отходов электростанций Кузбасса
можно получать мелкозернистые конструктивно-теп-
лоизоляционные и конструктивные (малощебеноч¬
ные) золошлакобетоны классов прочности на сжатие
В5-В35 со средней плотностью от 1400 до 1650 кг/мэ
25
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
и классов В7.5-В10 со средней плотностью 1500-
1740 кг/м3. Первые рекомендуются как материал ог¬
раждающих конструкций стен, вторые - для произво¬
дства несущих легких конструкций.
Применение золошлаковых отходов в сочетании с
керамзитом, выпускаемым в г. Кемерово, позволяет
получить легкий бетон при различных расходах це¬
мента с прочностью на сжатие от 3,5 до 7,5 МПа и
средней плотностью, соответствующей маркам
Д1100-Д1300. При этом толщина наружных стен соста¬
вит 40-50 см, в то время как толщина стены из керам-
зитобетона на природном песке достигает 55-60 см.
Прочность и теплозащитные качества керамзи-
тозолошлакобетона во многом зависят от грануло¬
метрического состава его заполнителя, т.е. от соот¬
ношения в нем крупных (5-40 мм) и мелких (0,2-5 мм)
гранул. При крупном шлаке бетон получается более
легким, но и менее прочным, при мелком - наоборот,
более плотным. По гранулометрическому составу зо¬
лошлаковые отходы можно отнести к пескам с малым
модулем крупности и значительным содержанием в
их составе пылеватых зольных частиц. Зола-унос су¬
хого отбора Кемеровской ГРЭС имеет тонкость помо¬
ла, близкую к тонкости помола цемента, и может ис¬
пользоваться как мелкий заполнитель керамзитобе-
тона, а также как активная тонкомолотая добавка.
Подбор составляющих легкого бетона на керам¬
зитовом гравии проводился экспериментально, пу¬
тем пропорционального введения мелкого заполни¬
теля (золы-уноса или мелкого природного песка).
Плотность и качество поверхности бетона определя¬
ли визуально на образцах-кубах 100x100x100 мм и
цилиндрах диаметром 100 мм, высотой 400 мм.
Бетонные смеси готовили в смесителях принуди¬
тельного действия и в турбулентном смесителе с
дроблением в нем керамзитового гравия. Наряду с
определением физико-механических характеристик
керамзитозолошлакобетона исследовали пути повы¬
шения качества наружной (отделочной) поверхности
элементов. В результате анализа эксперименталь¬
ных данных установлено, что керамзитобетон на
зольных и шлаковых заполнителях по основным ха¬
рактеристикам конструктивного качества соответ¬
ствует либо превосходит показатели керамзитобето-
на на природном песке.
Содержание мелких фракций в смеси заполните¬
ля должно быть не менее 22-23%, а максимальное
их количество зависит от вида мелкого заполнителя
и составляет для золы-уноса 28%, для золошлако¬
вых смесей - 30-38%. При назначении рабочих сос¬
тавов следует учитывать влияние средней насыпной
плотности заполнителей на среднюю плотность бе¬
тона, которая не должна превышать заданных харак¬
теристик. Введение в состав керамзитозолошлако¬
бетона пластифицирующих и поризующих добавок
не требуется. В случае использования предлагаемо¬
го бетона в железобетонных конструкциях, с целью
защиты арматуры от коррозии, в его состав следует
вводить ингибиторы коррозии стали и обеспечивать
величину защитного слоя не менее 25 мм.
Установлено, что керамзитозолошлакобетон раз¬
личных исследованных составов отвечает требова¬
ниям по морозостойкости, предъявляемым к ограж¬
дающим конструкциям зданий I класса по степени
ответственности (при температуре наружного возду¬
ха -40°С и нормальной влажности помещения 60%).
При соответствующем классе по прочности на сжа¬
тие такой бетон может быть применен при эксплуа¬
тации в условиях воздушно-влажностного состояния.
Керамзитобетон на мелких золошлаковых запол¬
нителях и расходе цемента М400 - 180 кг/м3 отвеча¬
ет требованиям по морозостойкости, предъявляе¬
мым к ограждающим конструкциям зданий II катего¬
рии по степени ответственности, а при расходе вяжу¬
щего 200 кг/м3 и более - соответствует требованиям
к зданиям I категории ответственности.
Исследования показали, что характер набора
прочности керамзитозолошлакобетона, твердеющего
в естественных условиях, позволяет через 1 сут рас-
палубливать вертикальные элементы, а через 3 сут
обеспечивать установку опалубки на вышележащие
этажи, т.е. ритмично организовывать процесс моно¬
литного домостроения.
