МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В О Б Л А С Т И С Т Р О И Т Е Л Ь С Т В А СБОРНИК НАУЧНО -ТЕХНИЧЕСКИХ СТАТЕЙ (г. Минск, СФ БНТУ — 22-23.05.2013) в двух частях ЧАСТЬ 2 М и н с к Б Н Т У 2 0 1 3 Министерство образования Республики Беларусь БЕЛОРУССКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ Строительный факультет ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И СТАНДАРТОВ ЕВРОПЕЙСКОГО СОЮЗА В ОБЛАСТИ СТРОИТЕЛЬСТВА Сборник научно-технических статей (материалы научно-методического семинара) 22–23 мая 2013 г. В 2 частях Часть 2 Минск БНТУ 2013 УДК 69(083.7)(06) 624.07.04(083.7)(06) ББК 38 В74 Редакционная коллегия: кандидат технических наук, заведующий кафедрой «Железобетонные и каменные конструкции» В.Ф. Зверев; ассистент кафедры «Железобетонные и каменные конструкции» С.М. Коледа; ассистент кафедры «Железобетонные и каменные конструкции» С.Н. Делендик; студентка группы 112179 БНТУ Ю.Л. Скварко Рецензенты: доктор технических наук, профессор кафедры «Железобетонные и каменные конструкции» Т.М. Пецольд; кандидат технических наук, профессор кафедры «Железобетонные и каменные конструкции» Н.А. Рак; кандидат технических наук, заведующий кафедрой «Металлические и деревянные конструкции» А.Н. Жабинский Сборник содержит материалы Международного семинара «Вопросы внедрения норм проектирования и стандартов Европейского союза в об- ласти строительства». Включает материалы, раскрывающие проблемы и способы повышения качества подготовки кадров, результаты научно- исследовательских и опытно-конструкторских работ, а также о приведении в соответствие с Европейскими нормами и стандартами национальных пра- вовых актов в области строительства. Белорусский национальный технический университет благодарит УО «Брестский государственный технический университет», УО «Полоцкий государственный университет», УО «Гродненский государственный уни- верситет им. Я. Купалы», УО «Белорусский государственный университет транспорта». Издание предназначено для научно-педагогических работников, проек- тировщиков, студентов, магистров и аспирантов. ISBN 978-985-550-313-3 (Ч. 2) © Белорусский национальный ISBN 978-985-550-314-0 технический университет, 2013 3 СОДЕРЖАНИЕ Раздел V. Технология производства строительных материалов, изделий и конструкций Elżbieta Szczygielska Statystyki porządkowe w ocenie zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie na podstawie małych prób......................................................... 8 Бондарович А.И., Батяновский Э. И. Влияние комплексного воздействия эксплуатационной среды и механических нагрузок на динамику изменений свойств бетона элементов благоустройства ................................................................. 28 Васильев А.А. О Необходимости разработки национального нормативного документа по оценке карбонизации бетона ....................................... 40 Галузо О.Г., Вершеня Е.Г. Энергоэффективность современных световых оконных систем 55 Гущин С.В., Бабицкий В.В. Влияние прессующего давления на уплотняемость минеральных порошков ............................................................................................... 60 Дзабиева Л.Б., Батяновский Э.И. Адаптация СТБ ЕН в области строительного материаловедения с национальной терминологией ............................................................. 64 Драган В.И., Драган А.В. Адаптация проектных решений крупнопанельных жилых домов в условиях применения технологического оборудования зарубежных производителей ............................................................... 69 Ковшар С.Н. Об особенностях проектирования составов морозостойких бетонов с учетом внедрения европейских норм ................................ 77 Коледа Е.А., Сафончик Д.И. Проблема в области технологического проектирования механизированных работ ..................................................................... 83 4 Красулина Л.В., Потапова И.Л. Декоративные облицовочные материалы из модифицированного мелкозернистого бетона ....................................................................... 95 Мордич М.М. Исследование технологических свойств пенобетонной матрицы для получения конструкционно-теплоизоляционного материала - керамзитопенобетона ......................................................................... 104 Опекунов В.В. Теплоэффективная однослойная стена ........................................ 113 Передков И.И., Леонович С.Н. Классификация и сравнительный анализ систем предварительного напряжения железобетонных конструкций в построечных условиях ....................................................................... 123 Писаренко Д.В., Юхневский П.И. Анализ технологий производства магнезиального вяжущего из доломитового сырья ........................................................................... 131 Повидайко В.Г. Получение стеновых материалов на основе фосфогипса- полугидрата ......................................................................................... 138 Полейко Н.Л., Леонович С.Н., Темников Ю.Н, Журавский С.В. Прочностные и эксплуатационные характеристики бетона строительных конструкций защищенных системой «кальматрон» .............................................................................................................. 145 Рябчиков П.В., Батяновский Э.И. Перспективы применения отечественных углеродных наноматериалов в технологии тяжелых и высокопрочных бетонов .............................................................................................................. 159 Смоляков А.В., Батяновский Э.И. Свойства бетона на портландцементе с гранитным отсевом (ПЦГ). .................................................................................................. 173 Степанова А.В., Талецкий В.В., Шевченко Д.Н. Имитационное моделирование ресурса железобетонных конструкций, подверженных воздействию хлора ........................... 185 5 Федорович П.Л., Батяновский Э.И. Взаимосвязь водопоглощения и морозостойкости бетона с крупностью мелкого заполнителя ..................................................... 194 Хотько А.А., Старовойтов С.Н, Делендик С.Н., Босовец С.А. Использование европейского опыта совершенствования фальцевой кровли в республике беларусь ........................................ 203 Чернякевич О.Ю., Леонович С.Н. Применение европейских стандартов при оценке эксплуатационной пригодности железобетонных конструкций при коррозии карбонизации ...................................................................... 210 Юхневский П.И., Широкий Г.Т. О роли наклепа в производстве бетона и железобетона ............ 225 Якимович В.Д., Федорович П.Л. Кинетика твердения цементного теста под водой ...................... 233 Раздел VI. Механика грунтов, основания и фундаменты Кравцов В.Н. Строительные еврокоды и их применение при геотехническом проектировании и обучении студентов строительных специальностей на примере Еврокода 7 ........................................... 241 Раздел VII. Реконструкция зданий и сооружений Баранчик В.Г., Минченя Т.П., Баранчик А.В. Исследование строительных конструкций покрытия из трехслойных металлических панелей с утеплителем из минераловатных плит ......................................................................... 255 Босовец Ф.П., Ловыгин А.Н. Исследование строительных конструкций здания-памятника архитектуры начала XX века ............................................................. 263 Будыко Н.С. Железобетон в творчестве братьев Перре ................................... 269 Зверев В.Ф., Леонович С.Н., Пелюшкевич А.И., Казаченко Н.Я. К вопросу оценки технического состояния сборных железобетонных многопустотных плит перекрытия ...................... 276 6 Коледа С.М., Скварко Ю. Л. Оценка технического состояния строительных конструкций здания по ул. Смоленской, 33 в г.Минске подлежащего реконструкции под административно-торговый центр .................. 284 Мадалинский Г.Г., Горячева И.А., Мадалинская Н.Г. Анализ дефектного состояния одноэтажных жилых домов в д. Чуденичи Логойского района ........................................................ 290 Полейко Н.Л., Леонович С.Н. Усиление строительных конструкций углеродными волокнистыми лентами ...................................................................... 298 7 РАЗДЕЛ V. ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ, ИЗДЕЛИЙ И КОНСТРУКЦИЙ 8 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.012 STATYSTYKI PORZĄDKOWE W OCENIE ZGODNOŚCI WYTRZYMAŁOŚCI BETONU NA ŚCISKANIE NA PODSTAWIE MAŁYCH PRÓB ELŻBIETA SZCZYGIELSKA1 Instytut Budownictwa, Zakład Budownictwa, Państwowa Szkoła Wyższa im. Papieża Jana Pawła II w Białej Podlaskiej, e-mail: e.szczygielska@dydaktyka.pswbp.pl Streszczenie: Według obowiązujących przepisów normowych PN- EN 206-1:2003 kontrola zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie jest kontrolą wyrywkową opartą na ocenie liczbowej. Zgodność badanej partii betonu z deklarowaną klasą wytrzymałości zostaje potwierdzona po spełnieniu podwójnych kryteriów z uwzględnieniem przyjętego planu statystycznej kontroli jakości. Kryteria zgodności stosowane na etapie produkcji początkowej nie są pozbawione wad a wielu autorów ocenia je krytycznie. W artykule przedstawiono nowe kryterium zgodności dla małych prób opracowane na podstawie statystyk porządkowych. Opra- cowane kryterium dla prób o liczebności 3 poddano ocenie z wykorzystaniem prawdopodobieństwa akceptacji wyznaczonego metodą Monte Carlo przy założonej stałej wadliwości 5%. Przed- stawione kryterium nie zależy od dyspersji wytrzymałości a prawdopodobieństwo akceptacji utrzymuje się na stałym poziomie, zbliżonym do poziomu właściwego na etapie produkcji ciągłej. 1 Badania prowadzone pod kierunkiem prof. dr hab. inż. Wiktora Tura 9 Słowa kluczowe: beton, wytrzymałość, kryterium zgodności, stat- ystyki porządkowe 1. Wprowadzenie Według normy PN-EN 206-1:2003 [1] kontrola zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie przeprowadzania jest z uwzględnie- niem dwóch etapów produkcji, początkowej i ciągłej. Decyzja o pot- wierdzeniu zgodności wytrzymałości produkowanego betonu z wytrzymałością charakterystyczną przyjętą w projekcie konstrukcji żelbetowej, lub jej braku, podejmowana jest na podstawie porównania wyników badań próbek z kryterium zgodności. Zdaniem wielu autorów [4-7] kryteria dla produkcji początkowej nie mają dostatecznego uzasadniona statystycznego. Konsekwencje wynikające ze stosowania obecnych kryteriów ponoszą głównie małe przedsiębiorstwa, produkujące beton epizodycznie. Stosując plan i częstotliwość pobiera- nia próbek opisaną w [1] pozostają zwykle na etapie produkcji początkowej i mogą nie mieć możliwości przejścia na produkcję ciągłą. Produkcja betonów na etapie początkowym przy spełnieniu kryteriów opisanych w przytaczanej normie może okazać się nieekonomiczna dla producenta [6]. W artykule przedstawiono nowatorską procedurę opra- cowania kryterium zgodności na podstawie małych zbiorów wyników pomiarów wytrzymałości betonu, o liczebności do 13 elementów, opartą na statystykach porządkowych. 2. Kryteria oceny zgodności według PN EN 206-1 Proces kontroli produkcji (ang. production control) opisany w § 9.1. PN-EN 206-1:2003 [1], obejmuje szereg działań podejmowanych w celu zapewnienia kontroli jakości produkcji betonu, w tym kontrolę zgod- ności. Odpowiedzialność za kontrolę produkcji ponosi producent. Norma szczegółowo opisuje plan pobierania próbek do oceny zgod- ności (tab.1). Według [1] wynikiem badania fci może być wartość wytrzymałości otrzymana z pojedynczej próbki sześciennej lub cylin- drycznej albo może być nim średnia arytmetyczna z pomiarów co najmniej dwóch próbek wykonanych z tej samej próbki mieszanki i ba- danej w tym samym wieku. Przy drugiej procedurze obliczania wyniku fci należy pominąć wartości różniące się od wstępnie obliczonej średniej o więcej niż 15%, chyba że analiza danego przypadku nie wykaże rac- jonalnego powodu wyjaśniającego pominięcie pojedynczego wyniku badania. 10 Tabela 1. Minimalna częstotliwość pobierania próbek do oceny zgodności Produkcja Minimalna częstotliwość pobierania próbek Pierwsze 50 m3 produkcji Po pierwszych 50 m3 produkcji Beton z certyfikatem kontroli produkcji Beton bez certyfikatu kontroli produkcji Początkowa 3 próbki 1 / 200 m3 lub 2 / tydzień produkcji 1 / 150 m3 lub 1 / dzień produkcji Ciągła 1 / 400 m3 lub 1 / tydzień produkcji Źródło: [1] Zgodnie z § 8.2.1.3. PN-EN 206-1:2003 [1] potwierdzenie zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie uzyskuje się na próbkach badanych w 28 dniu dojrzewania, na podstawie średniej arytmetycznej fcm obliczonej ze zbioru „n” kolejnych pokrywających się lub niepokrywających się wyników badań (kryterium 1) oraz dla każdego pojedynczego wyniku badania fci (kryterium 2). W tekście normy [1] zamieszczono uwagę, że kryteria zgodności opracowano na podstawie niepokrywających się wyników badań a zastosowanie kryteriów do pokrywających się wyników zwiększa ryzyko ich odrzucenia. Uznaje się, że zgodność dotycząca wytrzymałości betonu na ściskanie jest potwierdzona, jeśli spełnione są jednocześnie oba kryteria, przedstawione w tabeli 2. Tabela 2. Kryteria zgodności dotyczące wytrzymałości na ściskanie Produkcja Liczba „n” wyników badań wytrzymałości na ściskanie w zbiorze Kryterium 1 Kryterium 2 Średnia z „n” wyników (fcm) N/mm2 Dowolny pojedynczy wynik badania (fci) N/mm2 Początkowa 3 Ciągła 15 Uwaga. Odchylenie standardowe σ określa się na podstawie co najmniej 35 kolejnych wyników badań wykonanych w okresie dłuższym niż trzy miesiące, uzyskanych w okresie bezpośrednio poprzedzającym okres produkcji, podczas którego ma być sprawdzana zgodność Źródło: [1] 11 Wielkość fck oznacza wytrzymałość charakterystyczną zdefiniowaną jako kwantyl rzędu 0,05 rozkładu wytrzymałości w populacji generalnej. Kryteria zgodności właściwe na etapie produkcji ciągłej, opracowane przez L. Taerwe, zostały obszernie przez niego opisane i uzasadnione [np. 8]. Ostateczną postać, czyli dobór wartości współczynników, ustalono przy wykorzystaniu krzywych operacyjno-charakterystycznych i planów kontroli wyrywkowej. Jednakże kryteria stosowane na etapie produkcji początkowej nie mają oczywistego i dostatecznego uzasadnienia statystycznego [4,5] a przyjęte współczynniki testowe oceniane są krytycznie przez wielu autorów [np. 6,7]. 3. Stosowanie statystycznych kryteriów zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie a ryzyko producenta Jak wynika z komentarzy do EN 206-1 [6,8-11], procedury oceny wytrzymałości betonu na ściskanie według kryteriów zgodności zostały opracowane na podstawie komputerowo wygenerowanych losowych wartości (metoda symulacji losowej Monte Carlo) oraz analizę rzec- zywistej produkcji kilku konkretnych zakładów w Europie. W pracy [3] analizowano przykładowe dane, uzyskane dla różnych typów produkcji, umownie podzielonych na cztery grupy: duże (large volume) stabilne przedsiębiorstwa; duże niestabilne przedsiębiorstwa; małe (low volume) przedsiębiorstwa, w których pobieranie próbek odbywa się regularnie; małe przedsiębiorstwa, w których pobieranie próbek odbywa się nieregularnie. Wyniki analiz pokazały, że największe ryzyko producenta występuje w grupie dużych, mocno obciążonych produkcją przedsiębiorstw, wyko- nujących próbki z dużą częstotliwością. Zawsze bowiem występuje ryzyko dostarczenia pewnej partii tzw. „wadliwego” betonu, zanim niezgodność wyrobu zostanie wykryta i podjęte zostaną działania kory- gujące. Analizę ryzyka związanego ze stosowaniem statystycznych kryteriów zgodności zawartych w PN-EN 206-1:2003 [1] przedstawiono w [6]. Do oceny tego ryzyka wykorzystane zostały krzywe operacyjno- charakterystyczne (krzywe OC). Sformułowane przez autorów wnioski w odniesieniu do oceny zgodności przeprowadzanej na podstawie 12 małych zbiorów wyników (n = 3) mówią, że zalecane kryterium prowa- dzi do paradoksu, polegającego na wzroście prawdopodobieństwa akcep- tacji przy jednoczesnym zwiększaniu się odchylenia standardowego wytrzymałości betonu (tab.3). Tabela 3. Prawdopodobieństwo akceptacji dla podwójnego kry- terium zgodności wg PN EN 206-1:2003 przy stałej wadliwości partii w=0,05 Liczebność próby Typ produkcji Prawdopodobieństwo akceptacji dla odchylenia standardowego [MPa] 2 3 4 5 6 n=3 początkowa 0,267 0,707 0,863 0,917 0,939 n=15 ciągła 0,715 0,711 0,708 0,705 0,702 Źródło: [6, s.25] Ocena ryzyka związanego ze stosowaniem podwójnego kryterium zgodności według [1] dla prób o liczebności 15 przedstawiona w tabeli 3 pokazuje, że przy stabilnej produkcji (współczynnik zmienności na poziomie 6%) prawdopodobieństwo akceptacji zgodności wytrzymałości badanej partii betonu z wytrzymałością projektowaną jest największe i nieznacznie maleje ze wzrostem odchylenia standardowego. Na etapie produkcji początkowej istnieje ryzyko, że producent nie podejmie działań zapewniających stabilny proces produkcji a ryzyko odbiorcy związane ze skutkami zakupu partii betonu o zaniżonej jakości wzrośnie. Z przeprowadzonych badań wynika, że „bardzo często stosowanym sposobem zmniejszenia ryzyka dyskwalifikacji partii betonu jest zwiększenie wytrzymałości średniej zamiast redukcji jej rozrzutu. Takie postępowanie jest nieekonomiczne i nieracjonalne” [6, s.24]. 4. Krytyczna ocena współczynników testowych w kryteriach zgodności EN 206-1 Przed wdrożeniem normy EN 206-1 w krajach europejskich obowiązywały różne kryteria zgodności. Były to kryteria pojedyncze lub podwójne. Zwykle wyrażane były za pomocą nierówności typu: , (1) gdzie: fcm – wytrzymałość średnia w próbie n- elementowej, fck – wytrzymałość charakterystyczna, 13 λ – współczynnik testowy, s – odchylenie standardowe. W przypadku oceny zgodności na podstawie małych zbiorów wyników (np. n = 3) kryteria przyjmowały zwykle postać: , lub . Wartości współczynników testowych były zróżnicowane w poszczególnych normach. Oceny kryteriów dokonywano za pomocą funkcji operacyjno- charakterystycznych. Zlinearyzowane krzywe OC dla kryteriów przedstawiano na specjalnych siatkach z uwzględnieniem granic obszarów nieekonomicznego i niebezpiecznego. Między tymi granicami powinny przebiegać linie OC. Zmiany w podejściu do europejskich kryteriów zgodności wprowadził L. Taerwe. Zaproponował on nowe granice obszarów nieekonomicznego i niebezpiecznego (rys.1) krzywych OC i uwzględnił wpływ autokorelacji na te krzywe [8,17]. Rys. 1. Porównanie granic stref zagrożeń krzywych OC (linie ciągłe – wg Taerwe, linie łamane – według CEB/CIP/FIP/RILEM) Źródło: [7, s.30] Porównanie linii OC dla podwójnego kryterium (n = 3) typu i dla z uwzględnieniem wystąpienia lub braku autokorelacji przedstawiono na 14 rysunku 2. Linie OC znajdują się częściowo w strefie zagrożenia bezpieczeństwa, co oznacza zwiększone ryzyko odbiorcy. Rys. 2. Linie OC dla podwójnego kryterium zgodności typu i Źródło: [7, s.34] Ocenę wartości współczynników testowych występujących w obecnie obowiązujących kryteriach zgodności przedstawił w [7] L. Brunarski, autor kryteriów zgodności wytrzymałości betonu przyjętych w dawnej polskiej normie PN-B-06250:1988 [2]. Jego zdaniem, przyjęcie w PN-EN 206-1:2003 wartości jest „co najmniej dziwne” [7, s.34]. Krytyczna ocena dotyczy również współczynnika 1,48 występującego w kryterium 1 na etapie produkcji ciągłej (patrz tab.2) oraz dopuszczenia warunku fci,min < fck. Przy tej wartości współczynnika testowego (1,48) poziom ufności jest nie wyższy niż 0,3 co zwiększa ryzyko odbiorcy [7, s.59]. W kontrolnych badaniach betonu na próbkach wykonanych w for- mach L. Brunarski proponuje przyjmowanie następujących kryteriów zgodności: przy małej liczbie kontrolowanych próbek (np. n = 3) podwójne kry- terium zgodności w postaci , przy czym dys- 15 kusyjna może być wartość parametru K; jako optymalną proponuje on wartość między 5 a 6 MPa, przy liczbie kontrolowanych próbek n ≥ 15 pojedyncze kryterium , w którym stosowano by współczynnik k = 1,64 [7, s.60]. 