Технология приготовления керамзитозолошлако¬
бетона вписывается в существующие заводские ли¬
нии; его можно готовить также и в условиях строи¬
тельных площадок, где имеются турбулентные сме¬
сители роторного типа. Из керамзитозолошлакобето¬
на можно изготовлять крупные и мелкие стеновые
блоки и другую продукцию по кассетной, поточной,
агрегатно-поточной, полигонной схемам.
Эффективность предлагаемой технологии состо¬
ит в использовании доступных и относительно деше¬
вых местных материалов, широкой области приме¬
нения керамзитозолошлакобетона, развитии моно¬
литного строительства.
К сведению читателей
Вышла в свет книга А.Г. Зоткина "Бетон и бетонные конструкции" (Ростов-на-Дону, Феникс, 2012, 335 с.).
В доступной форме излагаются положения науки о бетоне, их практические аспекты, позволяющие получать
бетон с требуемыми свойствами. Подробно рассмотрены основные группы добавок (суперпластификаторы,
воздухововлекающие, минеральные), техника их применения. Приведены практические рекомендации по
другим вопросам технологии бетона.
26
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
А. И. МОРДИЧ, канд. тех. наук, иностр. член РААСН, лауреат Гэсударственной премии
Республики Беларусь; С.Л. ГАЛКИН, инж., заведующий научно-исследовательским
отделом (ООО БЭСТинжиниринг" г. Минск); В.Н. ПЕТРОВ, почетный строитель РФ,
технический директор ОАО Тражданпроект" (г. Орел)
КАРКАС ДОМОСТРОИТЕЛЬНОЙ СИСТЕМЫ "АРКОС".
НАДЕЖНОСТЬ И БЕЗОПАСНОСТЬ
В публикации* высказаны критические замеча¬
ния по надежности и безопасности каркаса зданий
серии Б1.020.1-7 (системы АРКОС), поэтому в насто¬
ящей статье потребовалось дать полные ответы по
существу затронутых вопросов.
При разработке каркаса зданий серии Б1.020.1-7
[1] в качестве прототипа был принят не каркас систе¬
мы "Сочи", в котором многопустотные плиты практи¬
чески по отдельности вбетонированы в монолитное
перекрытие, а ажурный и также сейсмостойкий каркас
ИМС, предложенный в Сербии [2]. Он всесторонне ис¬
следован и усовершенствован в НИИЖБ и хорошо из¬
вестен специалистам в б. СССР [3,4]. В каждой ячей¬
ке дисков перекрытий этого каркаса сборные пустот¬
ные или ребристые плиты оперты по периметру на пе¬
рекрестные монолитные ригели только посредством
бетонных шпонок без каких-либо дополнительных уст¬
ройств. В отличие от ИМС, в предложенном каркасе
разрабатываемой серии было решено разместить в
каждой ячейке не одну-две плиты, а группу многопус¬
тотных плит, отказаться от преднапряжения ригелей,
изменить условия их опирания на колонны.
Каркас серии [1] был разработан в полном соот¬
ветствии с ГОСТ 15.901, согласно которому был вы¬
полнен комплекс экспериментально -теоретических
исследований, проведено опытное строительство и
осуществлены приемочные испытания. Надежность
и соответствие конструкции каркаса требованиям
Российских строительных норм по запросу заказчика
документации [1] перед её утверждением были так¬
же подтверждены заключениями НИИЖБ и ЦНИЭП-
жилища (cM.-www.arcos - best.ru).
Каркас АРКОС (рис. 1), сохраняя принципиальное
решение каркаса серии Б1.020.1-7, является его раз¬
витием и отличается армированием межплитных
швов, конструкцией сквозных проемов в дисках перек¬
рытий, применением контактно-винтовых стыков в
сборных колоннах, конструкциями бессварныхверти-
кальных диафрагм жесткости. Расчет каркаса каса¬
тельно устойчивости к прогрессирующему разруше¬
нию гармонизирован с Европейскими нормами (ЕН).
Поскольку узлы опирания плит на бетонные
шпонки, необходимые для получения плоских потол-
* ГУРОВ Е.П. Анализ и предложения по конструктивной на¬
дежности и безопасности сборно-монолитных перекрытий в кар¬
касе серии 51.020,1-7 (в системе АРКОС)//Бетон и железобетон. -
2012.-№ 2.-С. 6-11.
ков, в основном определяют жизнеспособность
конструкции каркаса, их исследованиям было уделе¬
но особое внимание. Изначально было принято, что¬
бы бетонные шпонки несущих ригелей, на которые
оперты по торцам многопустотные плиты, при рабо¬
те под нагрузкой в составе перекрытия испытывали
только воздействие срезу. Чтобы исключить их из¬
гиб, они были предусмотрены в виде коротких консо¬
лей с отношением вылета (заделки) 100±10 мм к вы¬
соте их сечения (148... 159 мм для разных типов
плит) в пределах 0,63...0,67 [5, 6].
л
Рис. 1. Конструкция сборно-монолитного каркаса зданий
системы АРКОС, общий вид
1 - железобетонные колонны; 2 - многопустотные плиты; 3 - не¬
сущие ригели; 4 - связееые ригели; 5 - замоноличенные меж-
плитные швы; '6 - проемы для пропуска инженерных комму¬
никаций; 7 - вертикальные диафрагмы жесткости; 8 - консоли
плит лоджий и балконов; 9 - теплоизоляционные вкладыши
Для проверки принятых параметров опорных
шпоночных узлов плит были проведены исследова¬
ния [7, 8]. Были изготовлены три образца, каждый из
которых включал многопустотную плиту, размещен¬
ную в замкнутой монолитной раме (рис. 2). По тор¬
цам каждая плита была оперта верхней полкой толь¬
ко на бетонные шпонки (глубиной 100±10 мм) попе¬
речин рамы. Затяжки рамы, жестко связанные с по¬
перечинами, были размещены по бокам плиты с воз¬
душным зазором. В двух образцах использованы
плиты безопалубочного формования (ПБФ) толщи¬
ной 220 мм и длиной 6,00 м под полезную расчетную
нагрузку 9 кПа. Плиты содержали только продольное
армирование канатами К7. В одном образце была
применена плита толщиной 300 мм и длиной 9,00 м
под полезную расчетную нагрузку 16,0 кПа. Плита
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
27
ной 300 мм) и повороты их торцов в пределах
0,032...0,037 рад., бетонные шпонки сохраняли несу¬
щую способность, обеспечив разрушение плит в сере¬
дине пролета без каких-либо повреждений их у торцов.
Даже в состоянии после разрушения, представленном
на рис. 4, при прогибах в пролете, превышающих тол¬
щину плиты, и значительном раскрытии швов по их
торцам, шпоночные узлы сохраняли достаточную не¬
сущую способность для восприятия опорной реакции
от массы плиты и испытательного оборудования.
имела рабочее армирование класса А500. Рамы бы¬
ли рассчитаны так, чтобы исключить их разрушение
при испытаниях. Характеристика образцов и методи¬
ка испытаний в полном объеме представлены в ра¬
боте [8]. При испытании рамы были оперты попере¬
чинами на катковые опоры, а поэтапно возрастаю¬
щая вертикальная распределенная нагрузка была
приложена только на плиту (рис. 3). Сопоставитель¬
но по той же схеме нагружения были испытаны сво¬
бодно опертые на катковые опоры плиты-близнецы.
Рис. 2. Конструкция опытных
образцов с опираннем много¬
пустотной плиты на бетонные
шпонки
1 - многопустотная плита; 2- по¬
перечина; 3 - продольный ри-гель-
затяжка
Рис. 3. Общий вид испытаний фрагмента с многопустотной
плитой, опертой на бетонные шпонки поперечин рамы при
кратковременном нагружении
Испытания показали, что характер разрушения
плит (рис. 4) во всех трех образцах был примерно
одинаков, и исчерпание их несущей способности про¬
изошло как в шарнирно опертых балочных элементах,
вследствие образования пластического шарнира в се¬
редине пролета. По сравнению с плитой-близнецом
ПБФ, разрушившейся при величине приложенной наг¬
рузки 17,0 кПа, разрушение плит, размещенных в ра¬
ме и опертых на бетонные шпонки, произошло при ве¬
личинах нагрузки 25,3 и 26,0 кПа. Соответственно,
для плиты толщиной 300 мм разрушающая нагрузка
увеличилась с 23,8 кПа для близнеца до 36,4 кПа
при опирании её на шпонки в раме. Такое увеличе¬
ние несущей способности объясняется, во-первых,
образованием продольного распора вследствие упо¬
ра нижних полок плиты в поперечины рамы при по¬
вороте её торцов под нагрузкой, а также наличия
воздушных зазоров вдоль боковых сторон, и, во-вто-
рых, способностью шпоночных опорных узлов восп¬
ринять приложенную нагрузку.
Несмотря на достигнутые в момент исчерпания не¬
сущей способности плит значительные по величине
прогибы (100,2 и 117,4 мм, или 1/59 и 1/51 длины плит
ПБФ, а также 178,2 мм, или 1/51 длины плиты толщи-
Рис. 4. Характер разрушения многопустотных плит, опертых
на бетонные шпонки рамы
При длительном нагружении таких же образцов с
плитами традиционного типового сечения под полез¬
ную расчетную нагрузку 6,0 кПа представленная вы¬
ше картина разрушения была полностью подтверж¬
дена [7]. Исчерпание несущей способности плит про¬
изошло от разрушения их сечений в середине проле¬
та без повреждений шпоночных опорных узлов. Ве¬
личина кратковременной разрушающей нагрузки для
плиты, опертой на шпонки, после длительного нагру¬
жения и погашения неупругих деформаций бетона
составила 14,3 кПа, а свободно опертой плиты-близ¬
неца при таком же нагружении - 9,6 кПа.