5. Oszacowanie kwantyli rozkładu z wykorzystaniem statystyk porządkowych Głównymi problemami statystycznej kontroli jakości betonu, produ- kowanego w małych ilościach są: mała liczba badanych próbek (pomiarów xi), co pociąga za sobą małą dokładność otrzymanych oszacowań; brak dostatecznej informacji a priori o przedmiocie kontroli, co z kolei nie pozwala upewnić się co do założeń dotyczących postaci rozkładu prawdopodobieństwa mierzonej wytrzymałości x. W tych warunkach stosowanie powszechnie znanych metod analizy statystycznej jest mało efektywne (np. stosowane oszacowanie wartości oczekiwanej i wariancji jest optymalne przy założeniu normalności rozkładu zmiennej losowej). Alternatywną metodą może być zasto- sowanie nieparametrycznych przedziałów ufności, konstruowanych na podstawie statystyk pozycyjnych, które nie zależą od typu rozkładu zmiennej losowej ani od dyspersji wyników [13,14]. Metoda taka jest rekomendowana w ISO 12491:1997 [12]. W rozdziale 6.6 tego dokumentu opisana jest prosta procedura oceny kwan- tyli oparta na statystykach porządkowych. Uzyskane pomiary x1, x2,…, xn należy przekształcić w szereg uporządkowany a następnie określić oszacowanie kwantyla Xp rzędu p jako: , (2) gdzie k jest liczbą całkowitą spełniającą nierówność . Przedstawiony w [12] związek między funkcją gęstości rozkładu kwantyla, w rzeczywistości nie ma zastosowania w praktyce, ponieważ wykorzystuje funkcję gęstości prawdopodobieństwa rozkładu populacji generalnej. Jeśli chodzi o rozważaną populację, to jej parametry a priori są nieznane a populacja, jak wcześniej wspomniano jest hipotetyczna. W dalszej części rozdziału 6.6 sformułowane są zalecenia dotyczące oceny 16 kwantyla nawet dla małych prób, oparte znowu na założeniu o normal- ności rozkładu populacji a więc nie mające żadnego związku z ma- tematycznym narzędziem statystyk porządkowych. Należy zauważyć, że gdy oszacowaniem kwantyla zawsze będzie najmniejsza wartość w szeregu uporządkowanym, czyli X1:n i będzie to wartość raczej zawyżona. Z drugiej strony, wyniki pomiarów zbliżone do wartości kwantyla niskiego rzędu zazwyczaj skrajnie rzadko dostają się do małej próby. Dlatego wartość kwantyla Xp rzędu p rozkładu populacji dla niewysokich rzędów ( np. p = 0,05) prawie zawsze będzie mniejsza niż minimalna wartość w próbie. Oszacowanie kwantyla, otrzymane na podstawie wzoru (2) daje ocenę punktową. Przedziałowe oszacowanie można przedstawić za po- mocą dwustronnego lub jednostronnego przedziału ufności. Według [12] przy estymacji przedziałowej kwantyli poziom ufności γ powinien być na poziomie co najmniej 0,5 a jako wartość rekomendowaną podano γ = 0,75. W przypadku ciągłej zmiennej losowej można przy użyciu dwóch statystyk porządkowych skonstruować przedział ufności dla kwantyla Xp rzędu p w populacji o nieznanym rozkładzie. Według [13] konstrukcję przedziału ufności takiego kwantyla przeprowadzić można w oparciu o warunek: (3) Jeśli r oraz s są wybrane w taki sposób, że: , (4) to jest nieparametrycznym przedziałem ufności dla kwantyla Xp rzędu p na poziomie ufności co najmniej . W szczególności, jeśli końce przedziałów są kolejnymi statystykami Xr:n i Xr+1:n to: (5) Natomiast jeśli kwantyl wykroczy poza zakres wartości pomiarowych wówczas: (6) (7) 17 Relacje opisane wzorami (5) – (7) przedstawiają rozkład prawdopo- dobieństwa dyskretnej zmiennej losowej, określającej położenie kwan- tyla Xp w uporządkowanym szeregu wyników n-elementowej próby losowej X1:n < X2:n <…< Xn:n (brak rang wiązanych). Rozkład ten, nazy- wany dalej rozkładem położenia kwantyla został opisany w pracy [15]. Jest to rozkład dwumianowy, w którym sukcesem jest zdarzenie po- legające na tym, że kwantyl Xp przekroczył wartość z próby (jedną). Prawdopodobieństwem sukcesu jest rząd tego kwantyla, czyli P(X < Xp )=p, zaś liczba sukcesów to liczba statystyk porządkowych Xi:n z próby, które ten kwantyl przekroczył. Tak określona zmienna losowa przyjmuje n+1 wartości, od 0 do n. W tabeli 4 przedstawiono rozkład położenia kwantyla rzędu 0,05 dla próby o liczebności n=6. Tabela 4. Rozkład położenia kwantyla rzędu 0,05 dla serii wyników n=6 Położenie kwantyla Prawdopo- dobień- stwo 0,735 0,232 0,031 0,002 8,46E-05 1,78E-06 1,56E-08 Źródło: obliczenia własne Interpretując wartości przedstawione w tabeli 4 można zauważyć, że najbardziej prawdopodobne „położenie” kwantyla X0,05 z populacji jest poniżej wartości minimalnej z próby. Jednostronnym nieparametrycznym przedziałem ufności dla tego kwantyla na poziomie ufności co najmniej 0,5 jest przedział a faktyczne prawdopodobieństwo pokrycia wynosi 0,735. Gdy poziom ufności zwiększymy do 0,95 dostaniemy przedział przy faktycznym prawdopodobieństwie pokrycia 0,967. Rozkład położenia kwantyla X0,05 zostanie wykorzystany do znalezienia estymatora kwantyla rzędu 0,05. 18 6. Estymator kwantyla rzędu 0,05 Oszacowanie kwantyla rzędu 0,05 wykorzystuje się do opracowania kryterium zgodności dotyczącego oceny wytrzymałości betonu na ścis- kanie. Kryterium takie można ogólnie zapisać w postaci warunku: , (8) gdzie: – oszacowanie kwantyla Xp rzędu p = 0,05 w populacji generalnej, fck – wytrzymałość charakterystyczna betonu. Konstrukcja kryterium zgodności opartego na warunku (8) wymaga wyboru właściwej metody, na podstawie której zostanie wyznaczone oszacowanie kwantyla X0,05 (ozn. będące estymatorem wytrzymałości charakterystycznej w badanej populacji betonu. Autorska metoda oszacowania kwantyla, bazuje na dwóch kolejnych statystykach porządkowych z próby. Opracowany przez autorkę estymator kwantyla rzędu 0,05 przedstawić można za pomocą wzoru ekstrapolacyjnego: , (9) przy czym dla n < 14 przyjmuje się i = 1, dla przyjmuje się i = 2 itd. Wartości współczynników występujących w kombinacji liniowej zależą od liczebności próby n oraz rzędu kwantyla p. Pozycja statystyki Xi:n wyznaczona została na podstawie opracowanego rozkładu położenia kwantyla X0,05. Przyjęty estymator jest medianą w tym rozkładzie. 7. Kryterium zgodności dla małych prób opracowane na podstawie statystyk porządkowych Autorskie kryterium zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie opracowane na podstawie statystyk porządkowych dla liczby wyników w serii n < 14 ma postać: , (10) gdzie fck oznacza wytrzymałość charakterystyczną betonu, oraz oznaczają dwie najmniejsze wartości w uporządkowanej serii wyników takie, że . 19 Współczynnik k zależy od liczby wyników w serii (n) i przyjmuje wartości przedstawione w tabeli 5. Tabela 5. Wartości współczynnika k w zależności od liczby wyników w serii n n 3 4 5 6 7 8 9 1 0 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 k 1 ,4 2 1 1 ,3 8 4 1 ,3 4 4 1 ,3 0 4 1 ,2 6 4 1 ,2 2 3 1 ,1 8 3 1 ,1 4 3 1 ,1 0 3 1 ,0 6 2 1 ,0 2 1 0 ,9 8 0 0 ,9 3 8 Źródło: obliczenia własne Lewa strona nierówności (10) jest oszacowaniem wartości kwantyla rzędu p = 0,05 ( ) rozkładu wyników w populacji. Znajdując oszacowanie kwantyla przyjęto ekstrapolację logarytmiczną: (11) gdzie: dla i = 1,2. Prawdopodobieństwo βi zostało zdefiniowane wzorem: (12) Ponieważ jako estymator kwantyla X0,05 przyjęto medianę w rozkładzie położenia kwantyla, więc β = 0,5. Wówczas, podstawiając (13) otrzymano żądany estymator dla małej próby (n < 14): (14) 20 Analizując wartości współczynnika k przedstawione w tabeli 5, można zauważyć, że oszacowanie kwantyla rzędu 0,05 dla n < 14 znaj- duję się poniżej najmniejszego wyniku fc1, co oznacza, że zgodność nie zostanie potwierdzona gdy fc1 < fck. Dla n ≥ 14 oszacowanie kwantyla położone jest w przedziale . Racjonalne kryteria zgodności powinny spełniać trzy podstawowe warunki: zwiększenie liczebności próby n powinno pociągać za sobą wzrost wartości prawdopodobieństwa akceptacji Pa, czyli zmniejszać ryzyko producenta; zmniejszanie rozrzutu wyników powinno powodować zwiększanie wartości prawdopodobieństwa akceptacji Pa; prawdopodobieństwo akceptacji partii betonu (Pa) spełniającej kryter- ium powinno być nie mniejsze niż wstępnie ustalona wartość i uwzględniać kompromis między ryzykiem producenta a ryzykiem odbiorcy. Sformułowane kryterium zgodności (10) dla małych prób poddano ocenie, obliczając prawdopodobieństwo akceptacji. Wykorzystano w tym celu metodę symulacji losowej Monte Carlo. W oparciu o algorytm przestawiony w [17] wygenerowano po 100 000 serii liczb losowych o liczebności n = 3 zgodnych ze standardowym rozkładem normalnym. Przyjmując jako model beton klasy C25/30 i założoną stałą wadliwość partii w = 0,05 oraz zmienne odchylenie standardowe (σ = 2, 3, 4, 5 i 6 MPa), otrzymano 5 różnych rozkładów. Przy ustalonej frakcji wad obliczono prawdopodobieństwa akceptacji dla podwójnego kryterium zgodności wg normy PN-EN 206-1:2003 w postaci: oraz kryterium utworzonego na podstawie (10): Porównanie otrzymanych wartości prawdopodobieństw z uwzględnieniem odchylenia standardowego przedstawiono w tabeli 6. W odniesieniu do oceny kryterium zgodności według PN-EN 206-1 otrzymane wartości prawdopodobieństw akceptacji (tab.6) są bardzo zbliżone do wyników, jakie przedstawili S. Woliński i I. Skrzypczak w [6]. 21 Tabela 6. Prawdopodobieństwo akceptacji dla podwójnego kryterium zgodności dla serii próbek o liczebności n=3 przy stałej wadliwości partii w=0,05 Kryterium Prawdopodobieństwo akceptacji dla odchylenia stand- ardowego [MPa] 2 3 4 5 6 PN EN206-1 0,2693 (0,267) 0,7049 (0,707) 0,8651 (0,863) 0,9264 (0,917) 0,9372 (0,939) Nowe kryterium 0,7053 0,7047 0,7053 0,7050 0,7053 Źródło: obliczenia własne; w nawiasach - wartości otrzymane przez S.Wolińskiego i I. Skrzypczak [6] Analizując wartości prawdopodobieństw akceptacji otrzymanych dla zaproponowanego kryterium zgodności można zauważyć, że prawdopodobieństwo to utrzymuje się na stałym poziomie około 0,705 i nie zależy od odchylenia standardowego. Ponadto uzyskane wartości są zbliżone do prawdopodobieństw akceptacji przedstawionych przez S. Wolińskiego i I. Skrzypczak w [6] dla produkcji ciągłej wg PN-EN 206-1:2003 (patrz tab.3). Porównując wyniki przeprowadzonych analiz można stwierdzić, że przedstawione przez autorkę kryterium zgodności wypadło we wstępnej ocenie lepiej, niż obecnie obowiązujące. Głównym zarzutem, jakie postawiono aktualnemu kryterium według normy PN-EN 206-1:2003, był bardzo niski poziom prawdopodobieństwa akceptacji przy stabilnym procesie produkcji i wzrost tego prawdopodobieństwa ze wzrostem niejednorodności wytrzymałości betonu. Kryterium zgodności opracowane na podstawie statystyk porządkowych tej wady nie posiada, ze wzrostem rozrzutu nie wzrasta prawdopodobieństwo akceptacji a wręcz utrzymuje się na stałym poziomie. Dodatkową zaletą przedstawionego kryterium jest to, że przy ocenie zgodności nie wymaga się znajomości typu rozkładu w populacji i kontrolowania odchylenia standardowego. 8. Wnioski Wstępna weryfikacja przedstawionej w artykule metody oszacowania kwantyli i kryterium zgodności opartego na statystykach porządkowych pozwala na sformułowanie następujących wniosków: 22 Oszacowanie wytrzymałości charakterystycznej otrzymane metodą statystyk porządkowych nie wymaga znajomości a priori rozkładu wytrzymałości w populacji generalnej. Oszacowanie kwantyla rzędu 0,05 w rozkładzie wytrzymałości ot- rzymane metodą statystyk porządkowych nie zależy od wszystkich wyników w serii a na jego wartość mają wpływ tylko dwa najmniejsze wyniki. Przy wadliwości 5% prawdopodobieństwo akceptacji oceniające kry- terium zgodności dla serii wyników o liczebności n = 3, zalecanej przez EN 206-1, utrzymuje się na stałym poziomie około 0,705 i nie zależy od dyspersji wytrzymałości. Wartości prawdopodobieństw akceptacji uzyskane przy ocenie kry- terium zgodności dla serii wyników o liczebności n = 3 wyznaczone przy stałej wadliwości 5% są zbliżone do prawdopodobieństw akcep- tacji wyznaczonych dla produkcji ciągłej wg PN-EN 206-1:2003 [1]. Przedstawione w artykule kryterium zgodności, wykorzystujące dwie kolejne początkowe statystyki porządkowe jest nowatorskim podejściem statystycznej kontroli jakości (SKJ). Może być alternatywą w sytuacjach, kiedy chcemy ocenić zgodność produkcji z ustalonymi wymaganiami określonymi za pomocą parametrów pozycyjnych a dysponujemy skrajnie małymi próbami. Tam, gdzie badanie ma charakter niszczący nie można sobie pozwolić na zgromadzenie dużej ilości wyników. LITERATURA 1. PN EN 206-1:2003. Beton – Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. 2. PN-B-06250:1988. (d. PN-88/B-06251) Beton zwykły. 3. Crompton S.J. Conformity to EN 206. Materials of Institute of Concrete Technologies, June (2008) 35–47. 4. Beal A.N. Concrete strength testing - are the code writers getting it right? The Structural Engineer 87 (10) (2009) 73. 5. Beal A.N. Concrete Cube Strength - what use are Statistics? ICE Proc. Part 2, December (1981) 1037–1048. 6. Woliński S., Skrzypczak I. Kryteria statystyczne zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie. Materiały Budowlane 2 (2006) s. 20–25. 7. Brunarski L. Podstawy matematyczne kształtowania kryteriów zgodności wytrzymałości materiałów, ITB, 2009. 23 8. Taerwe L. Analysis and modeling of autocorrelation in concrete strength series, w: Proceeding 4th International Probabilistic Symposi- um, 12–13 October 2006. (ed. Proske D., Mehdianpours M.) Berlin, Germany (2006) s. 57–70. 9. Caspeele R., Taerwe L. Variance reducing capacity of concrete conformity control in structural reliability analysis under parameter un- certainties, w: Application of Statistics and Probability in Civil Engi- neering. (ed. Faber, Kohler) (2011) s. 2509–2516. 10. Blaut H. Sampling inspection plan and operating characteristics for concrete (1977). Deutscher ausschuss für stahlbeton (233),1973. 11. Caspeele R. Probabilistic Evaluation of Conformity Control and the Use of Bayesian Updating Techniques in the Framework of Safety Analysis of Concrete Structures. PhD thesis, Ghent University, Ghent, Belgium (2010) s. 129 12. ISO 12491:1997 Statistical methods for quality control of build- ing materials and components. European Standard, CEN. 13. Dawid, H. A. Order Statistics, 2nd ed. Wiley, New York, 1981. 14. Kendall M. Stewart A. Statisticzeskie wywody I swiazi . Nauka, 1973. 15. Tur W., Derechennik S., Szczygielska E. Niekotoryje problemy ocenki sootwietstwia procznosti betona soglasno normy EN 206-1:2000, w: Problemy sovremennowo betona i żelezobetona. (ed. Markowski M.) Mińsk 2011. 16. Gumbel E. Statistika ekstremalnych znaczenij. Mir, 1965. 17. Taerwe, L. Evaluation of compound compliance criteria for con- crete strength. Materials and Structures 21(1) (1988)13-20. 18. Guidance on the application of the EN 206-1 conformity rules (ed. Harrison T.) Quarry products Association, 2001. 24 Applying of order statistics for assessment of the concrete com- pressive strength conformity based on small sets of results Elżbieta Szczygielska Institute of Civil Engineering, Department of Civil Engineering, Pope John Paul II State School of Higher Education in Biała Podlaska, e-mail: e.szczygielska@dydaktyka.pswbp.pl Abstract: The test of concrete compressive strength conformity with current regulations PN EN 206-1:2003 is the sampling inspection based on a numerical evaluation. Satisfying the compound criteria, including the adoption of statistical quality control plan confirms the conformity of the examined batch of concrete defined by the declared class of com- pressive strength defined by characteristic value of compressive strength. The conformity criteria recommended according to that standard at the initial production phase are not without flaws and they are critically evaluated by many authors. This paper presents a new criterion of con- formity for small sets of results based on order statistics. A preliminary evaluation of the criterion was made for the series with a small number of the test results with the use of probability of acceptance determined by means of the Monte Carlo method with the assumed 5% fraction defec- tive. The analysis of the results has shown that the presented criterion does not depend on the dispersion of results whereas the probability of acceptance is maintained at a constant level approached to the appropri- ate one at the stage of continuous production. Keywords: concrete, compressive strength, conformity criterion, or- der statistics. Introduction According to the standard PN EN 206-1:2003 [1] compound concrete compressive strength conformity criteria are in effect which are formu- lated with regard to the two stages of production, initial and continuous. As stated in [2-4] the criteria for the initial production are insufficiently justified. The production of concrete of low classes, assumed according to the criteria described in [1], may turn out to be uneconomical for the manufacturer [3]. Hence, there is the need to work out the idea of compliance criteria based on small sets of results, in which one can omit arbitrarily 25 assumed values of constant coefficients, the same for all classes of concrete compressive strength. 2. Conformity criterion developed on the basis of order statistics The concrete compressive strength conformity criterion for low vol- ume samples has been developed on the basis of order statistics [5,6] and, finally, can be written as: for the number of the test results in the series of n < 14, (1) where fck is the characteristic value of compressive strength of the concrete, fc1 = X1:n and fc2 = X2:n are determined by the two smaller values in an ordered series of results such that fc1 < fc2. The coefficient k depends on the number of results in the series (n), and takes the values shown in Table 1. Table 1. The values of coefficient k based on the number of the test results in the series n n 3 4 5 6 7 8 9 1 0 1 1 1 2 1 3 1 4 1 5 k 1 ,4 2 1 1 ,3 8 4 1 ,3 4 4 1 ,3 0 4 1 ,2 6 4 1 ,2 2 3 1 ,1 8 3 1 ,1 4 3 1 ,1 0 3 1 ,0 6 2 1 ,0 2 1 0 ,9 8 0 0 ,9 3 8 Source: own calculations A criteria of conformity formulated (1) for small samples was evalu- ated by calculating the probability of acceptance. For this purpose the Monte Carlo simulation method was used. Based on the method [7] one generated 100 000 groups of n = 3 random numbers in accordance with the standard normal distribution. Taking as a concrete class C25/30 model and assumed constant fraction of defects of the series w = 0.05 and variable standard deviation (σ = 2,3,4,5 and 6 MPa) five different distributions were obtained. With a fixed fraction of defects the probabil- ities of acceptance for the conformity criterion were calculated according to PN EN 206-1:2003 [1] (criterion 1, criterion 2 for the initial produc- tion) and the criterion described with conditions (1). The calculation results are shown in Table 2. 26 Table 2. The probability of acceptance for a compound conformi- ty criterion for the series of samples of n = 3 at constant fraction of defects of the batch w = 0.05 Criterion Probability of acceptance for the standard deviation [MPa] 2 3 4 5 6 PN EN 206-1 0,2693 0,7049 0,8651 0,9264 0,9372 The new criterion 0,7053 0,7047 0,7053 0,7050 0,7053 Source: own calculations Analyzing the values from Table 2. it can be seen that the probability of acceptance is maintained at a constant level (approximately 0.705), and does not depend on the standard deviation. In addition, the obtained values are close to the probabilities of acceptance set for the continuous production according to PN EN 206-1 in [3]. The criterion does not require the knowledge of the type of distribu- tion in the population or the control of the standard deviation. 3. Summary The initial verification of conformity criterion presented in the article, based on order statistics allows for the following conclusions: The estimation of the characteristic value of compressive strength of concrete obtained by means of order statistics does not require a pri- ori knowledge of the distribution of strength in the general popula- tion. The probability of acceptance for the criterion (1) for a series n = 3 with constant fraction of defects 5% is maintained on the constant level at about 0.705 and is not dependent on the dispersion of strength. The values of probabilities of acceptance for a series n = 3 for the conformity criterion (1) set at a constant fraction of defects 5% are similar to the probabilities of acceptance assigned to a continuous production according to PN EN 206-1:2003 [1]. 27 REFERENCES 1. PN EN 206-1:2003. Beton – Część 1: Wymagania, właściwości, produkcja i zgodność. 2. Beal A.N. Concrete strength testing - are the code writers getting it right? The Structural Engineer 87 (10) (2009) 73. 