Основной причиной образования шарниров в уз¬
лах опирания являются принятые размеры бетонных
шпонок, не допускающие их защемление в пустотах
по торцам плит. Кроме того, при формовании шпонок
в наиболее удаленных от ригеля верхних зонах
(30...40 мм от торцов шпонок) бетон оказывается ме¬
нее прочным из-за накопления в этих зонах мигриру¬
ющей кверху при вибрации избыточной воды. В ре¬
зультате при повороте торца плиты на высоких уров¬
нях нагружения происходит обмятие бетона шпонок
этой зоны, полностью исключая любую вероятность
их изгиба. Вследствие подвижки верхней полки пли¬
ты вдоль шпонок на этих же стадиях нагружения мо¬
жет происходить раскрытие шва по торцу плиты на
0,45...0,50 мм и более без отрыва шпонок. При этом
можно отметить, что для обеспечения требуемой не¬
сущей способности шпоночного опорного узла дос¬
таточно глубины шпонок 60±10 мм [9].
Приведенные данные являются доказательством
того, что бетонные шпонки в опорном узле плит ис¬
пытывают воздействия только среза и вовлечь их в
работу на изгиб невозможно. Это означает, что тре¬
бования норм соблюдены, поскольку в конструкции
перекрытия отсутствуют неармированные изгибае¬
мые элементы, а для расчета прочности бетонных
шпонок можно использовать методику п. 3.115 Посо-
28
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
Рис. 5. Схема работы фрагмента
перекрытия при перекосе, вызванном
осадкой одной из опор
а - общий вид испытания; б - схема
разрушения; 1 - многопустотные плиты;
2 - несущие ригели; 3 - связевые ригели;
4 - трещина по верхней поверхности
перекрытия; 5 - то же, по нижней
поверхности
бия [10]. Результаты расчета по этой методике пока¬
зали, что они удовлетворительно согласуются с
опытными данными [5...8].
Достигнутые в опытах [6, 8] величины поворота
торцов плит до 0,032...0,037 радиан без поврежде¬
ния шпоночных опорных узлов позволяют по этому
критерию неравномерную осадку колонн в каркасе
АРКОС, более чем в 10 раз превышающую допусти¬
мую нормами (СП 22.1330.2011) для железобетонных
монолитных каркасов. Действительно, результаты
испытания фрагмента каркаса нагружением до раз¬
рушения подтвердили, что в пределах величины не¬
равномерной осадки, допустимой нормами, сниже¬
ние его несущей способности не наблюдается [11].
Для оценки жизнеспособности шпоночных сты¬
ков также была выполнена проверка их прочности
при неравномерной осадке колонн вдоль несущего
ригеля [7]. Для этого фрагмент ячейки перекрытия
(рис. 5) был защемлен по трем углам на опорах уси¬
лием Pri = 450 кПа, а четвертый угол был свободно
оперт на выпущенный кверху шток домкрата. Вели¬
чину усилия PD, приложенного к этому углу, при его
перемещении контролировали по манометру насос¬
ной станции приположении домкрата сначала снизу,
а после свободного зависания угла фрагмента -
сверху. При вертикальном перемещении (осадке)
этого угла должны были происходить неравномер¬
ные повороты плит вдоль их осей, способные выз¬
вать разрушение опорных шпоночных узлов, а также
расстройство межплитных швов. Однако при пере¬
мещении свободного угла книзу ячейка перекрытия
работала как цельная пластина, и разрушение её
произошло по диагональной трещине (см. рис. 5, б).
В разделенных трещиной частях сохранялась цело¬
стность конструкции, повреждений шпоночных узлов
и межплитных швов не произошло. При этом раз¬
ность осадок защемленных и незащемленной опор
составила 1/110 и 1/170 относительно более корот¬
кой и длинной сторон фрагмента и заметно (на
15...45% ) превысила допустимую нормами величи¬
ну неравномерной осадки колонн.
Чтобы проверить работу бетонных шпонок на
сдвиг вдоль несущего ригеля были выполнены как
лабораторные исследования опытных натурных об¬
разцов до разрушения, так и натурные испытания
каркаса строящегося 18-ти этажного здания на
действие расчетных горизонтальных нагрузок. Ре¬
зультаты исследований [6, 7] показали, что все гори¬
зонтальное усилие, вызываемое нагрузкой в створах
вдоль торцов плит, полностью воспринимают пере¬
секающие этот створ боковые связевые ригели. Это
исключает возможность взаимного смещения торцов
плит относительно несущего ригеля и включение бе¬
тонных шпонокв работу на горизонтальный срез.
Общая оценка несущей способности каркаса, его
элементов и узлов получены на основе испытаний
нагружением до разрушения опытных образцов и
фрагментов в натурных размерах согласно методики
ГОСТ 8809. В нормативно-правовой базе Российской
Федерации нет другого документа для оценки проч¬
ности, жесткости и трещи ностойкости железобетон¬
ных конструкций [12].
При испытаниях натурных фрагментов каркаса
нагружением кратковременной вертикальной нагруз¬
кой [5, 6, 7, 11, 13] разрушения их во всех случаях
произошли одинаково при упруго-пластическом ха¬
рактере деформирования от достижения текучести в
рабочей арматуре несущих ригелей и поочередного
образования в их сечениях пластических шарниров.
К этому моменту во всех случаях отсутствовали пов¬
реждения многопустотных плит в пролете или по
торцам, влияющие на их несущую способность. Ана¬
лиз замеренных деформаций сечений и прогибов
плит в составе перекрытия показывают, что под наг¬
рузкой они работают практически как шарнирно
опертые, и шпонки в работу на изгиб в каркасе, как и
в представленных выше случаях, не вовлекаются. К
моменту разрушения несущих ригелей величина
напряжений в рабочей арматуре плит, установлен¬
ных под проектную расчетную нагрузку, составляла в
их пролете примерно половину значения предела те¬
кучести. В таком же соотношении к предельной сжи¬
маемости в том же сечении находились и деформа¬
ции бетона по верху плиты. Это указывает на повы¬
шение несущей способности плит в 1,8...2,0 раза по
сравнению с традиционными для б. СССР перекры¬
тиями из пустотного настила. Вследствие размеще¬
Рис. 6. Узел сопряжения ригелей со сборной колонной перед
укладкой бетонной смеси
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
29
ния плит группами в замкнутых железобетонных ра¬
мах, образованных монолитными несущими и связе-
выми ригелями (см. рис. 1), в плоскости перекрытия
реализован реактивный поперечный распор, благода¬
ря чему в сечениях плит в значительной мере прои¬
зошло погашение усилий, вызываемых приложенной
вертикальной нагрузкой. Сказанное полностью подт¬
верждено также результатами исследований, полу¬
ченными в МИСИ им. Куйбышева [14, 15]. По этой же
причине в перекрытиях рассматриваемого каркаса
невозможна"клавишная" работы плит.Проведенные
испытания на стандартные огневые воздействия
подтвердили описанный выше характер работы пе¬
рекрытия под нагрузкой. При этом в зависимости от
варианта конструктивного исполнения пределы его
огнестойкости составляют величины REI 90... 150.
Результаты испытаний образцов конструкций до
разрушения, а также приведенные выше данные по
уровню напряженного состояния рабочей арматуры
многопустотных плит на всех стадиях нагружения по¬
казывают, что длины анкеровки этой арматуры в пли¬
тах достаточно. Случаев разрушения плит от нару¬
шения анкеровки рабочей арматуры не имелось.
В каркасе серии Б1.020.1-7 для соблюдения тре¬
бования норм по заведению арматуры за грань опоры
НИИЖБом было согласовано применение арматур¬
ных коротышей, заанкериваемых по концам в несу¬
щих ригелях и межплитных швах. В каркасе АРКОС
арматурные коротыши были заменены сквозным
стержнем, размещенным вдоль каждого межплитно-
го шва и заанкеренным по концам в несущих риге¬
лях. Сечение этого стержня определяют расчетом по
методу альтернативных траекторий ЕН из условия
предотвращения прогрессирующего разрушения.
При применении плит типовых сечений с "выштам-
повками" по бокам требуется раздвижка шва на
20...30 мм. Поэтому, если раздвижка нежелательна,
следует либо отказаться от применения таких плит в
каркасе, либо поменять их профиль с образованием
по бокам сквозных пазов. Лучшим решением являет¬
ся применение плит безопалубочного формования.
Нормативные документы содержат только общие
рекомендации и требования по выбору расчетной
модели МКЭ и из-за разнообразия конструктивных
решений и применяемых программ не приводят тре¬
бований по конкретным характеристикам стержне¬
вых, оболочечных и объемных элементов и вида свя¬
зей. Поэтому для расчета рассматриваемого рамно -
связевого каркаса расчетная модель МКЭ была отра¬
ботана и верифицирована в рамках программного
комплекса "Stark - ES"Ha результатах натурных испы¬
таний фрагментов каркаса и каркасов строящихся
зданий [6, 7,11,13]. Точная модель МКЭ представле¬
на в работе [16]. Упрощенная модель, по которой, как
правило, на протяжении более 10 лет ведется проек¬
тирование зданий разработана в ООО "Еврософт",
БелНИИС и ЦНИИСК [17]. Опыт показал, что обе рас¬
четные модели позволяют получать надежные и эко¬
номичные конструктивные решения зданий.