3. Woliński S., Skrzypczak I. Kryteria statystyczne zgodności wytrzymałości betonu na ściskanie. Materiały Budowlane 2 (2006) 20– 25. 4. Brunarski L. Podstawy matematyczne kształtowania kryteriów zgodności wytrzymałości materiałów, ITB, 2009. 5. ISO 12491:1997 Statistical methods for quality control of build- ing materials and components. European Standard, CEN. 6. Tur W., Derechennik S., Szczygielska E. Niekotoryje problemy ocenki sootwietstwia procznosti betona soglasno normy EN 206-1:2000, w: Problemy sovremennowo betona i żelezobetona. (ed. Markowski M.) Mińsk 2011. 7. Taerwe, L. Evaluation of compound compliance criteria for con- crete strength. Materials and Structures 21(1) (1988)13-20. 28 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.972.69 ВЛИЯНИЕ КОМПЛЕКСНОГО ВОЗДЕЙСТВИЯ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ СРЕДЫ И МЕХАНИЧЕСКИХ НАГРУЗОК НА ДИНАМИКУ ИЗМЕНЕНИЙ СВОЙСТВ БЕТОНА ЭЛЕМЕНТОВ БЛАГОУСТРОЙСТВА БОНДАРОВИЧ А.И., БАТЯНОВСКИЙ Э.И. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь АННОТАЦИЯ Долговечность бетона дорожных, тротуарных покрытий и по- добных элементов транспортных коммуникаций и благоустройства в основном оценивается показателями морозостойкости и прочно- сти. В процессе службы бетон покрытий подвергается комплексным физико-химическим воздействиям агрессивной эксплуатационной среды в сочетании со значительными механическими нагрузками, которые оказывают существенное влияние на изменение во времени его структурных характеристик и способны снизить эксплуатаци- онную надежность и долговечность. THE SUMMARY Durability of concrete road, sidewalk pavement and similar elements of transportation and public works mainly assesses the performance of frost resistance and durability. In the process of concrete coatings is an integrated service of chemical-physical effects of aggressive environ- ment in combination with high mechanical loads, which have a signifi- 29 cant impact on the time of its structural characteristics and can reduce the operational reliability and durability. ВВЕДЕНИЕ Для оценки морозостойкости бетона (кроме стандартных базо- вых и ускоренных экспериментальных методов ее определения) существует ряд предложений в виде математических зависимостей для теоретического расчета ее значений. Согласно этим методикам, используя данные о составе бетона, характеристиках цемента и ве- роятной степени его гидратации, условиях твердения и других, можно с различной степенью достоверности определить ожидаемое значение исходной морозостойкости бетона перед началом эксплуа- тации. Методики определения фактического состояния бетона на момент оценки в процессе эксплуатации конструкций, в частности, покрытий зон благоустройства поселений, тротуаров, а также до- рожных и аэродромных покрытий, отсутствуют. Вместе с тем, именно оценка фактического состояния бетона, определение его «остаточной» морозостойкости и вероятной эксплуатационной надежности и долговечности покрытий позволяет системно контро- лировать состояние и планировать их эксплуатацию и ремонт. Наиболее значимыми из предложений для теоретического расче- та морозостойкости бетона и ускоренного определения ее значений являются: методика Г.И. Горчакова [10]; более сложное по матема- тическим зависимостям и методике предложение, составившее ос- нову структурно-механического метода ускоренного (ГОСТ 10060.4-95) определения морозостойкости бетона (проверка этого метода, выполненная в БНТУ в сравнительных испытаниях с ГОСТ 10060.0…2-95, показала серьезный уровень расхождения данных, достигавшего в некоторых случаях величины в 1,5…2 раза); в РУП БелНИИС разрабатывается метод, сочетающий аналитический расчет (включает более 20 формул) и измерение де- формаций в период оттаивания предварительно замороженного об- разца бетона. По существу этот метод (с рядом изменений) основы- вается на результатах работ Горчакова Г.И. и его научной школы, выполненных в 50…60-ых годах прошлого века, на базе которых в ГОСТ 10060.3-95 зафиксирована методика дилатометрического ме- тода ускоренного определения морозостойкости с помощью специ- ального устройства – дилатометра (при одноразовом заморажива- 30 нии образца бетона и фиксации его деформаций в этот период); предложенная в последние годы и обоснованная в работах В.В. Бабицкого [1] методика и математическая зависимость, отра- жающая взаимосвязь морозостойкости с составом бетона, каче- ством цемента, степенью его гидратации (с учетом условий тверде- ния) и с рядом других факторов, для оценки морозостойкости бето- на на стадии изготовления изделий (конструкций). Как следует из изложенного, все эти предложения (включая стандартные определения) позволяют сориентироваться в оценке вероятной морозостойкости бетона, как исходного материала, но не обеспечивают возможности промежуточного (например, периоди- ческого) контроля морозостойкости и оценки долговечности покры- тий, изделий или конструкций в процессе эксплуатации. С этой целью предлагается соответствующая методика (на при- мере мелкозернистого бетона и бетона с крупным заполнителем для элементов благоустройства), основные положения которой изложе- ны в настоящем материале. Она разработана на основе результатов комплексного исследования закономерностей изменения свойств бетона в процессе циклического замораживания-оттаивания в вод- ной или солевой среде, при отсутствии или в сочетании с воздей- ствием на бетон механических (статической или динамической) нагрузок [2,3,4]. СОВРЕМЕННЫЕ ТЕОРИТИЧЕСКИЕ ПРЕДСТАВЛЕНИЯ О ПРИЧИНАХ И МЕХАНИЗМЕ МОРОЗНОЙ ДЕСТРУКЦИИ БЕТОНА Обобщение разнообразных гипотез [10], включая основы теории миграции влаги в пористых телах, позволяет констатировать, что механизм постепенного разрушения структуры бетона, подвергае- мого попеременному замораживанию и оттаиванию в насыщенном водой состоянии, представляет собой комплексное сочетание де- структивных факторов, включая: давление льда при кристаллизации свободной воды; гидродинамические воздействия при ее перемеще- нии (миграции) под влиянием градиента тепла и влагосодержания (термовлагопроводности); гидростатическое давление защемленной в тупиковых порах и дефектах структуры жидкости; напряжения, возникающие от разницы температурных деформаций составляю- щих бетона и цементного камня (т.е. на макро- и микроуровне, в 31 зонах контакта как цементного камня с заполнителями, так и между гидрокристаллическими новообразованиями в цементном камне); усталостные (постепенно увеличивающиеся) дефекты структуры от многократно повторяющихся знакопеременных деформаций; пони- жение со временем концентрации растворенных в «поровой» жид- кости продуктов гидролиза цемента, как за счет образования нерас- творимых в воде гидрокристаллов (отражение продолжающейся реакции цемента с водой), так и из-за «подсоса» жидкости развива- ющимися дефектами структуры в период оттаивания образцов. что увеличивает содержание свободной воды в объеме бетона, и др. В случае использования хлористых солей-антиобледенителей или испытательных солевых растворов действие означенных факто- ров на бетон дополняется [11] следующим. Во-первых, кристалли- зационным давлением накопившейся соли, образовавшейся в ре- зультате перенасыщения ее раствора в малых по объемам дефектах структуры цементного камня, а также в зонах его контакта с запол- нителями в бетоне и в порах (трещинах) зерен заполнителя. При этом механизм образования и увеличения дефектов структуры мо- жет проявиться как за счет роста кристаллов соли, так и за счет воз- никновения трещин при «обжатии» последних прослойками (обо- лочками) цементного камня при «отрицательных» деформациях в период охлаждения бетона. Возникающие в обоих случаях растяги- вающие усилия в цементном камне, вызывают появление в нем трещин. Во-вторых, усилением процесса миграции жидкой фазы и ростом влагоемкости бетона. Соответственно под нагрузкой в нем возрастает, в сравнении с водой, проявление "эффекта Ребиндера", т.е. расклинивающего действия тонких пленок жидкости-раствора в устье трещин (дефектов структуры). В-третьих, возникает напря- женное состояние на уровне микроструктуры цементного камня из- за локально проявляющегося эффекта от перепада (градиента) тем- ператур (эндокринный эффект), сопровождающего процесс «очаго- вого» растворения – кристаллизации соли. Кроме отмеченного, по- нижение температуры замерзания раствора соли, в сравнении с во- дой, способствует глубокому проникновению жидкой фазы в де- фекты структуры все меньшего сечения, углубляет развитие про- цесса массопереноса соли и усиливает эффект деструкции бетона в целом. 32 В реальных условиях эксплуатации различных покрытий и эле- ментов благоустройства отрицательное (разрушающее) воздействие солей-антиобледенителей не прекращается и при положительной температуре окружающей среды. Попеременное увлажнение- высушивание, изменение температуры (даже в пределах суток) вы- зывают соответствующие многократно повторяющиеся деформации бетона, побуждают проявление процессов растворения – кристалли- зации попавшей в его поры соли с образованием кристаллогидра- тов, увеличивающихся в объеме, а также эндокринного эффекта, то есть, сопровождается постоянным деструктивным воздействием на бетон. Кроме физико-химической агрессии среды в процессе эксплуа- тации бетон дорожных покрытий, элементов мощения и благо- устройства подвергается интенсивному механическому воздей- ствию: истирающим, сжимающим, изгибающим, ударным нагруз- кам различной интенсивности и значений, которые многократно повторяются во времени. Не смотря на то, что еще в 30-ых годах ХХ века Ю.А. Нилендер выявил непосредственное влияние напря- женного состояния бетона от внешних (и «внутренних») воздей- ствий на его морозостойкость и долговечность и в 50 – 60-х годах под руководством В.М. Москвина [11] это направление исследова- ний получило развитие, накопленной информации было недоста- точно для того, чтобы попытаться количественно оценить влияние механических нагрузок на долговечность бетона, особенно с учетом того факта, что они оказывают существенное влияние на его прони- цаемость и прочность [2], а также на морозо- и солестойкость [3,4]. Вместе с тем такая оценка необходима не только для разработки предлагаемой методики, но и для определения уровня требований к физико-техническим характеристикам бетона при проектировании объектов различного назначения. С этой целью были выполнены экспериментальные исследования, важнейшие результаты которых частично представлены в настоящей статье и явились базисом предлагаемой методики. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ Преследовали цель установления закономерностей изменения свойств бетона: прочности (на сжатие); проницаемости; изменений массы образцов; водо-, соле-, морозостойкости (как в среде – воде, 33 так и в 5 % растворе NaCl), под комплексным воздействием сочета- ний различных факторов: циклического замораживания-оттаивания, насыщения в воде или растворе NaCl – высушивания, многократно- го приложения механических нагрузок (статических и динамиче- ских) различной величины и интенсивности и др. С учетом того, что продолжительное воздействие этих агрессивных по отношению к бетону факторов должно было в какой-то момент привести к нару- шениям его структуры, одновременно отслеживали изменение ско- рости прохождения ультразвукового импульса (далее – скорость ультразвука) во взаимосвязи с контролируемыми свойствами бето- на: прочностью, изменениями массы, водопроницаемостью (водо- содержанием). Было выявлено наличие устойчивой взаимосвязи между изменениями в величине прочности бетона в процессе цик- лических испытаний на водо-, соле- и морозостойкость (как в среде – воде, так и в 5 % растворе NaCl) и скоростью ультразвука, как при "сквозном", так и при ее определении прозвучиванием с поверхно- сти. При этом данная взаимозависимость: "скорость ультразвука – прочность", сохранялась как в начальный период времени испыта- ний, характеризовавшийся ростом прочности образцов бетона, так и в дальнейшем, т.е. в период сохранения ее на некотором, примерно постоянном уровне, и при последующем снижении, отражающем процесс начала и развития деструкции бетона. Существенной осо- бенностью взаимосвязи скорости ультразвука (Vуз) и прочности бе- тона явилось то, что скорость ультразвука начинает снижаться раньше и значительнее (в относительных и абсолютных величинах), чем это происходит с прочностью бетона. То есть, структурные из- менения в бетоне под влиянием циклических воздействий при ис- пытаниях или эксплуатации фиксируются с помощью ультразвука раньше, чем они приводят к снижению его прочности. На этом ос- новании и результатах выполненных экспериментов, частично представленных на рис. 1 и 2 в виде закономерностей изменений в процессе испытаний (под влиянием различных сочетаний воздей- ствующих факторов) массы образцов бетона (рис. 1а, 2а), его проч- ности (рис. 1б, 2б), скорости ультразвука (рисунок 1в, 2в), разрабо- тана и предлагается методика оценки фактического состояния бето- на эксплуатируемых покрытий. Для этого по ее положениям (ис- пользуя данные контроля влажности и скорости ультразвука) опре- деляют количество "накопленных" к моменту проверки бетона цик- 34 лов стандартных испытаний, а затем, с учетом известных данных об его исходной (требуемой) морозостойкости, устанавливают количе- ство циклов "остаточной" морозостойкости бетона и на этом осно- вании – ожидаемого периода эксплуатации (долговечность). При установлении представленных на рисунок 1 и 2 зависимо- стей (и в исследованиях в целом) использовали составы мелкозер- нистого бетона (прочностью (28 сут.) в диапазоне 40…50 МПа) и бетона (fc ~ 45…60 МПа) со щебнем гранитным (на материалах стандарт- ного и отличающегося от него качества), цементах белорусских за- водов (без и с минеральными добавками), варьируя расход вяжуще- го (350 …600 кг на 1 м3 бетона); водоцементное отношение (0,3…0,45), а также степень уплотнения и условия твердения образ- цов [2, 3, 4]. Статическую механическую нагрузку на образцы бетона имити- ровали загружением их после оттаивания (через каждые 5 циклов замораживания-оттаивания) под прессом с усилием, примерно рав- ным 20; 30; 50 и 70 % от прочности бетона в проектном возрасте (28 сут.). Динамическую (ударную, сосредоточенную) механическую нагрузку на оттаявшие образцы бетона имитировали 10-ю ударами копра – плотномера динамического (СТБ 1242-2000; масса груза 2,5 кг; высота падения – 300 мм; точка касания – острие конуса с углом при вершине 60 град.) по одной из их поверхностей через каждые 5 циклов замораживания-оттаивания. Для получения сравнительных характеристик в каждой партии образцов бетона имелись контрольные, которые подвергали цикли- ческому замораживанию-оттаиванию без дополнительного воздей- ствия механических нагрузок. Обработка и оценка результатов испытаний выполнена в соот- ветствии с требованиями действующих нормативов. Их анализ, включая данные рисунок 1, показал, что статическая механическая нагрузка (сжатие) на бетон не оказывает существенного влияния на его свойства при циклических воздействиях до уровня 40 % от прочности (кубиковой) проектного возраста; ее повышение до 50 % активизирует деструктивные явления, а превышение (60…70) %-го уровня сопровождается ускоренным снижением долговечности бе- 35 тона. Это непосредственно связано с тем, что при нагрузке более 40 % превышается предел нижней границы, а более 60 % - верхней границы трещинообразования в бетоне [5-8], которое затем интен- сифицируется жестким циклическим воздействием на структуру бетона при замораживании-оттаивании (особенно в растворе соли). Динамическая ударная нагрузка (рисунок 2) на бетон оказывает та- кое деструктивное воздействие на его структуру, которое соответ- ствует загружению образцов сжатием на уровне > 60 % проектной прочности бетона, т.е. резко снижает его сопротивляемость после- дующему циклическому замораживанию-оттаиванию (особенно в растворе соли). При этом ускоренное снижение прочности бетона наблюдается в том случае, если направление трещин, образующих- ся «под ударом», совпадает с направлением последующего действия нагрузки при сжатии образцов бетона, что способствует интенсив- ному "развитию" их и снижению прочности. Выявленные закономерности "поведения" бетона характерны и для других циклических воздействий в сочетании с механическими нагрузками, например, насыщения-высушивания при испытаниях на водо- и солестойкость. При этом под действием ударной (сосре- доточенной) нагрузки резко снижается (и в меньшей мере под дей- ствием статической нагрузки, даже превышающей 60 %-ый уро- вень) износоустойчивость бетона. а) 36 б) в) Рисунок 1. Тенденции изменения массы (а), прочности (б) и скорости ультразвука (в) в процессе испытаний на морозостойкость в «среде-воде» и 5% растворе NaCl при воздействии статической нагрузки различного уровня (0…30 МПа; 0…70% от проектной). Условные обозначения: сплошные линии №№1-5 для «воды-среды»; пунктирные линии №№1’-5’ для 5% р-ра NaCl Динамическая ударная нагрузка (рисунок 2) на бетон оказывает такое деструктивное воздействие на его структуру, которое соот- ветствует загружению образцов сжатием на уровне > 60 % проект- ной прочности бетона, т.е. резко снижает его сопротивляемость по- следующему циклическому замораживанию-оттаиванию (особенно 37 в растворе соли). При этом ускоренное снижение прочности бетона наблюдается в том случае, если направление трещин, образующих- ся «под ударом», совпадает с направлением последующего действия нагрузки при сжатии образцов бетона, что способствует интенсив- ному "развитию" их и снижению прочности. Выявленные закономерности "поведения" бетона характерны и для других циклических воздействий в сочетании с механическими нагрузками, например, насыщения-высушивания при испытаниях на водо- и солестойкость. При этом под действием ударной (сосре- доточенной) нагрузки резко снижается (и в меньшей мере под дей- ствием статической нагрузки, даже превышающей 60 %-ый уро- вень) износоустойчивость бетона. а) б) 38 в) Рисунок 2. Тенденции изменения массы (а), прочности (б) и скорости ультразвука (в) в процессе испытаний на морозостойкость в «среде-воде» (сплошные линии) и 5% растворе NaCl(пунктирные линии) при воздействии динамической нагрузки и в зависимости от различных условий твердения образцов. Условные обозначения: 1-1’ – контрольные образцы (без динамической нагрузки), 2-2’- твердевшие с гидроизоляцией поверхности (под пленкой), 3-3’ - пропаренные с дальнейшим хранением на воздухе, 4-4’ – твердевшие в воздушно-сухих условиях ЛИТЕРАТУРА 1. Бабицкий В.В. Структура и коррозионная стойкость бетона и железобетона: Дис. докт. технич. наук: БНТУ, - Минск, 2005. – С. 118-131. 2. Батяновский Э.И. Влияние технологических факторов на проницаемость вибропрессованного бетона /Э.И. Батяновский, А.И. Бондарович, П.В. Рябчиков //Строительная наука и техника. – 2006. - № 3 (6). – С.18-25. 3. Батяновский Э.И. Влияние многократных механических нагрузок на свойства тяжелого бетона /Э.И. Батяновский, А.И. Бондарович, П.В. Рябчиков //Строительная наука и техника. – 2007. - № 1 (10). – С.12-22. 39 4. Батяновский Э.И. Морозо- и солестойкость бетона, подвер- женного механическим нагрузкам/ Э.И. Батяновский, А.И. Бонда- рович // Вестник БНТУ. – 2007. № 1. – С. 5-16. 5. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. М.: Госстройиздат, 1962. – 96 с. 6. Берг О.Я. О предельном состоянии железобетонных кон- струкций по долговечности// Бетон и железобетон, 1964. № 11. – С. 486-488. 7. Берг О.Я., Галузо Г.С. Усталостная прочность аглопорито- бетона// Бетон и железобетон, 1969. № 10. – С. 21-23. 8. Берг О.Я. Высокопрочный бетон / О.Я. Берг, Е.Н. Щербаков, Г.Н. Писанко. – М.: Стройиздат, 1971. – 208 с. 9. Галузо Г.С. Исследование прочности и деформации аглопо- ритобетона при действии статической и многократноповторяющей- ся сжимающих нагрузок, Автореф. дисс. канд. технич. наук, БПИ, Минск, 1969. – 25 с. 10. Горчаков Г.И., Капкин М.М., Скрамтаев Б.Г. Повышение морозостойкости бетона в конструкциях промышленных и гидро- технических сооружений. – М.: Стройиздат, 1965.- 195 с. 11. Москвин В.М., Подвальный А.М. Морозостойкость бетона в напряженном состоянии. Бетон и железобетон, 1960, № 2. – С. 58- 64. 40 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.01/. 04 О НЕОБХОДИМОСТИ РАЗРАБОТКИ НАЦИОНАЛЬНОГО НОРМАТИВНОГО ДОКУМЕНТА ПО ОЦЕНКЕ КАРБОНИЗАЦИИ БЕТОНА ВАСИЛЬЕВ А.