Строительная система АРКОС разработана на
базе тщательного анализа опыта технологий, приме¬
няемых ведущими компаниями мира (например,
"Spaencom", "Spankrafl - Variax", "Heinritz + Lechner",
"Partek - Brespa","Peikko", "Spancrete", "Halfen - Deka”
и др.) и аккумулировала все лучшее. Поэтому наряду
с минимизацией материалоемкости конструкций, и
упрощения форм их элементов и узлов, особое зна¬
чение придано технологичности всех операций для о-
беспечения высокого темпа строительства и миними-
ума трудозатрат. Многолетний опыт строительства
также показал, что при выполнении работ согласно
рабочим чертежам система не позволяет получить
брак, снижающий несущую способность конструкций
здания. В системе отсутствуют "закрытые" узлы, кото¬
рые затруднительно или не возможно качественно
выполнить. Например, на рис. 6 представлен узел
сопряжения монолитных ригелей со сборной колон¬
ной. Видно, что узел открыт со всех сторон примыка¬
ния ригелей, и полная укладка бетонной смеси в про¬
еме сборной колонны осуществляется в одном цикле
бетонирования примыкающих ригелей.
В целом каркас АРКОС обеспечивает полную
свободу планировочных решений и по своим качест¬
венным показателям является индустриальной аль¬
тернативой монолитному каркасу. При этом, по срав¬
нению с монолитным каркасом, он обеспечивает су¬
щественное сокращение удельной стоимости зда¬
ния. Более чем десятилетний опыт проектирования,
строительства и эксплуатации зданий с рассматри¬
ваемым каркасом подтверждает их требуемую
эксплуатационную надежность, долговечность и бе¬
зопасность. Совершенно очевидно, что по этим па¬
раметрам каркас в улучшении не нуждается.
На основании изложенного можно сделать сле¬
дующие выводы.
1. Железобетонный сборно-монолитный каркас с
плоскими дисками перекрытий системы АРКОС
удовлетворяет всем требованиям строительной нор¬
мативно-технической и правовой документации,
действующей в Российской Федерации.
2. Надежность и безопасность конструктивного
решения каркаса АРКОС подтверждена комплексом
экспериментально теоретических исследований, вы¬
полненных разработчиками, результатами исследо¬
ваний других авторов, а также заключениями голов¬
ных научно-исследовательских организаций Рос¬
сийской Федерации в области строительства.
3. Самым надежным элементом каркаса АРКОС
являются опорные шпоночные узлы сопряжений
многопустотных плит с ригелями, разрушение кото¬
рых невозможно до исчерпания несущей способнос¬
ти многопустотных плит и ригелей.
Библиографический список
1. Типовые строительные конструкции, изделия и узлы. Се¬
рия Б1.020.1-7. Сборно-монолитная каркасная система МВБ-1 с
плоскими перекрытиями для зданий различного назначения:
БелНИИС. - Мн.: Минсктиппроект, 1999.
30
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
2. Копривица Б. Применение каркасной системы ИМС для
строительства жилых и общественных зданий // Жилищное стро¬
ительство - 1984. - № 1. - С. 30...32.
3. Маркаров Н.А., Филаретов М.Н. Конструктивно-технологи¬
ческие особенности каркасно-панельных зданий с натяжением
арматуры в построечных условиях в СССР // Бетон и железобе¬
тон. - 1990.-№ 4. - С. 17...19.
4. Маркаров Н.А., Солдатов А.Е. Применение каркасных зда¬
ний с натяжением арматуры в построечных условиях // Бетон и
железобетон. - 1993. - № 6. - С. 19...20.
5. Мордич. А.И., Вигдорчик Р.И., Залесов А.С., Белевич В.Н.
Новая универсальная каркасная система многоэтажных зданий //
Бетон и железобетон. - 1999. - Nfl 1. - С. 2...4.
6. Мордич А.И., Белевич В.Н., Симбиркин В.Н., Навой Д.И.
Опыт практического применения и основные результаты испыта¬
ний сборно-монолитного каркаса БелНИИС // Бюллютень строи¬
тельной техники. - 2004. - № 8. - С. 8... 12.
7. Пространственные конструктивные системы зданий и со¬
оружений, методы расчета, конструирования и технологии возве¬
дения: Тр. Междунар. Науч.-техн. конф., Минск, 10-12 окт. 2001 г.
В 2-х т:, т 1 // Ред. колл.: Мордич А.И. (гл.ред.) и др.-Мн.: Стринко,
2002. - 288 с.
8. Мордич А.И., Белевич В.Н. Несущая способность многопус¬
тотных плит, изгибаемых с распором в перекрытиях зданий серии
Б1.020.1-7 // Строительная наука и техника. Мн.: - 2005. - №1. -
С. 21. ..30.