А. Белорусский государственный университет транспорта Гомель, Беларусь Введение. Основную долю конструкций зданий и сооружений, эксплуатируемых в настоящее время, составляют железобетонные элементы (ЖБЭ) различных типов. Большинство ЖБЭ эксплуати- руются в различных воздушных средах, их долговечность во мно- гом определяется концентрацией и степенью агрессивности содер- жащихся в них компонентов. Поврежденность ЖБЭ в них опреде- ляют в основном физические и химические процессы (разморажи- вание бетона, выщелачивание, карбонизация, сульфатная коррозия и др.), обусловливаемые агрессивностью эксплуатационной среды, а также коррозия стальной арматуры, являющаяся, в первую оче- редь, следствием снижения защитных свойств бетона по отноше- нию к стальной арматуре под воздействием различных агрессивных факторов. Основным видом коррозии бетона в различных воздуш- ных средах, способствующим развитию коррозии стальной армату- ры различной степени интенсивности и определяющим, в целом, техническое состояние ЖБЭ, является карбонизация бетона. При 41 карбонизации бетона происходят структурные изменения цемент- ного камня, вызывающие деградацию бетона и снижение его за- щитных свойств по отношению к стальной арматуре. Значительная толщина защитного слоя и щелочная среда самого бетона обеспечи- вают ему наличие защитных свойств по отношению к стальной ар- матуре сразу после изготовления бетона. Однако, в процессе экс- плуатации химические свойства цементного камня бетона постоян- но изменяются, приводя к постепенному снижению щелочности от поверхности вглубь конструкции. Таким образом, процесс коррози- онного разрушения строительной конструкции начинается с ее по- верхности. В первую очередь теряет свои эксплуатационные свой- ства бетон защитного слоя. Изменение его структуры происходит без видимых повреждений, коррозия арматуры начинается внутри бетона. Образующиеся продукты коррозии стали занимают в 2–2,5 раза больший объем, чем слой прокорродировавшего металла, и вы- зывают развитие растягивающих напряжений в бетоне, превышаю- щих его прочность, в результате чего образуются трещины в защит- ном слое, ориентированные вдоль корродирующих стержней. Их образование облегчает доступ агрессивных агентов к стальной ар- матуре и ускоряет, как правило, ее коррозию. В дальнейшем, при отсутствии защитных и восстанавливающих мероприятий, развитие коррозии стальной арматуры приводит к отслаиванию и разруше- нию защитного слоя, нарушению сцепления арматуры с бетоном и падению несущей способности конструкции. Для изгибаемых эле- ментов потеря несущей способности от нарушения сцепления стальной арматуры с бетоном составляет 30–35 % [1]. Последующее интенсивное коррозионное разрушение стальной арматуры приво- дит к полной потере несущей способности конструкции (при прак- тически сохранившемся бетоне в более глубоких слоях) и созданию аварийной ситуации. Существующие методы оценки карбонизации. Для оценки карбонизации бетона в Европе сегодня используются нормативные документы EN 13295: 2004 «Продукты и системы защиты и ремонта бетонных конструкций. Методы испытания. Определение стойкости и карбонизации», EN 14630: 2006 «Продукты и системы для защиты и восстановления бетонных конструкций. Метод тестирования. Определение глубины карбонизации в затвердевшем бетоне фенол- фталеиновым методом». При их использовании карбонизация бето- 42 на оценивается индикаторным методом – фенолфталеиновым те- стом (ФФТ). Его применение считается возможным, поскольку в соответствии с общепринятыми представлениями карбонизация развивается линейно с поверхности вглубь бетона, при этом реак- ция карбонизации происходит в узкой (около 1 мм) зоне. Скорость карбонизации определяется диффузионными процессами. Процесс карбонизации рассматривается как конечный во времени и по сече- нию бетона [2]. На основе определения толщины нейтрализованно- го слоя бетона фенолфталеиновым тестом выведено основное урав- нение карбонизации бетона и построена модель карбонизации [2]. До настоящего времени не удалось предотвратить отрицательное воздействие СО2 на бетонные и железобетонные конструкции. По- этому изучению карбонизации уделялось и уделяется большое вни- мание. Влияние карбонизации на физико-химические характеристи- ки бетона и зависимость скорости карбонизации от различных фак- торов изучалось и изучается различными авторами. При изучении процессов карбонизации были использованы разнообразные методы исследования: оптические, порометрические, сорбционные, индика- торные, электрохимические, физико-химические, аналитические и др. Значительная доля исследований проведена в лабораторных условиях, при этом краткосрочность экспериментов пытались урав- новесить огромными концентрациями СО2 (5, 10, 20 %), что абсо- лютно не соответствует реальным условиям эксплуатации ЖБЭ. И, только, отдельные исследования проводились на ЖБЭ, эксплуати- ровавшихся длительные сроки в реальных условиях. Результаты исследований по этой теме в наиболее полной форме обобщены в работе [2]. Результаты исследований ряда ученых и практиков не только значительно отличаются, но и зачастую носят противоречивый ха- рактер, что не позволяет придти к единому мнению о механизме карбонизации, модели ее развития во времени по сечению бетона, и, соответственно о способах ее оценки и прогнозирования. Многолетние авторские исследования ЖБЭ как в реальных усло- виях эксплуатации, так и в лабораторных условиях [2] позволили сделать следующие выводы: - карбонизация не развивается широким фронтом с жесткой границей, делящей бетон на карбонизированный и «здоровый», а продолжается все время эксплуатации ЖБЭ и развивается с поверх- 43 ностных слоев вглубь бетона конструкций по сложной экспоненци- альной зависимости. Причем, независимо от способа оценки – по карбонатной составляющей (показателю КС) либо по количеству поглощенного СО2. Степень карбонизации бетона максимальна в поверхностных слоях и достигает более 90 %; - карбонизация бетона изменяет щелочность поровой жидко- сти - показатель рН. Его изменение по сечению бетона также происходит по сложной зависимости: медленное снижение из глу- бины в сторону поверхности бетона и затем резкое падение. Пока- затель щелочности значительный промежуток времени остается по- стоянным, либо снижается очень незначительно. Этот период длит- ся в течение 2–10 лет, а иногда достигает нескольких десятилетий (при незначительном изменении показателя рН), и его можно отне- сти к инкубационному периоду. Он зависит от концентрации СО2 в атмосфере, пористости бетона, его структуры (т. е. В/Ц, характера заполнителей и добавок, вида и расхода вяжущих), условий тверде- ния и, главное, – от условий эксплуатации. Лабораторные исследования авторами [3] образцов бетона (по- рошков, полученных из различных длительно эксплуатируемых ко- нструкциях) показывают, что значение границы перехода окраски карбонизированного слоя соответствует показателю рН ≈ 10,3. Та- ким образом, по ФФТ бетон нейтрализуется при рН ≈ 10,3. Много- численные исследователи считают, что бетон нейтрализуется и те- ря-ет свои защитные свойства при рН = 9,0. По исследованиям В. И. Бабушкина бетон теряет свои защитные свойства по отношению к арматуре при рН<11,8 [4]. Приведенное выше показывает, что зна- чение рН=10,3 по ФФТ не является граничной величиной и очень условно определяет границу карбонизации и состояние защитных свойств бетона по отношению к арматуре, что подтверждают автор- ские исследования бетона защитного слоя конструкций, эксплуати- рующихся длительные сроки в различных атмосферных средах, в результате которых достаточно часто в слое бетона, в котором по ФФТ он находится в удовлетворительном состоянии наблюдается коррозия стальной арматуры различной степени интенсивности. Необходимо отметить, что при использовании ФФТ линия, огра- ничивающая фронт карбонизации получается извилистой, поэтому 44 значения средней глубины карбонизации отличаются от макси- мальной на двести и более процентов. А с учетом приведения полу- ченного результата к граничным значениям рН=9,0 либо 11,8, раз- ница измерения глубины карбонизированного бетона достигает 500 и более процентов, что просто не позволяет говорить о какой-либо, тем более, приемлемой точности измерения глубины карбонизации ФФТ. В нашей стране в соответствии с п.8.3.17 ТКП 45-1.04-37-2008 (02250) «Обследование строительных конструкций зданий и соору- жений. Порядок проведения» состояние бетона по степени карбони- зации также определяется фенолфталеиновой пробой, а единствен- ным нормативным документом в данной области – СТБ 1481-2011 «Бетоны конструкций мостовых сооружений. Методы определения содержания хлоридов и степени карбонизации». Однако при его внимательном прочтении возникают серьезные вопросы: 1. Степень карбонизации бетона характеризуется содержанием химически связанного цементным камнем диоксида углерода (СО2) в виде карбоната кальция, т.е. его количеством. Во-первых, в любой науке понятие степень подразумевает от- ношение каких-либо параметров, но не их количество. Во-вторых, в результате анализа определяется количество по- глощенного СО2. Если заявлено определение степени карбони- зации, то соответственно, не только целесообразно, но и необ- ходимо определять карбонатную составляющую (КС), т.е., ко- личество образовавшегося карбоната кальция (СаСО3), а по ней – степень карбонизации бетона. 2. В результате анализа определяют «Степень карбонизации бетона?» с точностью до 0,2 %. А что дальше? Получили 5 или 25 % – о чем это говорит? Каково состояние бетона и его защитных свойств по отношению к стальной арматуре? Как оно влияет на техническое состояние ЖБЭ в целом? Отсутствуют критерии оценки состояния бетона и, как след- ствие, неясен смысл проведения анализа. Кроме того, необходимо отметить, что анализ сложен, необхо- дима очень большая масса цементно-песчаной фракции, что подразумевает отбор бетона на значительном протяжении, а это при применении существующей теории карбонизации бетона, 45 резко делящей бетон на карбонизированный и «здоровый» – просто не имеет смысла. Т.о. данный документ, заявленный на определение степени кар- бонизации бетона – очень необходимый анализ для существующих ЖБЭ!, не определяет ни степень карбонизации бетона, ни его состо- яние, ни состояние его защитных свойств по отношению к стальной арматуре. Необходима разработка нового нормативного документа, но то- лько, на основании реального изучения карбонизации во времени по сечению бетона и ее влияния на изменение защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре. При этом не должны использоваться индикаторные тесты (ничего не показывающие и, соответственно, не определяющие карбонизацию). Постановка задачи. Целью данной работы явилось установле- ние взаимосвязи изменения при карбонизации физико-химических свойств бетона в зоне расположения арматуры с состоянием сталь- ной арматуры для возможности использования полученных данных при разработке нормативного документа для оценки карбонизации бетона и ее влияния на изменение технического состояния ЖБЭ. В основу исследований положено использование методов рН- и кар- бометрии, поскольку показатель рН является основной количе- ственной характеристикой перерождения цементного камня в кар- бонаты под воздействием внешней среды, и является универсальной характеристикой состояния бетона и его защитных свойств по от- ношению к стальной арматуре, а показатель КС характеризует ко- личественное содержание карбонатов в цементно-песчаной фрак- ции бетона в массовых процентах и его влияние на изменение пока- зателя рН. Объектами исследования служили ЖБЭ различных типов, экс- плуатировавшиеся длительные сроки в различных воздушных сре- дах. Исследования проводились в лабораторных условиях на образ- цах, отобранных из эксплуатируемых конструкций. Для анализа отбирались образцы бетона в зоне расположения арматуры, а также выбуриванием до глубины 100 мм. Отдельно, для определения начальных параметров карбонизации, исследовались бетонные ку- бики сечением 100×100×100 мм, выполненные в заводских услови- ях из бетонов основных классов по прочности С12/15, С 16/20, С 18/22,5, 46 С20/25, С 25/30 и С 30/37 различных составов, сразу после стандартной ТВО. Отбор проб, показатели карбонизации и состояние стальной ар- матуры определялись по методикам [2,5]. Статистическую обработ- ку экспериментальных данных производили при помощи таблично- го процессора «Excel». На основании выполненных исследований были получены рас- четно-экспериментальные модели изменения карбонатной состав- ляющей во времени по сечению бетонов классов по прочности С12/15 – С 30/37 для различных условий эксплуатации и степеней агрессив- ности эксплуатационной среды [5]. Поскольку величина карбонат- ной составляющей зависит в первую очередь от количества исполь- зованного цемента, для объективной оценки состояния бетона вследствие карбонизации в [5] было предложено понятие степени карбонизации и построены расчетно-экспериментальные модели изменения степени карбонизации во времени для аналогичных бе- тонов и условий эксплуатации. Поскольку карбонизация бетона не определяет коррозионное со- стояние стальной арматуры, но влияет на изменение показателя рН, определяющего состояние защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре, необходимо определить качественную и коли- чественную зависимость изменения состояния бетона, его защит- ных свойств по отношению к стальной арматуре от величины кар- бонизации. Для оценки состояния арматуры, выявляемой после вскрытия защитного слоя бетона, предложена система оценки по степени коррозии, приведенная в таблице 1. Для определения показателя щелочности поровой жидкости и установления его связи с коррозионными повреждениями стальной арматуры отбирали пробы бетона ЖБЭ, эксплуатировавшихся от 10 до 40 лет в основном в атмосферных условиях и условиях сельско- хозяйственных помещений. Исследовали более двухсот проб бетона в зоне расположения стальной арматуры с показателями щелочно- сти поровой жидкости бетона рН = 12,40…8,60. 47 Таблица 1. Оценка состояния стальной арматуры ЖБЭ Степень коррозии стальной арматуры Внешние признаки коррозии арматуры 0 Чистая поверхность I Сплошная коррозия до 50 % поверхности стержня II То же более 50 % III Пластинчатая коррозия малой степени интенсивности (уменьшение площади сечения на величину до 25 %) IV То же средней степени интенсивности (уменьшение площади сечения на 25–50 %) V То же высокой степени интенсивности (уменьшение площади сечения стержня более 50 %) На основании результатов исследований, для каждой степени коррозии стальной арматуры получили области изменения показа- теля рН бетона, находящегося в зоне расположения стальной арма- туры (таблица 2). Границы областей назначены на основании ре- зультатов опытных исследований и общепринятых представлений. Таблица 2. Взаимосвязь степени коррозии арматуры с пока- зателями рН Степень коррозии стальной арматуры Граничные значения рН 0 > 11,80 I 11,80–10,90 II <10,90–10,20 III < 10,20–9,50 IV < 9,50–9,00 V < 9,00 По результатам многолетних исследований состояния стальной арматуры в зависимости от показателя рН защитного слоя в зоне расположения арматуры предложено шесть категорий оценки со- стояния защитных свойств бетона по отношению к стальной арма- туре (таблица 3). Ранее, в [5] приведено определение карбонизации бетона по по- казателям КС и СК. Предложены категории оценки состояния бето- на по степени карбонизации. Необходимо отметить, что величина СК показывает степень карбонизации цементно-песчаной фракции бетона, в которой прогидратировал цемент. В оставшейся части гидратация цемента (с образованием Са(ОН)2, обеспечивающая со- здание щелочной среды и, как, следствие, сохранение стальной ар- 48 матуры в пассивном состоянии) будет продолжаться длительный период времени. Таблица 3. Категории состояния защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре Категория состояния защитных свойств бетона Граничные значения рН Состояние защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре 0 >11,80 Бетон полностью сохраняет защитные свойства по отношению к стальной арматуре I 11,80–10,90 Начало деградации бетона II <10,90– 10,20 Деградация бетона малой степени интенсивности III <10,20– 9,50 Деградация бетона средней степени интенсивности IV <9,50–9,00 Деградация бетона повышенной степени интенсив- ности V <9,00 Полная деградация бетона В [2] показано, что при исследовании физико-химических харак- теристик бетона защитного слоя различных типов ЖБЭ, хранив- шихся на складе готовой продукции, сразу после изготовления с применением ТВО, в поверхностных слоях толщиной 10–20 мм в результате карбонизации во всех ЖБЭ с расходом цемента менее 500 кг/м3 нейтрализовался максимальный запас Са(ОН)2, достига- ющий 15 %, в остальных в поверхностных слоях сохранился неко- торый избыток кристаллического Са(ОН)2. Однако во всех случаях рН поровой влаги осталось постоянным (рН = 12,05…12,30), что обеспечивало длительный промежуток времени (от 2 до 10 лет) со- хранение бетоном своих защитных свойств по отношению к сталь- ной арматуре Такое постоянство обусловлено достаточно высокой буферной емкостью бетона, под которой понимается содержание СаО в единице всего объема. Таким образом, степень карбонизации бетона определяет деградацию бетона вследствие перерождения цементного камня в карбонат кальция, но не определяет состояние защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре, по- скольку в карбонизированном бетоне остается часть (от значитель- ной, сразу после изготовления бетона, до незначительной, после длительной эксплуатации) некарбонизированного цементного кам- ня. Дальнейшее сохранение защитных свойств бетона будет обеспе- 49 чиваться наличием не полностью прогидратировавших частичек цементного клинкера и части Са(ОН)2, а также цементного камня, который не подвергся карбонизации, и скорость изменения показа- теля рН не будет напрямую зависеть от изменения показателя СК. Для возможности оценки состояния защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре вследствие карбонизации необхо- димо введение такого показателя, который бы учитывал общее со- стояние защитных свойств бетона (в карбонизированной и некарбо- низированной частях). Таким показателем является степень потери защитных свойств бетона при карбонизации (СПЗк). СПЗк рассчи- тывается из пропорции, как процентное отношение величины кар- бонатной составляющей и ПВК [5]. Расчетно-экспериментальные модели изменения показателя СПЗк во времени по сечению бетонов классов по прочности С12/15 – С 30/37 для различных условий эксплуа- тации и степеней агрессивности эксплуатационной среды приведе- ны в [5]. Для определения количественных и качественных характеристик данного показателя необходимо установить его соотношение с по- казателем рН. Ранее, в многочисленных работах было показано, что по сечению бетона карбонизация развивается с поверхности вглубь по сложной экспоненциальной зависимости, при этом уже сразу после изготовления бетона в поверхностных слоях в зависимости от состава бетона, величина КС составляет до 12 %, а в глубине – 3–5 %. При этом показатель щелочности поровой жидкости сразу после изготовления бетона (с применением ТВО) достигает значений рН = = 12,3… 12,5. Его развитие по сечению диаметрально противопо- ложно – максимальные значения в глубине бетона и их снижение во времени в поверхностных слоях [2,5]. Независимо от классов бето- на по прочности, сроков и условий эксплуатации кривые распреде- ления показателей рН и КС по сечению бетона взаимосвязаны, что позволяют использовать их для установления взаимосвязи степени потери защитных свойств бетона при карбонизации и состояния его защитных свойств по отношению к стальной арматуре. В соответствии с полученными моделями изменения во времени по сечению бетона показателя КС [5] для бетонов классов по проч- ности С16/20 – С 25/30 сразу после изготовления с применением ТВО в зоне расположения арматуры (приняв среднее значение толщины защитного слоя 15 мм) значения начальной карбонизации состав- 50 ляют КС0 = 3,4…4,6 %. Пересчитав их в соответствии с приведен- ной выше методикой, получаем, что сразу после изготовления бето- на в заводских условиях степень потери его защитных свойств со- ставляет СПЗк = 13,4…14,9 %. В связи с тем, что для различных классов бетона по прочности начальный период эксплуатации, когда при постоянном развитии карбонизации значения показателя рН в зоне расположения армату- ры остаются постоянными либо снижаются незначительно, в соот- ветствии с [2] составляет 2–10 лет, принимая среднее значение сро- ка эксплуатации 5 лет, после которого гарантированно начнется из- менение показателя рН в зоне расположения арматуры и взяв за ос- новные условия эксплуатации – атмосферные, область обычной карбонизации, в соответствии с полученными моделями карбониза- ции определяем, что через 5 лет эксплуатации для бетонов классов по прочности С16/20 – С 25/30 величина КС составит 8,1–9,3 %, следо- вательно, показатель СПЗк будет равен 26,3–36,8 %. Для установления взаимосвязи показателей рН и СПЗк принима- ем, с некоторым (начальным) запасом, за верхнее граничное усред- ненное значение для различных классов бетона по прочности СПЗк= = 40 % (соответствующее граничному значению рН = 12,30) для начальной карбонизации, обеспечивающее сохранение бетоном сво- их защитных свойств по отношению к стальной арматуре длитель- ный промежуток времени и за нижнее граничное значение СПЗк = = 80 % (соответствующее граничному значению рН = 9,00, с учетом того, данное значение общепринято [1] для полной карбонизации бетона), а за 15 лет исследования карбонизации для атмосферных условий эксплуатации минимальные значения щелочности поровой жидкости в зоне расположения арматуры составили рН = 7,3…7,5, взяв за основу области изменения показателя рН, и проведя линии, параллельные оси абсцисс из точек, ограничивающих области из- менения рН на ось СПЗк, получаем границы областей изменения степени потери защитных свойств бетона при карбонизации (рису- нок 1). 51 12,311,810,910,29,59,0 рН 46 405780 6574 I 0IIIIIIVV СПЗ , %к Рисунок 1. Взаимосвязь параметров рН и СПЗк по сечению бетона: 0 – V – степени потери защитных свойств бетона при карбонизации (категории состояния защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре) Возможность применения данной зависимости оценивали на ос- нове исследования проб бетона, отобранных из ЖБЭ (колонн и ба- лок), эксплуатировавшихся различные сроки в атмосферных средах. Степень потери защитных свойств бетона по критерию «СПЗк» од- нозначно определяется значением pH, граничные значения которых были назначены (см. п. 5.3.1) следующим образом: 12,30–11,80; 11,80–10,90; 10,90–10,20; 10,20–9,50; 9,50–9,00. Соответствующим образом все исследуемые объекты были распределены по вышеука- занным классам. Стала задача определения граничных значений «СПЗк» xij , соот- ветствующих различным объектам с учетом с учетом вероятностно- го характера «СПЗк». Среди возможных критериев выбора гранич- ных значений «СПЗк» применим (предложим) следующий: «объект, для которого СПЗк равен граничному значению xij для двух сосед- них классов i и j, с одинаковой вероятностью может быть отнесен к каждому из них». Следовательно, если СПЗк объекта больше граничного значения xij между классами i и j, то с большей вероятностью он может быть отнесен к классу j = i+1. Для формального отыскания граничных значений xij необходимо решить графическое уравнение: ijjiji xFxF  1 , (1) где xFi  – эмпирическая функция распределения значений «СПЗк» объектов i-го класса; xij – граничное значение «СПЗк» между объек- тами i-го и j-го классов, j = I + 1. 52 По результатам расчетов с применением пакета статистического анализа данных «Statgraphikcs Centurion» были найдены граничные значения xij : Х12 = 46,7; Х23 = 56,0; Х34 = 65,1; Х45 = 73,1 %. Кроме того, в данной программе были найдены межквартильные размахи значений СПЗк для объектов каждого класса (таблица 4). Таблица 4. Взаимосвязь параметров рН и СПЗк по сечению бетона Область значений показателя рН Межквартильный размах показате- ля СПЗк, % с вероятностью 0,5 12,30–11,80 40,4–45,4 11,80–10,90 48,1–54,7 10,90–10,20 57,9–63,9 10,20–9,50 66,8–72,6 9,50–9,00 73,9–79,9 Области значений рН и СПЗк и их границы приведены на рисун- ке 2. 30 35 40 45 50 55 60 65 70 75 80 85 90 9 9,2 9,4 9,6 9,8 10 10,2 10,4 10,6 10,8 11 11,2 11,4 11,6 11,8 12 12,2 рН СПЗ к % Рисунок 2. Области значений параметров рН и СПЗк Таким образом, полученная взаимосвязь состояния стальной ар- матуры, состояния защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре со степенью потери защитных свойств бетона при карбонизации для любой точки по сечению бетона представле- на в таблице 5. 53 Таблица 5. Взаимосвязь состояния стальной арматуры, па- раметров рН и СПЗк по сечению бетона Степень коррозии стальной арматуры Категория состояния защитных свойств бетона Граничные значения показателя рН Степень потери защитных свойств бетона при карбониза- ции, СПЗк Граничные значения показателя СПЗк 0 0 > 11,80 0 < 47 I I 11,80–10,90 I 47–56 II II < 10,90–10,20 II > 56–65 III III < 10,20–9,50 III > 65–73 IV IV < 9,50–9,00 IV > 73–80 V V < 9,00 V > 80 Предлагаемая зависимость иллюстрирует изменение состояния бетона и его защитных свойств по отношению к стальной арматуре по сечению бетона, состояния стальной арматуры при карбонизации бетона. Заключение. Существующие методы оценки карбонизации бе- тона и его защитных свойств по отношению к стальной арматуре, основанные на индикаторных тестах, несмотря на их постоянное усовершенствование, не позволяют объективно оценивать и прогно- зировать процессы карбонизации, и, как следствие, техническое со- стояние ЖБЭ и их долговечность. Приведенные результаты исследований могут быть использова- ны для разработки критериев оценки состояния защитных свойств бетона по отношению к стальной арматуре и оценки технического состояния ЖБЭ и ЖБК, что позволит значительно повысить не только объективность детального обследования ЖБЭ и ЖБК, но и эффективность выбора мероприятий по их восстановлению. ЛИТЕРАТУРА 1. Алексеев, С.Н. Коррозионная стойкость железобетонных конструкций в агрессивной промышленной среде / С.Н. Алексеев, Н.К. Розенталь. – М.: Стройиздат, 1976. – 205 с. 2. Васильев, А. А. Карбонизация и оценка поврежденности железобетонных конструкций : [монография] / А. А. Васильев ; М- во образования Респ. Беларусь, Белорус. гос. ун-т трансп. – Гомель : БелГУТ, 2012. – 263 с. 54 3. Кудрявцев И.А., Богданов В.П. Исследование карбонизации железобетонных конструкций с длительным сроком эксплуатации // Материалы, технологии, инструменты.– 2000.– Т.5, № 3.– С. 97– 100. 4. Бабушкин, В.И. Физико-химические процессы коррозии бе- тона и железобетона / В.И. Бабушкин.– М.: Стройиздат, 1968. – 187 с. 5. Васильев, А. А. Карбонизация бетона (оценка и прогнози- рование) : [монография] / А. А. Васильев ; М-во образования Респ. Беларусь, Белорус. гос. ун-т трансп. – Гомель : БелГУТ, 2013. – 304 с. 55 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 621.321 ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТЬ СОВРЕМЕННЫХ СВЕТОВЫХ ОКОННЫХ СИСТЕМ ГАЛУЗО О.Г., ВЕРШЕНЯ Е.Г. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Существенными показателями, от которых зависят условия тру- да и охрана здоровья человека, являются достаточная освещенность рабочего места, температура воздуха и естественная или механиче- ская вентиляция движения воздуха [1]. Естественный свет обеспе- чивает связь организма с внешней средой, обладает высоким биоло- гическим и тонизирующим действием. В результате действия вен- тиляции происходит удаление загрязненного или нагретого воздуха из помещения и подача в него свежего воздуха. Необходимый тем- пературный микроклимат в помещении обеспечивается за счет ото- пительной системы и снижения тепловых потерь через наружные ограждающие конструкции и световые оконные и дверные системы. Вследствие низкой тепловой защиты наружных ограждающих отапливаемых зданий и световых оконных систем зданий, постро- енных по ранее действующим нормативным требованиям [2]. Теп- ловые потери составляют более 30%. Через световые оконные проемы и их заполнение приходятся самые большие тепловые поте- ри. Наибольшие потери тепловой энергии сосредоточены в соеди- нениях «окно - стена» и примыкании стекла к оконным переплетам. 56 К настоящему времени более 50% окон в существующих зданиях Республики Беларусь выработали свой срок службы и подлежат за- мене на энергоэффективные [3]. Энергоэффективность световых оконных проемов отапливаемых помещений зависит от ряда факторов, основными из которых явля- ются следующие: конструктивное решение изделий, составляющее оконное заполнение; применяемые при изготовлении изделий мате- риалы и особенно качество установки изделий в проемы наружных стеновых конструкций. Окна, применяемые для отапливаемых помещений, разделяют по назначению и области применения, конструкции переплетов, числу створок в одном ряду, направлениям открывания створок и спосо- бом их открывания, устройством для проветривания помещений, материалам заполнения светового проема, конструкции притвора створок, влагостойкости и виду отделки. Наиболее распространенными материалами, применяемыми в настоящее время при изготовлении оконного блока (контурной об- вязки – коробки и подвижного элемента - переплетов) являются древесина и пластмасса из поливинилхлорида (ПВХ). Современны- ми элементами остекления оконных систем являются стеклопакеты. Они обладают высокими тепло- и звукоизоляционными свойствами, герметичностью, благодаря чему в промежуток между стеклами не попадает влага и пыль, что не приводит к ухудшению освещенности рабочих мест в помещениях. Хорошие теплоизоляционные свойства объясняются тем, что воздух является отличным теплоизолятором – его теплопроводность практически в 27 раз меньше, чем стекла. Стеклопакет представляет собой объемное изделие, которое со- стоит из двух, трех и более листов светопропускающих стекол, гер- метично соединенных по периметру (контуру) дистанционными рамками. Они образуют герметически замкнутые камеры (полости), заполненные воздухом или другим газом. Расстояние между стек- лами от 9 до 36 мм [4]. Важным элементом в стеклопакетах является изолирующий и герметизирующий состав – герметик. Он обеспечивает прочность стеклопакета, препятствует проникновению водяных паров в про- странство между стеклами и обеспечивает надежность и долговеч- ность стеклопакетов. Основными свойствами герметиков является его сила сцепления со стеклом и материалом дистанционной рамки, 57 эластичностью и временем старения от действия УФ - излучения. В настоящее время наиболее совершенными и качественными стекло- пакетами являются те, в которых в качестве герметика применяют полиизобутилен. Он обладает наилучшей способностью сопротив- ляться проникновению водяного пара. [5]. Межстекольное пространство в стеклопакетах заполняют возду- хом или специальными инертными газами (аргоном, криптоном, шестифтористой серой), которые существенно улучшают тепло- и звукоизолирующие свойства. Следует отметить, что воздух и газо- вые смеси, которые заполняют стеклопакеты, сохраняют свои функции до того времени, когда в пространство между стеклами не попадает влага, которая существенно увеличивает теплопровод- ность стеклопакета. Для определения надежности и долговечности энергоэффектив- ных стеклопакетов проводят испытание их на циклические атмо- сферные воздействия[6].Сущность метода испытаний заключается в определении значений характерных показателей стеклопакетов в процессе циклических воздействий переменных положительных и отрицательных температур, влажности, ультрафиолетового облуче- ния и слабоагрессивных химических сред (растворов), имитирую- щих воздействие критических эксплуатационных нагрузок. Уста- новка (комплект оборудования), включающая в себя камеру погоды ИП-1, морозильную и пропарочную камеру, обеспечивает создание, регулирование и поддержание заданных режимы испытаний: - ультрафиолетовое облучение в диапазоне длин волн 280-400 нм интенсивностью (60±2) и (80±2) Вт/м2 при температуре в камере по термометру «черная панель» (50±2) 0С; - дождевание (орошение) образцов; - воздействие положительных температур до 90 0С с погреш- ностью измерения не более 2 0С при относительной влажности воз- духа (95±5) %; - воздействие отрицательных температур до минус 70 0С с по- грешностью измерения не более 2 0С; - воздействие жидкой (или газообразной) слабоагрессивной среды при температуре (20±3) 0С. Стеклопакеты считают выдержавшими испытания на сопротив- ление атмосферным воздействия, если все образцы, прошедшие 58 полную программу циклических испытаний, отвечают следующим требованиям: - не имеют трещин, потеков и отслоений герметика от стекла, а также цветовых пятен и разводов на внутренней поверхности сте- кол; - влагопоглотитель сохранил эффективность не ниже 10 0С для силикагелей и 20 0С для молекулярного сита; - значения точки росы остались в пределах требований ТНПА на испытываемые стеклопакет [7]. В аккредитованной научно-исследовательской и испытательной лаборатории «Бетоны и строительные материалы» проводятся ком- плексные исследования и испытания энергосберегающих стеклопа- кетов, производство которых налажено в Республике Беларусь. Стеклопакеты таких производителей, как ОАО «Управляющая ком- пания холдинга «Забудова», пос. Чисть, СП «Завод стеклопакетов и архитектурного стекла» г. Минск, ООО «Вега-древ» г. Борисов и др., выдерживают 36 циклов длительных циклических климатиче- ских испытаний, что соответствует 21 условному году эксплуата- ции. После испытаний на представленных образцах не обнаружено трещин, потеков и отслоений герметика от стекла, цветовых пятен, разводов и конденсата на внутренней поверхности стекол, влагопо- глотитель сохранил эффективность. Применение стеклопакетов в световых проемах наружных ограждений зданий позоляет повысить теплоизоляцию (теплосбе- режение) в 3-4 раза, звукоизоляцию (шумозащиту) до 29…32 дБ; защитить помещения от солнечной радиации и УФ-излучения, уве- личить осветительные функции (светопропускание) до 80%, повы- сить огнестойкость (изоляция от пожара) и стойкость к ветровой нагрузке, обеспечить безопасность в эксплуатационных условиях (защита от травматизма осколками разбитого стекла). В настоящее время в строительном комплексе Республики Бела- русь оконные ограждения без применения стеклопакетов практиче- ски не встречаются, что позволяет упростить конструкцию оконных проемов, увеличить световую площадь и снизить теплопотери. 59 ЛИТЕРАТУРА 1. Лазаренков А.М. Охрана труда: учебник. - Мн: БНТУ, 2004- 497с. 2. СНиП 3.03.01.-87. Несущие и ограждающие конструкции. 3. Соколовский Л.В. Энергосбережение в строительстве. – Мн: НПООО «Стринко», 2000-92с. 4. Змачинский А.Э., Галузо О.Г. Основы энергосбережения в строительстве. – Мн: БНТУ, 2007-227с. 5. Галузо О.Г, Вершеня Е.Г «Работе – свет, или улучшение условий труда за счет использования современных световых окон- ных систем»./ж-л. «Охрана труда и техника безопасности», №3., 06. 2009 г., с. 73-75. 6. ГОСТ 24866-99. Стеклопакеты клееные строительного назначения. Технические условия. 7. ГОСТ 30779-2001.Стеклопакеты строительного назначения. Метод определения сопротивления атмосферным воздействиям и оценки долговечности. 60 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.97 ВЛИЯНИЕ ПРЕССУЮЩЕГО ДАВЛЕНИЯ НА УПЛОТНЯЕМОСТЬ МИНЕРАЛЬНЫХ ПОРОШКОВ ГУЩИН С.В., БАБИЦКИЙ В.В. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В технологии «сухого формования бетона», предусматривающей предварительное уплотнение твердых компонентов бетонной смеси с последующей пропиткой водой, важную роль играет степень уплотнения твердой фазы. Чем больше плотность бетонной смеси, тем меньше пространство для жидкости и тем меньше водоцемент- ное отношение. Таким образом, расчет пористости уплотненной смеси создает предпосылки для прогнозирования характеристик цементного камня и бетона. Для смесей, уплотняемых посредством вибрации, профессор Батяновский Э.И. показал комплекс влияю- щих факторов и выявил общие тенденции их влияния на изменение плотности сухой бетонной смеси. Определенные выводы можно сделать и на базе исследований доцента Дрозда А.А., посвященных выявлению корреляции между пористостью уплотненного прессо- ванием цемента и тонкостью помола вяжущего. Однако в настоящее время технология «сухого формования» развивается в направлении применения смешанных вяжущих, что требует соответствующих исследований. 61 Для исследования уплотняемости различных минеральных по- рошков, образующих в последующем смешанное вяжущее, была изготовлена специальная лабораторная установка (пресс-форма), позволяющая прессовать сухой материал. В пресс-форму с внут- ренним диаметром 50 мм засыпали определенное количество (поз- воляет регулировать высоту образца) вяжущего и при изменяющем- ся удельном давлении от 5 до 40 МПа определяли высоту столба прессовки (запрессованного порошка). Масса, объем и истинная плотность уплотняемого вяжущего позволяют рассчитывать его плотность и пористость. Ограничение прессующего давления вели- чиной 40 МПа обусловлено тем, что сверх его пористость материа- ла изменялась уже незначительно при весьма существенных затра- тах; при давлениях же ниже 5 МПа отмечается нестабильность ре- зультатов. Общеизвестно, что соотношение размеров цилиндрического об- разца и его габариты прямо влияют на показатели прочности бетона (цементного камня) на сжатие – с увеличением отношения высоты к диаметру прочностные характеристики падают. Поэтому интерес представляло изучение влияния высоты прессовки (при постоянном диаметре) на степень уплотнения порошка. Полученные результаты для портландцемента приведены на рисунок 1. Рисунок 1. Зависимость пористости уплотненного цемента от высоты образца Как оказалось, пористость порошка практически линейно зави- сит от прессующего давления, что дает предпосылки для получения достаточно простых формул, описывающих процесс уплотнения. 62 Что касается влияния высоты образца на степень уплотнения, то полученные результаты обратны ожидаемым авторами – с умень- шением высоты прессовки при прочих равных условиях пористость уплотненного порошка не увеличивается, а уменьшается. При при- мерном равенстве высоты и диаметра прессовки влияние высоты образца на пористость уплотненного порошка практически нивели- руется. Поэтому последующие опыты производились при навесках минеральных порошков, обеспечивающих равенство диаметра и высоты прессовки. Исследовали степень уплотнения материалов, которые вкупе с портландцементом могут быть использованы для получения сме- шанного вяжущего: молотый гранит, сланцевая зола, микрокремне- зем, кварцевый песок различных фракций (рисунок 2 и 3). В целом, полученные данные подтверждают результаты изуче- ния уплотняемости портландцемента. И пористость, и прирост по- ристости практически прямо пропорционально (за исключением микрокремнезема) зависят от величины прессующего давления. Наибольшую пористость имеет спрессованный микрокремнезем, который, в свою очередь, имеет и наименьшую истинную плотность (2270 кг/м3) из исследуемых порошков (рисунок 2). Такие аномаль- ные (в сравнении с другими порошками) характеристики спрессо- ванного микрокремнезема достаточно просто объясняются его су- щественной удельной поверхностью, превышающей в несколько раз аналогичные свойства иных минеральных порошков. Интересно изменение пористости молотого гранита – она при всех прессую- щих давлениях меньше пористости портландцемента, что выглядит привлекательным при получении смешанного вяжущего «цемент + молотый гранит». Свойства прессовок на основе портландцемента и сланцевой золы близки. Что касается песка, то при малых прессую- щих давлениях (5…10 МПа) пористость прессовок мало отличается от характеристик спрессованного цемента. Однако при повышен- ных давлениях снижение пористости спрессованного песка более интенсивно, чем цемента, причем эффект возрастает с увеличением крупности песка. Это, вероятно, объясняется тем, что при высоких прессующих давлениях происходит процесс дробления зерен песка, он становится многофракционным и пористость падает. Таким образом, для уплотняемых прессованием минеральных порошков степень уплотнения определяется такими основными 63 влияющими факторами, как прессующее давление, свойства по- рошков и их природа, что создает предпосылки для получения ана- литических зависимостей, позволяющих в последующем рассчиты- вать водоцементные отношения. Рисунок 2. Зависимость пористости уплотненного порошка от прессующего давле- ния Рисунок 3. Зависимость уменьшения пористости уплотненного порошка от прес- сующего давления В дальнейшем намечены исследования процессов прессования (с параллельным вакуумированием) различных композиций порош- ков, включая и дисперсное армирование. 