9. Мордич А.И., Садохо В.Е., Подлипская И.И. Сборно-мо-
нолитные преднапряженные перекрытия с применением мно¬
гопустотных плит // Бетон и железобетон. - 1993. - № 5. -
С. 3...6.
10. Пособие по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного
напряжения арматуры // ЦНИИПромзданий. НИИЖБ.-М.: 1989 -
192 с.
11. Дорофеев B.C., Егупов К.В., Белявский С.А., Галкин С.Л.,
Мордич А.И. Экспериментальные исследования несущей способ¬
ности фрагмента сборно-монолитного каркаса АРКОС при нерав¬
номерной осадке фундаментов/ Вестник Одесской государ¬
ственной академии строительства и архитектуры. Одесса: 2010. -
№39. -ч. I. -С. 161...185.
12. НИИЖБ Госстроя СССР. Рекомендации по испытанию и
оценке прочности, жесткости и трещиностойкости опытных образ¬
цов железобетонных конструкций. - М.: 1987. - 35 с.
13. Карякин А.А., Сонин С.А., Попп П.В., Алилуев М.В. Испы¬
тание натурного фрагмента сборно-монолитного каркаса системы
АРКОС с плоскими перекрытиями // Вестник Южно-Уральского го¬
сударственного университета, № 38 (168), г. Челябинск, 2009, се¬
рия Строительство и архитектура, вып.9. - С. 16...20.
14. Айвазов Р.Л., Лапицкий И.В. Сборное перекрытие, опертое
по контуру и работающее с поперечным распором // Бетон и же¬
лезобетон. - 1991. - № 11. - С. 7...9.
15. Айвазов Р. Л., Шилов Е.В., Лапицкий И.В. Принципы рас¬
чета и конструктивного решения опертых по контуру сборных же¬
лезобетонных перекрытий, работающих с поперечным распором.
Экспресс - информация. Серия 10. Инженерно - теоретические ос¬
новы строительства. Вып. 6. - М.: 1985. - С. 7... 12.
16. Мордич А.И., Галкин С.Л. Конечно-элементная модель
сборно-монолитного каркаса и ее применение для расчета зда¬
ний. Ч. I и II // Популярное бетоноведение. С.Петербург, - 2011. -
№3,4 {39}. - С. 81...90.
17. Назаров Ю.П., Жук Ю.Н., Симбиркин В.Н. Автоматизиро¬
ванное проектирование плоских монолитных и сборно-монолит¬
ных перекрытий каркасных зданий // Промышленное и гражданс¬
кое строительство - 2006. - № 10. - С. 48...50.
ПЕРЕЧЕНЬ
международных мероприятий по бетону и железобетону в 2013-2014 гг.
№
пп
Название
Место и сроки
проведения
Адрес в интернете
1.
I Международный конгресс по устойчивому
(экологически безопасному) развитию железобетона
Токио
27-29.05.2013
www.jci-iccs13.jp
2.
11-й Международный симпозиум по фибробетону
Португалия
26-28.06.2013
www.frpcs11.unimbo.pt
3.
3-й Международный семинар по огнестойкости
бетона
Париж
25-27.09.2013
www.firespalling2013.fr
4.
Международный симпозиум по
высококачественному фибробетону
Марсель
01-03.10.2013
www.afgc.asso.fr
5.
Конференция по инновациям в железобетоне
Осло
11-13.06.2014
www.cic2014.com
6.
10-я Международная конференция по утилизации
высокопрочного бетона
15-18.09.2014
www.hpc.2014.com
7.
4-й Международный конгресс и выставка fib по
железобетону
Мумбай
10-14.02.2014
www.fibcongress2014mumbai.com
8.
Международный симпозиум по
самозалечивающимся строительным материалам
Гент
16-20.06.2013
www.icshm2013ugent.be
9.
7-я Международная конференция по
самоуплотняющимся бетонам
Париж
02-04.09.2013
www.rilem.net
10.
7-я Международная конференция по бетонам в
суровых условиях эксплуатации
Нанкин
23-25.09.2013
www.consecl З.сот
11.
3-я Международная конференция по бетонам в
жарком климате
Дубай
11-12.12.2013
www.rilem.net
12.
5-я Международная конференция по ремонту
железобетона
Белфаст
01-05.09.2014
www. concrete-sol ution .info
Бетон и железобетон. - 2013. - №2
31
Вышли в свет:
Шилин А.А. Кирпичные и каменные конструкции.
Повреждения и ремонт: Учебное пособие для ВУЗов. -
М.: издательство "Горная книга", издательство Московско¬
го государственного горного университета, 2009. - 214с.:
ил. (Стройтехиздат)
В книге изложены важнейшие принципы и методы диаг¬
ностики и оценки состояния каменных и кирпичных строи¬
тельных конструкций. Дан серьезный анализ особенностей
эксплуатации каменных и кирпичных зданий и сооружений.