64 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.94.041.57 АДАПТАЦИЯ СТБ ЕН В ОБЛАСТИ СТРОИТЕЛЬНОГО МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЯ С НАЦИОНАЛЬНОЙ ТЕРМИНОЛОГИЕЙ ДЗАБИЕВА Л.Б., БАТЯНОВСКИЙ Э.И. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В статье рассматриваются положения гармонизированных с ев- ропейскими стандартами в области вяжущих материалов, которые требуют адаптации к национальным определениям и терминам, применяемым в строительном материаловедении. В частности, возникают такие проблемы в вопросах классифика- ции, характеристики разновидностей вяжущих, применяемых в строительстве. В современных редакциях стандартов [1, 3, 4] по портландцементу, извести, гипсу имеют место разночтения и не- точности, которые снижают уровень четкости и недвусмысленности формулировок, требуемый для статуса государственного стандарта. Рассмотрим с этих позиций формулировки и терминологию, принятую, например, в [1]. Всего классифицируется стандартом по вещественному составу 27 видов цементов, которые сгруппированы в 5 типов и 11 подтипов в зависимости от содержания в цементе клинкера, определяющего его основные свойства, и от вида и количества активных или инертных минеральных добавок, введенных при помоле последнего. 65 Чистый клинкерный цемент (ПЦДО по [5]) относится к первому типу, именуется «портландцемент» и обозначается СЕМI. Здесь все понятно. Проблемы с терминологией начинаются со 2го типа – порт- ландцемента с добавками. Он включает 7 подтипов, каждый из ко- торых имеет собственное название в зависимости от вида введенной при помоле клинкера добавки. В аналогичном Межгосударственном стандарте [2], также гармонизированном с европейским, этот тип именуется «Портландцемент с минеральными добавками», вид ко- торых конкретизируется для каждого из 7 подтипов и, кстати, обо- значается русскими буквами ЦЕМII. В названном выше белорусском стандарте от такого принципа отошли, это привело к появлению в [1] названий, которые вообще неуместны в терминологии строительного материаловедения. Это относится прежде всего к названию 7го подтипа – «Портландцемент известковый», что является грубой терминологической погрешно- стью, поскольку в портландцементе извести быть не должно по сле- дующим соображениям. При получении клинкера в процессе обжи- га сырьевой смеси вся известь СаО, выделяющаяся при разложении карбонатного компонента, должна быть связана в силикаты, алю- минаты и ферриты кальция оксидами, образующимися при разло- жении глинистого компонента. Оставшийся несвязанным СаО бу- дет находиться в виде пережога, поскольку температура в печи (около 1500о С) значительно превышает температуру получения нормально обожженного СаО (около 900о С). Пережог СаО характеризуется замедленным гашением и может вызвать неравномерное изменение объема твердеющего цементного камня и трещинообразование в изделиях в отдаленные сроки твер- дения. На практике в клинкере остается несвязанной извести мень- ше 1% от массы клинкера. Причиной появления названия «порт- ландцемент известковый», очевидно, явилось близкое звучание слов «известь» и «известняк». Последний используется как мине- ральная добавка при помоле клинкера в технологии получения портландцементе 7го подтипа и название его правильно должно зву- чать как «портландцемент с известняком», но не «известковый портландцемент», т.к. последний вариант противоречит целевой функции производства портландцементного клинкера, а значит и портландцемента. 66 Недостаточно согласуется с терминологией строительного мате- риаловедения и название 6го подтипа – «Портландцемент с обож- женным сланцем». Отход, образующийся при сжигании горючих сланцев – слоистых глинистых пород, пропитанных либо чередую- щихся с горючими материалами – принято называть сланцевой зо- лой, как называют топливными золами отходы сжигания угольного топлива. Зола, образующаяся при сжигании пылевидного топлива – зола-унос по химическому составу обычно подразделяется на кис- лую и основную в зависимости от количественного содержания в ней оксидов SiO2 и СаО. В [1] названная классификация зол имену- ется силикатная и известковая. Не соответствует также общепринятой в строительном материа- ловедении классификации пуццоланов на природные и искусствен- ные приведенная в [1] классификация их на природные и природ- ные кальцинированные. Искусственные АДМ, как правило, веще- стве силикатного или алюмосиликатного составе, состояние из ре- акционно способных оксидов SiO2 и Al2O3, массовая доля реакцион- носпособного СаО для утверждения порландцемента в них несуще- ственны. Например в [1] к природным кальцинированным относят термоактивированные глины, хотя последние являются по составу метакаолинитами Al2O3 *2SiO2. Не способствуют четкости классификации цементов одинаковые названия 2го и 9го подтипов – и тот и другой называются шлако- портландцемент, хотя существенно отличаются по количеству шла- ка, вводимого при помоле клинкера, а значит и по свойствам полу- чаемого таким образом цемента. В аналогичном стандарте [2] 2ой подтип называется «портландцемент со шлаком, а 9й - шлакопорт- ландцемент. Та же картина с 4м и 10м подтипом. В [1] оба называ- ются «пуццолановый цемент», а в [2] аналогичные вяжущие – «портландцемент с добавкой пуццоланы» и «пуццолановый це- мент», сохраняя принятые ранее в [5] традиции классификации це- ментов по вещественному составу, когда введение минеральных добавок вплоть до 20% по массе не приводило к изменению назва- ния цемента, а отражалось только в его условном обозначении. И, наконец, в [2] также справедливо отсутствует принятое в [1] количественное ограничение видов цементов цифрой 27, т.к. уже за последние годы в нашей республике налажено и стандартизовано производство цементов с использованием в качестве минеральных 67 добавок кварцевого песка и гранитного отсева, которые уже не находят отражения в стандарте [1]. И это, очевидно, не последние изменения, которые потребуется вносить, поскольку с развитием энергосберегающих технологий производства портландцемента расширяется перечень используемых для этих целей минеральных добавок и снижается доля клинкера, производство которого слиш- ком энергоемко и экологически небезопасно. Устанавливаемые в стандартах термины и определения следует применять во всей другой нормативно-технической документации, технической и учебной литературе, касающейся объекта стандарти- зации, в данном случае, вяжущих материалов. Выполнение этого положения весьма затрудняют терминология и определения, давае- мые в [3]. Так, например, озадачивает, здесь наличие в классифика- ционном перечне видов строительной извести следующих разно- видностей: «Природная гидравлическая известь 2 и 3,5»; «Природ- ная гидравлическая известь 5», условное обозначение которых при- нято NHL2, NHL3,5 и NHL5, а если в них используется минераль- ная добавка, то её присутствие обозначается дополнительной бук- вой Z, например NHL3,5 – Z. Кстати, в терминологии строительного материаловедения прочно укоренился термин «активная (или инертная) минеральная добавка», он используется во многих ТНПА, технической и учебной литературе. В [3] приводится новое для национальной терминологии название – «дополнительный матери- ал», смысл его тот же, но лингвистическая конструкция значитель- но более громоздкая. Цифры в условном обозначении гидравличе- ской извести характеризуют её прочность при сжатии в МПа в воз- расте 28 суток. Неправомерность использование термина «Природная гидравли- ческая известь» вытекает из следующих положений её веществен- ных и технологических особенностей. Ещё в Древнем Риме повы- шали водостойкость воздушной извести путем добавления к ней вулканического пепла, залежи которого находилась близ городка Поццуоли (отсюда название «пуццолана»). Но саму воздушную из- весть наставления для строителей того времени рекомендовали по- лучать обжигом «наибелейших, без пестрины» карбонатных пород – известняка, мрамора и мела. Поскольку залежи пуццоланы нахо- дили далеко не везде, проблема повышения эксплуатационных по- казателей извести во влажных условиях была актуальной долгие 68 годы и в большинстве стран. В России, например, к извести добав- ляли цемянку и молотый кирпич. Наконец, английский инженер – строитель Смитон после много- летних и трудоемких исследований получил водостойкое вяжущее из природного сырья, не добавляя пуццоланы, а используя для об- жига известняки и «рыжие мела» с примесью глины до 15-20%. По- лученную известь, названную гидравлической, он успешно приме- нил при строительстве Эдистонского маяка. Теорию различной во- достойкости известковых вяжущих разработал Луи - Жозеф Вика. Он пояснил, что «раньше отдельно обжигали два материала (из- вестняк и глину), а затем продукты двух обжигов (известь и цемян- ку) смешивали друг с другом. Но в глинистом (мергелистом) из- вестняке природа уже смешала их. Поэтому вместо трех операций (двух обжигов и смешивания) мы обойдемся одной - обжигом». Ос- новный (гидравлический) модуль природного сырья должен нахо- диться в пределах ,9...7,1 32322 OFeOAlSiO CaO m при этом гидравличность извести возрастает с уменьшением названного со- отношения. Такого же соотношения придерживаются, искусственно составляя и обжигая сырьевую смесь. В свете изложенного терминология [3] требует корректировки и уточнения. Известь не может быть природной, в природе её нет, она только может быть получена из природной сырьевой смеси. Так же касается сырьевой характеристики неточность в [4], где говорится о различных фазах дегидратации сульфата, тогда как речь идет о дегидрации двугидрата сульфата. ЛИТЕРАТУРА 1. СТБ ЕН 197-1-2007 Цемент Часть I.Состав, технологические требования и критерии соответствия общих цементов. 2. ГОСТ 31108 – 2003 Межгосударственный стандарт. Цемен- ты общестроительные. Технические условия. 3. СТБ ЕН 459 – 1 – 2007 Известь строительная. Часть I. Опре- деления, требования и критерии соответствия. 4. СТБ ЕН 13279 – 2010 Вяжущие гипсовые и смеси сухие гип- совые. Часть I. Определения и требования. 5. ГОСТ 10178 – 85. Портландцемент и шлакопортландцемент. Технические условия. 69 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.014.001.24(476.7) АДАПТАЦИЯ ПРОЕКТНЫХ РЕШЕНИЙ КРУПНОПАНЕЛЬНЫХ ЖИЛЫХ ДОМОВ В УСЛОВИЯХ ПРИМЕНЕНИЯ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ОБОРУДОВАНИЯ ЗАРУБЕЖНЫХ ПРОИЗВОДИТЕЛЕЙ ДРАГАН В.И., ДРАГАН А.В. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В течении последних лет специалисты проектных институтов и производители сборного железобетона, работающие в области ин- дустриального домостроения, встали перед необходимостью со- вершить качественный скачок в решениях и подходах, применяе- мых при проектировании нового поколения жилых домов и произ- водстве сборных железобетонных изделий для них. Это было вызвано следующими условиями: - назревшей необходимостью приведения проектов массового применения в соответствие с изменившимися архитектурно- планировочными, конструктивными, пожарно-техническими и дру- гими требованиями, а также повысившимися требованиями к тепло- защите зданий и энергосбережению; - поставленной в республике задачи увеличить объемы строи- тельства жилья в рамках принятой программы реконструкции заво- дов КПД. 70 - переходом на применение современных технологий, исполь- зующихся предприятиями по выпуску сборного железобетона за рубежом с привлечением к модернизации ДСК ведущих зарубеж- ных фирм. До недавнего времени, одним из основных условий, которое проектировщики должны были выполнять по требованию заказчи- ка, являлось сохранение существующей технологии производства, и все модернизации и корректировки сводились к изменению начин- ки панелей. Это было вызвано стоимостью бортоснастки, затраты на которую несоизмеримы со стоимостью проектных работ. При замене изношенной бортоснастки, которая в силу этих же причин производилась частями. повторялись профили и решения уровня 25-30 летней давности. Причем в ряде случаев, эти профили разра- батывались еще для однослойных панелей. без учета современных толщин слоев, конструкции анкеров и т. п. Применение зарубежных технологий, тем более самых универ- сальных, не гарантирует само по себе успешного решения тех задач, которые стоят перед нашими предприятиями. Поэтому без серьезного анализа и определения условий, при ко- торых применение этих технологий для решения наших задач в за- данном объеме будет эффективным обойтись нельзя. Надо отметить, что при разработке объемно-планировочных ре- шений главнейшей является решение задачи энергосбережения. Как правило, современные крупнопанельные здания в Германии, Шве- ции, Финляндии имеют простые очертания, минимальный периметр наружных стен, балконы и лоджии выходят за отапливаемый пря- молинейный контур здания. Крепление балконов и лоджий к основ- ным конструкциям здания и перекрытиям обеспечивается примене- нием специальных элементов типа Halfen-Deha, Shock . которые минимизируют мостики холода, а также специальных колонн-стоек. Размеры таких балконов позволяют удобно использовать их для отдыха. Оконные проемы имеют максимальную площадь остекления на фасадах, обращенных к югу. Этажность таких домов, как правило 3- 5 этажей. Во всех домах, выше 2-х этажей предусмотрены лифты. 71 Рисунок 1 Пример застройки крупнопанельных домов в г. Тампере (Финляндия) Упрощенный внешний облик таких зданий успешно компенси- руется высокими качествами отделки, благоустройством и комфор- том проживания. Главным при решении градостроительных задач является не уплотнение существующей застройки, а создание ком- фортной среды проживания, способной привлечь жителей в этот район. Перед изготовителями конструкций за рубежом не ставится за- дачи «осчастливить» потребителя дешевым жильем. Здесь они находятся в равных условиях со всеми остальными участниками строительного рынка. Тем не менее, КПД живет и здравствует. Это вызвано, прежде всего, высокой скоростью строительства и каче- ством продукта по всем параметрам. Заводы сборного железобетона за рубежом – это зачастую не- большие предприятия с ограниченными производственными пло- щадями, работающие в условиях постоянно меняющейся номенкла- туры. Для того, чтобы реализовывать различные проекты, не меняя при этом компоненты оборудования, необходимо, чтобы решения кон- струкций и узлов строго соответствовали ряду определенных тре- бований. В настоящее время ни на строительстве в Германии, ни в Фин- ляндии, ни в Италии уже не встречаются противодождевые гребни, 72 выполненные в металле сложные сдвиговые шпонки, и, за редким исключением, подъемные петли привычного вида из гнутых глад- ких стержней. Непременным атрибутом универсальной технологии являются подъемные устройства многоразового использования, гильзы для пропуска коммуникаций, закладные устройства для монтажных подкосов (фото), широкая номенклатура изделий для скрытой элек- тропроводки (типа «Keiser») - эти компоненты во многом и обеспе- чивают скорость оснащения форм. При этом борта, использующиеся на предприятиях, которые производят изделия КПД имеют максимально упрощенную кон- струкцию. Как правило, это профили 2-х видов: - универсальный прямой профиль с одной или двумя фаска- ми для изготовления изделий всех видов толщиной от 80 мм и более для изготовления изделий всех видов - универсальный профиль с фасками и продольной шпонкой для изготовления плит перекрытий и внутреннего слоя наружных стеновых панелей. Рисунок 1. Панели перекрытия с упрощённым профилем Часто борта изготавливаются таким образом, чтобы на противо- положных сторонах были профили разных типов. Это позволяет 73 использовать один и тот же бортовой элемент для изделий с разным боковым профилем. Из подобных универсальных бортов на поддоне набирается нужный контур изделия. Недостающие участки, неизбежно возни- кающие при этом способе формообразования, заполняются специ- альными плоскими элементами с профилем, соответствующим ос- новному, или пенопластовым элементом, приклеенным к поддону. При отсутствии металлических бортов нужной высоты исполь- зуют водостойкую фанеру. При этом для устройства фасок исполь- зуется специальный рулонный профиль ПВХ, крепящийся к фанере степлером или обычными гвоздями. Следует отметить, что как только появляется изделие или элемент стандартных очертаний и габаритов действительно массового изготовления, фирма предпочи- тает изготовить индивидуальную форму, совместимую с технологи- ей Производители стремятся также максимально увеличивать длину применяемых бортовых элементов, если идет массовое изготовле- ние длинных панелей – например для строительства промышлен- ных зданий. Этим делается для сокращения времени на оснащение поддонов и повышает устойчивость бортов во время укладки бето- на, вибрации, транспортировки и т.д. Таким образом, эффективность производства обеспечивается не только декларированной универсальностью оснастки, но и за счет выполнения целого комплекса мероприятий, включающих разра- ботку соответствующих опалубочных систем, рецептурой применя- емых бетонных смесей, сопутствующей широкой номенклатурой закладных и подъемных устройств, гибких связей, пенополисти- рольных плит, специально предназначенных для применения в кон- струкциях КПД. Без соблюдения этих условий производство перестает быть мо- бильным и не справляется с задачей массового скоростного произ- водства. Следовательно, для создания панельного стенового ограждения, лишенного недостатков предыдущих поколений конструкций и уз- лов, необходимо также следовать этим принципам. К усложняю- щим факторам применения технологий в наших условиях можно отнести отсутствие перечисленной выше фурнитуры, или неприем- лемость ее применении по ценовым условиям. 74 Рисунок 2. Производство стеновой панели нестандартной формы при помощи си- стемы универсальный бортов и циркулирующих поддонов. Рассмотрев все варианты использования предлагаемых техноло- гий, сопоставив задачу массовости производства с необходимостью адаптации привычных решений к особенностям оборудования, а также сопоставив затраты на изготовление бортов, главным услови- ем в переоборудовании существующих заводов является разработка системы профилей и соединений, пригодная для всех видов обору- дования – циркулирующих поддонов, стендов и кассет. Принципы проектирования бортовых систем: - отказ от противодождевых гребней и применение стыка т.н. «плоского» типа с одинаковым нижним профилем для всех панелей; - изготовление цокольных панелей одинаковой с этажными панелями толщины; - использование составных боковых бортов-разделителей, позволяющих изготавливать панели разной высоты – для типового этажа и чердака, а также технического подполья и подвала: - применение плит лоджий без напуска на продольные наружные стены, что не требует изменений их опалубки, - отказ от подрезки по контуру в плитах перекрытия, необхо- димость в которой отсутствует по определению. - узлы и стыковые соединения должны быть запроектирова- ны таким образом, чтобы ни в вертикальных, ни в горизонтальных стыках панелей не происходило снижения термического сопротив- ления. 75 Кроме того, конструкция панелей и узлов должна максимально исключать человеческий фактор, как при изготовлении изделий, так и при их монтаже. Известно, что изделие, при изготовлении которого производи- тель не испытывает трудностей, конструкция которого технологич- на и рациональна, гарантирует надежные эксплуатационные показа- тели. Планировочные решения жилых домов, опалубочные чертежи панелей наружных стен, плит перекрытий и узлов изначально раз- рабатывались для изготовления изделий на стендовых линиях. Учет технологических аспектов изготовления бортов, с учетом возможностей производителя позволяет значительно удешевить контрактную стоимость оборудования. В дальнейшем применение современных технологий позволяет значительно расширить номенклатуру производимых изделий. Универсальность бортов позволяет без проблем выпускать изделия любых форм, для осуществления поставленной объёмно- планировочной задачи при проектировании. Использование готовых подъёмных устройств и закладных дета- лей заметно сокращает время на бортоснастку изделий. Что замет- но ускоряет и упрощает производство крупнопанельных изделий на заводе и соответственно решает задачу выхода на заданную проект- ную мощность. Рисунок 3. Эксперементальная 3-х слойная наружная стеновая панель длиной 12м с термическим сопротивлением 4.5 м2 С/Вт 76 Например удачное переоборудование Мозырского ДСК, позво- лило ему выйти на проектную мощность 70 000 м2 в августе 2009 г, успешно решая задачи по строительству жилых домов нового поко- ления в Мозыре, Гомеле и Гомельской области, Смоленске, Курске. В настоящее время завод может выпускать 85 000 м2 общей площади жилья. При этом расширяется номенклатура блок-секций и выпускае- мой продукции. С помощью универсальной опалубочной системы на имеющемся оборудовании могут выпускаться любые наружные стены, если они толщиной 350 мм и предназначены для зданий с высотой этажа 2.8 м. Так. для системы энергосберегающих индивидуальных домов для Мозырского ДСК запроектирован и в 2012 г изготовлен опыт- ный образец наружной стеновой панели длиной 12,0 м с термиче- ским сопротивлением 4.5 м2 С/Вт. Т. е., оказалось, что вопреки сложившемуся мнению о стендовом производстве, как менее универсальном, запроектированные на ос- нове изложенных принципов линии в наших условиях оказались не только эффективными и мобильными, но и экономичными. 77 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.972 ОБ ОСОБЕННОСТЯХ ПРОЕКТИРОВАНИЯ СОСТАВОВ МОРОЗОСТОЙКИХ БЕТОНОВ С УЧЕТОМ ВНЕДРЕНИЯ ЕВРОПЕЙСКИХ НОРМ КОВШАР С.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В настоящее время Государственная стратегия обеспечения дол- говечности бетона в конструкциях и сооружения претерпевает су- щественное изменение в связи с активным внедрением Евронорм. Кратко данную стратегию можно сформулировать следующим об- разом: обеспечение требуемой долговечности бетона на стадии про- ектирования и изготовления конструкций. Следует отметить, что данная идея не нова, аналогичной точки зрения еще в середине прошлого века придерживались известные исследователи морозо- стойкости бетона академик П.А. Ребиндер и профессор С.В. Шестоперов. Огромный объем проведенных во всем мире научно-исследовательских работ по получению морозостойкого бе- тона, лабораторные и натурные эксперименты, практика строитель- ства и эксплуатации различного рода сооружений свидетельствует том, что проблема получения долговечного бетона достаточно успешно может быть решена известными технологическими прие- мами с высокой надежностью. Вариант такого решения предлагает- ся в европейских нормах, в частности в EN 206 [1] и действующих в 78 настоящее время ТНПА на проектирование и изготовление бетон- ных и железобетонных конструкций [2,3]. Например, согласно [2,3] к технологическим параметрам, обеспечивающим получение бетона заданной морозостойкости относятся: максимально допустимое значение водоцементного отношения, минимально допустимый расход цемента, минимальный класс бетона по прочности на сжа- тие, а также вид и качество крупного заполнителя (табл.1). Поскольку в ТНПА действующих на территории Республики Бе- ларусь отсутствует привязка классов по условиям эксплуатации XF к маркам бетона по морозостойкости, можем воспользоваться дан- ными A.M. Подвального [4,5], который предлагает следующую при- вязку морозостойкости к классам по условиям эксплуатации (табл. 2). Таблица 1. Предельные значения параметров, определяющих долговечность бетона для классов по условиям эксплуатации XF Параметры бетонной смеси Классы бетона по условиям эксплуатации XF1 XF2 XF3 XF4 Максимальное В/Ц 0,60 0,55 0,50 0,45 Минимальный класс по прочности на сжатие С25/30 С25/30 С25/30 С30/37 Минимальный расход цемента, кг/м3 280 300 300 320 Прочие требования Морозостойкий заполнитель Таблица 2. Соотношение между классами по условиям экс- плуатации и морозостойкостью бетона [4,5] Соответствующий классу параметр бетона Классы бетона по условиям эксплуатации XF1 XF2 XF3 XF4 Марка бетона по морозо- стойкости F25-F50 F100-F150 F200-F300 F400- F600 На первый взгляд, данные приведенные в таблице 1 выглядят ло- гично. Однако, если внимательно посмотреть они вызывают неко- торую настороженность. Так ужесточение условий эксплуатации (переход от XF1 к XF3) не влечет за собой и соответствующее по- вышение класса бетона по прочности на сжатие, что было бы вполне логично. Также вызывает сомнение соотношение между 79 максимальным водоцементным отношением и классом бетона по прочности на сжатие. Продемонстрируем это на следующем приме- ре. Имея значение максимально допустимого водоцементного от- ношения по известной формуле Боломея-Скрамтаева [6] легко вы- числить значение средней прочности бетона по зависимости (табл. 3): 5,00 В Ц fАf ц (1) где А- коэффициент, зависящий от качества применяемых мате- риалов; fц – активность цемента, МПа Ц/В – величина обратная водоцементному отношению Таблица 3. Расчетное значение средней прочности бетона и ответствующий класс бетона при коэффициенте вариации 13,5 %. Параметры бетона Классы бетона по условиям эксплуатации XF1 XF2 XF3 XF4 Максимальное В/Ц 0,60 0,55 0,50 0,45 Расчетное значение средней проч- ности бетона, МПа* 35,0 39,5 45,0 51,6 Класс бетона С (при V= 13,5 %) С 20/25 С 25/30 С 30/37 С 32/40 Примечание: При расчете средней прочности бетона активность цемента была принята 50,0 МПа, коэффициент А=0,6. Из данных таблицы 3 следует, что с уменьшение водоцементного отношения класс бетона на сжатие закономерно увеличивается. Согласно выполненным расчетам значение класса бетона по прочности на сжатие совпало с нормируемым значением для класса по условиям эксплуатации XF2. Для остальных классов по услови- ям эксплуатации класс бетона по прочности на сжатие либо ниже нормируемого значения (класс XF1), либо выше нормируемого зна- чения (классы XF3 и XF4). Аналогичные результаты были получены автором при расчете класса бетона по прочности на сжатие при использовании модели для оценки морозостойкости тяжелого бетона [7]. Для оценки моро- зостойкости тяжелых бетонов была предложена расчетная модель, которая включает такой параметр, как прочность бетона f0 к момен- ту воздействия замораживания и оттаивания. Преобразовав её соот- 80 ветствующим образом, получили зависимость определения средней прочности бетона: ACвпг 0 0 max б 0 3 ) 100 1( α α 2 kkk W kF f D , МПа (2) где Fб – морозостойкость бетона, циклы; kD - коэффициент, учитывающий влияние структуры цемент- ного камня на скорость разрушения при циклических воз- действиях; 0 max α α - отношение максимально возможной степени гидра- тации цемента к фактическому значению; W0 – водопоглощение бетона по объему, %; kпг – коэффициент, учитывающий влияние загрязненности заполнителей; kв – коэффициент, учитывающий влияние воздухововлекаю- щих или газообразующих добавок; kC3A – коэффициент, учитывающий влияние минералогиче- ского состава цемента. Если принять, что: ACвпг 0 0 max 3 ) 100 1( α α kkk W А , (3) где А- структурный параметр, то тогда средняя прочность бетона на сжатие можно определить как: A k F А kF f DD б б 0 2 1 2 , МПа. (4) Из (4) следует, что средняя прочность бетона определяет долго- вечность материала Fб в принятых условиях эксплуатации kD и зави- сит от структурных характеристик материала А. По зависимости (4) можно рассчитать минимальное значение средней прочности бето- на, которая обеспечивает требуемую морозостойкость. По значению же средней прочности, задаваясь значением коэффициента вариа- ции, можно перейти к классу бетона по прочности на сжатие. 81 Используя данные таблиц 1 и 2, по зависимости (4), было опре- делено значение средней прочности бетона (табл. 4) Таблица 4. Расчетные значения средней прочности и класса бетона для различных классов по условиям эксплуатации Класс бетона по условиям эксплуа-тации Класс бетона по прочности на сжатие Значение величин в (4) f0min, МПа f0max, МПа Сmin Сmax nmin nmax kD A XF1 25 50 0,68 1,27 7,1 14,3 В7,5 C8/10 XF2 100 150 0,37 1,21 15,3 23,0 C8/10 C12/15 XF3 200 300 0,27 1,14 23,5 35,3 C12/15 C20/25 XF4 400 600 0,24 1,09 43,6 65,4 C25/30 C40/50 Анализ данных таблицы 4 и сравнение рассчитанных значений средней прочности бетона (класса бетона) с нормируемыми значе- ниями, принятыми в ТНПА показывает, что и в данном случае рас- четные данные не вполне соответствуют принятым в ТНПА значе- ния. Так для классов по условиям эксплуатации XF1 и XF2 имеет место значительное расхождение расчетных и нормированных зна- чений, меньше для XF3 и практически полное совпадение для XF4. Если руководствоваться значениями классов бетона по прочности на сжатие полученных расчетом (табл. 4), то для классов по услови- ям эксплуатации XF1-XF3 возможна существенная экономия це- мента без опасности снижения долговечности бетонных и железо- бетонных конструкций. Выполненные двумя способами теоретические расчеты требуе- мой прочности бетона для обеспечения его долговечности свиде- тельствуют о том, что принятые в настоящее время положения в ТНПА по обеспечению требуемой долговечности бетона при замо- раживании и оттаивании требуют корректировки. ЛИТЕРАТУРА 1. Бетон. Часть 1. Технические требования, эксплуатационные характеристики, производство и соответствие требованиям: NF EN 206-1-2004 – Введ. 01.04.2004 – 95 с. 2. Бетонные и железобетонные конструкции. Нормы проекти- рования: СНБ 5.03.01-02 – Введ. 01.07.2003- Минск: Министерство строительства и архитектуры Республики Беларусь, 2002 – 144 с. 82 3. Бетоны конструкционные. Технические условия: СТБ 1544- 2005 – Введ. 01.07.2005 – Минск: Министерство архитектуры и строительства РБ, 2005 – 20 с. 4. Подвальный A.M. Об оценке результатов коррозионных испытаний и марках бетона по морозостойкости/ А.М. Подваль- ный// Бетон и железобетон, 2002. - № 5. - С. 27-29. 5. Подвальный A.M. О концепции обеспечения морозостойко- сти бетона в конструкциях зданий и сооружений/ А.М. Подваль- ный//Строительные материалы, 2004. - №6. – С. 4-6. 6. Френкель И.М. О расчете прочности бетона по формулам / И.М. Френкель // Бетон и железобетон. – 1974. - № 9. – С. 8-9 7. Ковшар С.Н. Система прогнозирования морозостойкости цементного камня и тяжелого бетона/ С.Н.Ковшар, М.С.Бибик, В.В.Бабицкий//Строительная наука и техника, 2009. - № 6(27). – С. 29-33. 83 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.12 ПРОБЛЕМА В ОБЛАСТИ ТЕХНОЛОГИЧЕСКОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ МЕХАНИЗИРОВАННЫХ РАБОТ КОЛЕДА Е.А., САФОНЧИК Д.И. Гродненский государственный университет им. Я.Купалы Гродно, Беларусь В настоящее время в условиях глобализации рынка продукции и услуг качество стало основной составляющей конкурентоспособно- сти любой строительной организации. Нормативное обеспечение строительной отрасли в Республике Беларусь до сих пор во многих вопросах регламентируется стандартами СССР. При этом многие действующие стандарты уже не соответствуют реальным требова- ниям. Кроме того, для интеграции с общеевропейской экономикой некоторые страны принимают наиболее прогрессивные и совер- шенные стандарты Германии (DIN-EN) в качестве национальных строительных норм. В Беларуси также выполняется гармонизация национальных стандартов с европейскими нормами, целью которой является возможность иностранным инвесторам работать в Белару- си без ограничений. Переход на стандарты, гармонизированные с евронормами, в РБ должен был быть осуществлен до 1 января 2010 г, но не выполнен до настоящего времени. Хотя работа в этом направлении уже про- делана немалая. В строительном комплексе Беларуси утверждено свыше 220 европейских стандартов на строительные материалы и 84 изделия, методы их испытаний. Но остается еще очень много направлений в строительстве, по которым необходимо интенсифи- цировать начатую работу. Исходя из выше сказанного, проблема актуализации действую- щей нормативной литературы является очень важной для нашей страны, особенно в области строительного производства. Технические нормативные правовые акты (ТНПА) должны осно- вываться на современных достижениях науки, техники и техноло- гии, отечественном и зарубежном опыте проектирования и строи- тельства, обеспечивать максимальную гармонизацию с требования- ми стандартов Международной организации по стандартизации (ИСО) и Европейского комитета по стандартизации (СЕН) и содер- жать технически и экономически обоснованные требования, обес- печивающие решение конкретных задач строительной деятельно- сти. Технический прогресс не стоит на месте, появляются новые ма- шины и механизмы, расширяется область их применения, однако нормативная база не достаточно усовершенствована для новейших технологий. Из-за нехватки данных приходится обращаться к нор- мам, которые были изданы в СССР. В СССР действовало большое количество нормативных доку- ментов и их разновидностей. Строительство регламентировалось и еще продолжает регламентировать СНиП, ГОСТ, СН, РСН, различ- ные инструкции, указания, положения. К примеру, ГОСТ 4.200-78 «Система показателей качества продукции. Строительство. Основ- ные положения» действует с 01.07.1979; ГОСТ 4.228-83 «Система показателей качества продукции. Строительство. Материалы клея- щие полимерные. Номенклатура показателей» действует с 01.01.1984. Кроме того, в действующей системе строительные нор- мы и ГОСТ даже одного технического направления находятся в разных группах, разрабатывались и совершенствовались различны- ми институтами и порой плохо увязываются, а то и противоречат друг другу. Некоторые трудности возникают при определении затрат труда на проектируемые строительно-монтажные, отделочные и специ- альные работы. В области нормирования затрат труда в последнее время наблюдается прогресс. Если ранее на территории Республики Беларусь основным документов, который определяет нормы време- 85 ни выполнения работ, являлся ЕНиР (Единые нормы и расценки), то сейчас на смену ему разработан НЗТ (Нормы затрат труда). Однако и тут достаточно много проблем, основными из которых является то, что полная разработка НЗТ к настоящему времени еще не за- вершена. Следовательно, в ряде случаев при разработке технологи- ческой документации (ППР, ПОР) невозможно определить нормо- затраты труда. В частности, для проектирования механизированной разработки грунтов приходится по-прежнему использовать ЕНиР. Создание новых или переработка действующих норм – это весь- ма сложная и кропотливая работа. И этой сложностью можно оправдать ситуацию, сложившуюся на данный момент в области технологического проектирования. Известно, что для разработки норм труда необходимо: - выполнить подготовительные и организационно- методические работы, в ходе которых определяются цели и задачи разработки норм, уточняются виды норм, составляется техническое задание; - провести работы по изучению затрат рабочего времени на рабочих местах; - выполнить обработку собранных материалов, то есть осу- ществить анализ и обобщение результатов изучения затрат рабочего времени, определить основные факторы, влияющие на величину затрат труда; вывести эмпирические формулы зависимостей между значениями влияющих факторов и величинами затрат труда; - осуществить проверку нормативных материалов в производ- ственных условиях; - выполнить подготовку окончательной редакции норматив- ных материалов. После проведения указанных выше мероприятий, выполняется замена и пересмотр единых и типовых норм. Проверка действую- щих в строительстве норм труда осуществляется комиссиями. По результатам проверки по каждой норме принимается решение: утверждать или не утверждать. Указанные работы выполняют по всем видам строительных про- цессов с целью осуществления планомерной работы по снижению трудовых затрат, обеспечению прогрессивности действующих норм. 86 В настоящее время темпы появления новой техники и строи- тельной продукции значительно опережают темпы разработки нор- мативной документации. Строительство достаточно динамично развивающаяся отрасль. За последние годы появилось много новых строительных материа- лов, изделий, конструкций. Для эффективного использования этих инноваций необходимо чтобы и строительное производство не сто- яло на месте, а шагало в ногу с прогрессом. Решение этой проблемы возможно при создании новых методов производства работ, а также современной высокоточной и высокопроизводительной техники. Однако появление нового всегда связано с тем, что необходимо что- то переделывать или разрабатывать заново. Это оказалось справед- ливым и при технологическом проектировании в строительстве. Например, НЗТ, который введен вместо действующего ранее ЕНиР (единые нормы и расценки), не позволяет в ряде случаев определить нужные значения при проектировании экскаваторных забоев. Прежде всего, потому, что НЗТ находится в стадии разработки, а в части нормирования механизированных земляных работ и вовсе отсутствует. Использование же советского норматива ЕНиР невоз- можно в некоторых случаях для современной строительной техни- ки. Основным параметром технического нормирования является производительность, которая для современных машин выше, чем для устаревших, т.к. современные технологии в машиностроении позволяют уменьшить время рабочего цикла экскаватора за счет увеличения скорости движения рабочих органов. Производитель- ность и время цикла находятся в обратно пропорциональной зави- симости между собой по формуле: где q – вместимость ковша, м3; kн - коэффициент наполнения ковша; kр - коэффициент разрыхления грунта. Так, например, если определять производительность в соответ- ствии с ЕНиР для разработки грунта в котлованах одноковшовыми экскаваторами, оборудованными обратной лопатой, то можно лишь определить норму времени для экскаватора, емкость ковша которо- 87 го не более 1,6 м3. В современном строительстве возможно исполь- зование экскаваторов с большей емкостью ковша. Следовательно, нельзя нормировать работу техники с большей производительностью по нормативам, которые были разработаны для работы сравнительно низкой производительной техники. Кроме того, что ЕНиР не всегда позволяет определять нормы времени для современных строительных машин, существуют про- блемы и при проектировании экскаваторных забоев. Размеры и форма забоя зависят от типа рабочего оборудования экскаватора, назначения земляного сооружения и принятой схемы разработки грунта. При расчете ширины проходки одноковшового экскаватора необходимо знать величину передвижки машины (lп). Так как это значение напрямую зависит от минимального и максимального ра- диусов резания. Минимальный радиус резания в характеристиках одноковшовых экскаваторов не приводится, поэтому в расчетах lп принимается как ориентировочное значение. Однако величина пе- редвижки оказывает существенное влияние на ширину проходки. Для наглядности рассмотрим пример определения ширины про- ходки (B) с постоянным радиусом резания (R), но различными ве- личинами передвижки (рисунок 1) [2,4]: Рисунок 1. Схемы к определению ширины проходки 88 Исходя из рассмотренного примера можно сделать следующий вывод: чем больше величина передвижки при одном и том же ради- усе резания, тем меньше ширина проходки. Так же, следует отметить, что размеры и форма забоя зависят от типа рабочего оборудования экскаватора, назначения земляного сооружения и принятой схемы разработки грунта и при расчете ши- рины проходки одноковшового экскаватора необходимо знать ве- личину передвижки машины (lп), т.к. они между собой тесно взаи- мосвязаны. Для следующего расчета были использованы интернет ресурсы [1] представленные на рисунке 2. Рисунок 2. Рабочие параметры экскаватора Hyundai 200w-7 При глубине копания h1=1м максимальный радиус резания со- ставит R1мах=9,4 м (рисунок 2), минимальный радиус резания R1min=2 м. 89 При h2=4м – максимальный радиус резания R2мах=7,7 м, мини- мальный радиус резания R2min=2 м. Величина передвижки составит: Следовательно, максимальные рабочие параметры зависят от глубины копания грунта. Таким образом, для определения расчетных параметров одно- ковшовых экскаваторов необходимы более полные технические ха- рактеристики машин с возможностью их определения в зависимо- сти от заданных условий производства. Возможно, это будет пред- ставлено в виде графиков и таблиц сведенных в единый каталог землеройных строительных машин и механизмов. Помимо того что существуют проблемы при нормировании тру- да современными экскаваторами есть необходимость в пересмотре действующей документации в области выполнения монтажных ра- бот. В настоящее время нормирование монтажных работ выполняется в соответствии с ТКП 45-1.03-63-2007. Однако при работе с данным документом, для подбора монтажных кранов, могут возникать не- которые трудности. Детальный анализ этого норматива выявил следующие погреш- ности: 1. несущественные – неправильная индексация и обозначение на схемах и т.