Рассмотрены современные технологии и материалы
для ремонта, реставрации, а также защиты от воздействий
окружающей среды и несоблюдения правильного эксплуа¬
тационного режима.
Описаны и систематизированы различные типы и
виды повреждений и дефектов конструкций. Проанализи¬
рованы причины, их вызывающие.
В книге обобщены результаты многолетнего изучения
отечественного и зарубежного опыта ремонта и реставра¬
ции кирпичных и каменных конструкций, включая более
чем двадцатилетний опыт автора, полученный им при
выполнении подобных работ на объектах различного наз¬
начения.
В книге собран богатейший иллюстративный материал -
технологические схемы, рисунки, чертежи, а также боль¬
шое количество фотографий из разных городов и стран.
Методы контроля качества материалов и строи¬
тельных конструкций. Лабораторный практикум /
Шилин А.А., Кириленко А.М., Закоршменный А.И. и др. /
Под ред. проф., д.т.н. Шилина А.А. - М.: издательство "Гор¬
ная книга", издательство Московского государственного
горного университета, 2009. - 214с.: ил. (Стройтехиздат)
В лабораторном практикуме описаны методы, осно¬
ванные на многолетнем опыте практических и научно-ис¬
следовательских работ по контролю качества строитель¬
ных конструкций и материалов с учетом самых современ¬
ных разработок, используемых в мировой и отечественной
практике.
Рассмотрены схемы применения методов неразру¬
шающего и разрушающего контроля для оценки состояния
строительных конструкций. Приведены примеры наиболее
типичных видов дефектов и повреждений конструкций и
сооружений.
Описаны виды и типы самых современных приборов,
используемых для определения и оценки самых различных
параметров и характеристик конструкций и материалов.
Даны практические, а также научно-теоретические
рекомендации для специалистов, занимающихся вопроса¬
ми диагностики и оценки состояния строительных кон¬
струкций.
Книга рекомендована также как учебное пособие для
студентов и аспирантов соответствующих ВУЗов и спе¬
циальностей.
Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
Шилин А.А. Ремонт строительных конструкций с
помощью инъецирования: Учебное пособие для ВУЗов. -
М.: издательство "Горная книга”, издательство Московского
государственного горного университета, 2009. - 170с.: ил.
(Стройтехиздат)
В книге рассматриваются практически все аспекты
использования современных инъекционных технологий
при строительстве, ремонте, реставрации и усилении кон¬
струкций и сооружений различного назначения, а также
при укреплении фунтовых и породных массивов.
Описаны технологии герметизации трещин и пористых
участков в кирпичных, каменных и железобетонных кон¬
струкциях; упрочнения кирпичных, каменных и трещинова¬
тых бетонных конструкций больших размеров; заполнения
пустот в конструкциях и за ними.
Приведены варианты технических приемов и проект¬
ных решений, а также принципы расчета параметров
инъецирования.
Описано большое число практических примеров при¬
менения новейших материалов для инъецирования, при¬
ведены технические характеристики.
Рассмотрены способы нагнетания, виды используемо¬
го оборудования.
Значительное внимание уделено такому важному фак¬
тору, как контроль производства инъекционных работ.
Книга написана на основе изучения зарубежного и оте¬
чественного опыта, а также многолетних научных и практи¬
ческих работ автора в этой области.
Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
По вопросу приобретения книг обращаться в ЗАО "Триада-Холдинг"
123308 г. Москва, пр-т Маршала Жукова, д. 6, стр. 2
Тел.: (495) 956-15-04; 956-18-52; 234-16-10
E-mail: info@triadaholding.ru
Редакционная коллегия: Ю.М. Баженов, В.М. Бондаренко, Ю.С. Волков,
B.B. Гранев, А.И. Звездов (главный редактор), Ю.П. Назаров,
B.A. Рахманов, А.С. Семченков, А.Г. Тамразян, В.Р. Фаликман,
Ю.Г. Хаютин, А.А. Шлыков (зам. главного редактора)
Подписано в печать 28.03.13. Формат 60x88 1/8. Печать офсетная. Бумага офсетная № 1
Усл.печ.л. 4,0. Тираж 930 экз. Заказ №
Адрес для писем:
111672, Москва, ул. Новокосинская, д. 14, корп. 2, кв. 172
E-mail:magbeton@rambler.ru http://www.c8troy.ru/kindwork/lzdat/beton
Тел. (495) 703-9762
Отпечатано в ООО “Фирма “ФИЛОМАТ
109033, Москва, Волочаееская ул., д. 40
Бетон и железобетон. - 2013. - №2