п.; 2. существенные – ошибки в приведенных формулах. Более подробно рассмотрим несущественные погрешности: - высота верхнего блока стрелы стрелового самоходного кра- на над уровнем его установки в подпункте 5.6. обозначается Н. В то время как в подпункте 5.6.12 данный размер выражен символом Нп.. Кроме того, данная величина не обозначена на рисунке 5.9; - необходимая минимальная высота подъема грузового крю- ка в формуле (10) приведена как HК, а на чертеже 5.8 обозначена размером Н. А также вылет стрелы башенного крана используется в формуле (8), как Lстр, а на схеме 5.8 обозначено размером L; 90 - на рисунке 5.8 изображен башенный кран с наклонной стрелой, однако не приведен расчет, который бы обеспечивал без- опасное расположение крана с учетом уклонов стрелы, хоть и обо- значены величины необходимые для данного расчета; - в подпункте 5.6.10 в формуле (11) указаны величины ∆ (от- клонение груза от вертикали под действием центробежной силы, возникающей при вращении стрелы крана), и ∆* (показатель, учи- тывающий отклонения башни крана от вертикального положения из-за ее податливости и допускаемого уклона пути). Однако в дан- ном документе не разъяснено, каким образом выполняется расчет этих величин; - величина c– минимально допустимый зазор между стрелой крана и смонтированными конструкциями здания или монтируе- мым элементом. c = 0,5 м и определятся как кратчайшее расстояние между осью стрелы и краем конструкции, следовательно, это пер- пендикуляр между ними; величина е – половина толщины стрелы на уровне вероятного ее соприкосновения с ранее смонтированны- ми конструкциями или поднимаемым элементом. Исходя из данно- го определения, величина е так же должна рассматриваться по пер- пендикуляру к оси стрелы стрелового крана. Однако в техническом кодексе установившейся практики ТКП 45-1.03-63-2007 (02250) эти две величины рассматриваются, как горизонтальное расстояние между осью стрелы и конструкцией и расположено не на кратчай- шем расстоянии между ними, что не соответствует определению (рисунок 5.9). Далее рассмотрим более существенные ошибки: - формула (подпункт 5.6.11) выведена только для случая, ко- гда смонтированная конструкция более приближена к стреле крана, чем монтируемый элемент (рисунок 3). 91 Рисунок 3. Схема к определению вылета крюка в случае, когда монтируемый эле- мент находится ближе к стреле крана, чем монтируемый элемент Покажем это на примере. Необходимый вылет стрелы стрелово- го крана: , (1) где lш- расстояние от оси стрелового крана до шарнира; lп - расстояние от шарнира до края смонтированной кон- струкции; b – половина ширины смонтированной конструкции. Исходя из подобия треугольников соотношение длин сторон следующее: , (2) Выразим из уравнения (2) величину (ln+b): , (3) Обобщенная формула для нахождения необходимого вылета крюка стрелового крана имеет вид: (4) 92 Величины, входящие в формулы 2-4, расшифрованы в подпункте 5.6.11 [3]. Однако, если опасная ситуация возникает из-за монтируемого элемента (рисунок 4). Аналогично найдем необходимый вылет стрелы стрелового кра- на: (5) где b’ – половина ширины монтируемой конструкции. (6) (7) (8) Рисунок 4 – Схема к определению вылета крюка в случае, когда монтируемый элемент находится ближе к стреле крана, чем смонтированный элемент В конечном итоге формулы для определения величины вылета крюка стрелового крана различны для ситуаций рассмотренных выше. - Формула (подпункт 5.7.3) выведена неверно. В ТКП 45-1.03- 63-2007 формула имеет вид: , (9) 93 где , поэтому равенство должно иметь вид: , (10) Т.е. в промежуточной формуле не хватает параметра смt . - По ТКП 45-1.03-63-2007 необходимое количество кранов mк, шт из условия монтажа различных сборных элементов на данной захватке, определяется по формуле: . (11) Однако: , (12) поэтому необходимое количество кранов mк должно рассчиты- ваться по формуле: . (13) Т.е. в конечной формуле параметр iq должен находиться в знаме- нателе. Т.о. установлено наличие ошибок и неточностей в ТКП 45-1.03- 63-2007. Результаты, отраженные в статье, помогут при выполнении технического редактирования указанного нормативного документа, а следовательно облегчат задачу выбора монтажного крана при проектировании. Исходя из выше сказанного, можно сделать выводы о том, что в Республике Беларусь требуется пересмотреть целый ряд норматив- ных документов, регламентирующих строительное производство и определяющих нормы затрат труда. Для повышения качества и кон- курентоспособности, снижения энерго- и ресурсоемкости строи- тельных материалов, изделий и конструкций, производимых пред- приятиями, и выведения их на уровень лучших отечественных и зарубежных аналогов необходимо создание новой или переработка действующих ТНПА. Нормативные документы должны быть гар- монизированы с европейскими стандартами. 94 ЛИТЕРАТУРА 1. Интернет сайт ООО «Колесо Новосибирск» [Электронный ресурс] / Гусеничные экскаваторы (TEREX) ТС210. – Режим досту- па: http://www.koleso-nsk.com/arenda/ekskavatory.php–Дата доступа: 09.04.2013 2. Машины для земляных работ/ Под ред. Ю.А. Ветрова и др.- К.:Вища шк., 1981.-384с. 3. ТКП 45-1.03-63-2007 (02250). Монтаж зданий. Правила ме- ханизации. – Минск, 2007 4. Технология строительных процессов. В 2ч. Ч.1: Учебник/ В.И. Теличенко, О.М. Терентьев, А.А.Лапидус.-4-е изд., стер.-М.: Высш. Шк., 2008.-391 с.: ил. 95 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 621.311 ДЕКОРАТИВНЫЕ ОБЛИЦОВОЧНЫЕ МАТЕРИАЛЫ ИЗ МОДИФИЦИРОВАННОГО МЕЛКОЗЕРНИСТОГО БЕТОНА КРАСУЛИНА Л.В., ПОТАПОВА И.Л. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь При выполнении строительно-монтажных работ значительный объем занимают отделка и облицовка наружных и внутренних стен зданий. Лучшим облицовочным материалом являются плиты из твердых горных пород – гранита, сиенита, кварцита, габбро, плот- ных известняков, доломитов, вулканических туфов и др. В Респуб- лики Беларусь природные облицовочные материалы являются де- фицитными, имеют высокую стоимость и, несмотря на высокую декоративную выразительность и долговечность, по стоимости не могут конкурировать с искусственными каменными материалами, в частности с облицовочными на основе портландцемента. Эти ис- кусственно приготовленные изделия представляют собой имитацию плит из естественного камня и могут применяться как для облицов- ки внутри помещений, так и для облицовки фасадов. К наиболее перспективным отделочным материалам относятся композиционные материалы на основе мелкозернистых бетонов. Из цементно-песчаных бетонов можно получать долговечные и недо- рогие декоративные облицовочные изделия. Основными компонен- тами, из которых изготавливаются декоративные облицовочные 96 плиты, являются вяжущие вещества (белый или обычный порт- ландцемент), кварцевый песок, вода, а также пигменты и добавки, позволяющие улучшить декоративные и физико-механические по- казатели изделий. Декоративные плиты – это двухслойное изделие, состоящее из декоративного лицевого и подстилающего слоя. Для того, чтобы бетон мог заменить природный камень не только как конструктив- ный, но как отделочный и облицовочный материал, необходимо стремиться к его цветовому разнообразию. Цвет цементного теста определяется окраской самих зерен вяжущего, претерпевающей лишь некоторое изменение вследствие явлений гидратации выде- ления свободной гидрооксида кальция Са(ОН)2 и образования на поверхности цементных зерен пленки гидратных продуктов. Создавать цвет и фактуру искусственного декоративного камня можно и с помощью заполнителей, если они нанесены путем при- сыпки на дно формы при их формовании "лицом вниз". В декора- тивном бетоне крупные частицы каменной или другой крошки ак- тивно участвуют в цветообразовании, если содержание заполнителя достаточно велико и лицевая поверхность тем или иным способом обнажена от затеков цементного теста. В этих условиях даже при использовании ахроматических цементов белого или серого возможно достижение достаточно интенсивной окраски поверхно- сти. Материалы, могущие служить крупным и мелким заполните- лем в декоративном бетоне можно объединить в две основные группы: первая заполнители из естественных каменных пород, вторая искусственные камневидные материалы. Наиболее декоративным из искусственных заполнителей отде- лочного бетона является бой оконного и цветного стекла, сочетаю- щий интенсивную и разнообразную окраску с искрящимся блеском частиц. Такой дробленый бой стекла с крупностью фракций от 1,2 до 5 мм целесообразно использовать в составе декоративных бето- нов на цветных цементах [5]. Используются и более крупные фрак- ции дробленного стекла, так называемый эрклез. Эрклез получается из отходов производства светотехнического стекла, пуговичных заготовок, посуды и др. Подстилающим слоем служит мелкозерни- стый бетон. 97 К наружным отделочным материалам предъявляются дополни- тельные требования по прочности, морозостойкости, цветовой од- нородности, так как в результате внешних воздействий (знакопере- менной температуры, влажности, ультрафиолетовых лучей) проис- ходят изменения их физико-механических и декоративных свойств. Важную роль при этом играет влага. В изделиях содержится значи- тельное количество влаги в момент их производства (технологиче- ская влажность). За счет сил капиллярного подсоса изделия могут поглощать влагу из кладочного раствора. Влага попадает в наруж- ные облицовочные изделия при выпадении атмосферных осадков и т.п. Миграция влаги в материале приводит к переносу растворимых и малорастворимых веществ (гидрооксида кальция, красителей и др.), что вызывает ухудшение декоративных свойств и структуры материала. Влияние влаги особенно усиливается при одновременном воз- действии на материал влаги и знакопеременной температуры. В этом случае величина развивающихся в материале напряжений бу- дет определяться различием в коэффициентах температурного рас- ширения льда и скелета материала и изменением объема воды при переходе ее в лед. Когда напряжения достигают критических вели- чин, материал разрушается. Прослеживается зависимость морозостойкости от параметров и распределения по размерам замкнутых пор. Увеличение объема крупных открытых пор и уменьшение мелких снижает морозостой- кость. И, наоборот, снижение содержания количества крупных пор и увеличение количества мелких способствует повышению морозо- стойкости бетона. Наилучшие показатели морозостойкости бетона получены при создании в его структуре мелких замкнутых равно- мерно распределенных воздушных пор при одновременном повы- шении плотности цементного камня. Перенос во влажном материале солей щелочных металлов, а также образующегося при гидратации цемента гидрооксида каль- ция, переходящего с течением времени в устойчивую форму – кар- бонат кальция, являются причинами выцветов на лицевой поверх- ности бетонных изделий. Процесс выделения гидрооксида кальция и других растворимых окислов – диффузный. Следовательно, вся- кий фактор, способствующий уплотнению цементного раствора, будет снижать возможность образования высолов. Для этого следу- 98 ет выбирать технологии, способствующие получению плотного бе- тонного камня с гладкой поверхностью и снижению фактического водоцементного отношения. В настоящее время в промышленности строительных материалов чаще всего изделия из мелкозернистого бетона изготавливают из особо жестких смесей методами интенсивного уплотнения (вибро- прессование, роликовое формование, пресс-прокат) и из малопо- движных смесей на стандартных виброплощадках без пригруза ли- бо с пригрузом. Одним из перспективных направлений изготовле- ния изделий из песчаного бетона является технология фильтраци- онного прессования, которая предполагает приготовление пластич- ного цементного теста и последующее его формование под давле- нием с одновременным удалением из смеси избытка воды затворе- ния через фильтрующие элементы. Р.Ф.Руновой [4] установлено явление образования прочного во- достойкого камня при прессовании (величина прикладываемого давления 50…100 МПа) дисперсных гидросиликатов кальция не- стабильной структуры, затворенных водой, за счет формирования контактно конденсационной связи между макрочастицами, без из- менения химического состава и агрегатного состояния вещества. В работах [1-3] установлен факт интенсификации твердения бетона, отпрессованного под давлением, повышение его плотности, водо- непроницаемости, морозостойкости. Интенсификация гидратации цемента в бетонах, твердеющих под давлением возможна за счет повышения проникающей способ- ности молекул воды (диффузии), находящихся под действием гид- ростатического давления, и увеличения тем самым поверхностей взаимодействия цемента с водой, а также за счет снижения внут- ренних структурных связей в большей части объема пленок, обво- лакивающих зерна вяжущего. Увеличение поверхностей взаимодействия способствует росту количества новообразований, а это повышает уровень насыщения растворной составляющей (жидкой фазы) продуктами гидратации. Технология изготовления изделий методом фильтрационного прессования позволяет применять исходную бетонную смесь с во- доцементным отношением (В/Ц) 0,4…0,6, обеспечивающим необ- ходимую удобоукладываемость. В процессе прессования за счет 99 отжатия лишней жидкой фазы водоцементное отношение снижается до 0,2…0,3. Процесс отжатия избыточной влаги цементного теста при В/Ц ≥Кн.г. вначале лимитируется сопротивлением фильтрации. Измене- ние давления на первом этапе влияет только на скорость фильтра- ции, и мало на количество отжатой влаги, т.е. существует такое значение В/Ц, снижение до которого происходит почти независимо от величины давления прессования. Это объясняется тем, что в начале прослойки жидкости между частицами велики, и их сближе- ние происходит практически без существенной работы и изменения свободной энергии системы. Далее, начиная с некоторого расстоя- ния между частицами а=2h (где h толщина оболочек вокруг ча- стицы), необходимо учитывать силу молекулярного взаимодействия дисперсной фазы и дисперсионной среды. Величина а=2h по Б.В.Дерягину составляет 10 8 … 10 9 м. На втором этапе прессования большое значение имеет трение между твердыми частицами цементной пасты и их нелинейная де- формация. В результате этого внутреннее сопротивление внешнему давлению возрастает, и фильтрация воды уменьшается. Роль давления не ограничивается только отжатием жидкой фазы, под влиянием давления проявляются процессы, обеспечивающие дополнительный прирост прочности за счет формирования более качественной однородной структуры в твердеющем бетоне. Филь- трпрессование обеспечивает уменьшение как общего объема пор, так и изменение их качественного состава. Фильтрпрессование поз- воляет получать бетон максимальной плотности, повышенной мо- розостойкости и водонепроницаемости независимо от начального В/Ц. Важно отметить, что перенос во влажном материале солей ще- лочных металлов, а также образующегося при гидратации цемента гидрооксида кальция, переходящего с течением времени в устойчи- вую форму карбонат кальция, являются причинами выцветов на лицевой поверхности бетонных изделий. Процесс выделения гидро- оксида кальция и других растворимых окислов диффузионный. Следовательно, всякий фактор, способствующий уплотнению це- ментного раствора, будет снижать возможность образования высо- лов. 100 Теоретические основы фильтрпрессования, заложены и глубоко рассмотрены в работах Ахвердова И.Н., Блещика Н.П. и других ав- торов. Основываясь на этих работах и были заложены теоретиче- ские основы фильтрпрессования декоративных модифицированных мелкозернистых бетонов. Фильтрпрессовый мелкозернистый бетон от обычного отличается лишь повышенной плотностью. Прочность фильтрпрессового бетона обуславливается такими же физическими причинами, что и прочность обычного бетона. отличается от начального (в 3 - 6 раз). Изучение прочности цементно-песчаного раствора в раннем воз- расте показало, что интенсивное ее нарастание начинается не сразу после формования, а спустя некоторое время, что затрудняет распа- лубку отпрессованных изделий и сокращает оборот дорогостоящих форм. Интенсификация твердения и повышение прочности и долго- вечности бетона возможна за счет введения в его состав различных добавок. Наиболее эффективными добавками являются электроли- ты и поверхностно-активные гидрофобизирующие вещества. Важное свойство, получаемое при введении доба- вок электролитов повышение непроницаемости цементного кам- ня в результате смещения кривой распределения пор по размерам в сторону микропор и пор геля. Кроме этого процесса, обусловленно- го более интенсивно протекающими процессами гидратации цемен- та, при введении добавок, содержащих сульфат , хлорид или нит- рат ионы наблюдается микроармирование структуры камня иголь- чатыми кристаллами двойных солей гидратов, таких, как гидро- сульфо , гидрохлор или гидронитроалюминатов кальция. При та- ком микроармировании, приводящем к формированию первичного структурного каркаса, с его последующим обрастанием высокодис- персными гидросиликатами кальция, увеличивается прочность це- ментного камня и повышается его непроницаемость. Преобладание в бетонах с добавками микропористой структуры и наличие электролита в поровом пространстве снижает количество льда, образующегося при замораживании материала. В присутствии этих добавок формируется стабильная морозостойкая структура порового пространства бетона с преобладанием микропор и пор ге- ля, уменьшается количество льда при замораживании и увеличива- ется прочность 101 В настоящей работе удельное давление прессования изменяли от 5 МПа до 20 МПа, водоцементное отношение прессуемого материа- ла – от 0,40 до 0,60. Анализ полученных данных показал, что изме- нение давления не влияет на значение остаточного водоцементного отношения, которое колеблется от 0,25 до 0,30 независимо от вели- чины давления прессования и начального водоцементного отноше- ния. Соотношения между количеством цемента и песка в формо- вочной смеси также не сказывалось на значении остаточного во- доцементного отношения. Изучение прочности цементно-песчаного раствора в раннем воз- расте показало, что интенсивное ее нарастание начинается не сразу после формования, а спустя некоторое время, что затрудняет распа- лубку отпрессованных изделий и сокращает оборот дорогостоящих форм. Интенсификация твердения и повышение прочности и долго- вечности бетона возможна за счет введения в его состав различных добавок. Наиболее эффективными добавками являются электроли- ты и поверхностно-активные гидрофобизирующие вещества. Введение в составы цементно-песчаного бетона пяти-десяти процентной эмульсии гидрофобизирующей кремнийорганической жидкости 136-41 (ГКЖ-94) в количестве 0,5 % от массы цемента не влияет на характер изменения значений предела прочности при сжатии образцов, но при этом наблюдается увеличение водостойко- сти образцов всех составов . В качестве добавок-электролитов применялись: сернокислое же- лезо (FeSO4), хлорное железо (FeCl3), сернокислый натрий (Na2SO4), хлористый кальций (CaCl2), азотнокислый кальций (нитрат кальция) Ca(NO3)2. Влияние добавок оценивали по результатам сравнитель- ных испытаний образцов на прочность при сжатии. Введение в цементно-песчаную смесь сернокислого натрия, сер- нокислого и хлорного железа на 20…30 % повышает прочность об- разцов в суточном возрасте, но снижает ее на 7…25 % в 28- суточном возрасте по сравнению с этими же характеристиками це- ментно-песчаного раствора. Интенсификация нарастания прочности и увеличение на 5…15 % значений прочностных характеристик образцов в 28-суточном воз- расте было достигнуто с помощью нитрата кальция, хлористого кальция и жидкого стекла. 102 Для получения изделий повышенной прочности и долговечности целесообразно применять комплексные добавки, в состав которых входят гидрофобизирующие поверхностно-активные вещества. В строительной практике лучше всего зарекомендовала себя в каче- стве такого вещества гидрофобизирующая кремнийорганическая жидкость 136-41 (ГКЖ-94), которая не растворяется в воде, но сме- шивается во всех отношениях с органическими растворителями, не обладает коррозирующим действием и обычно применяется в виде 10…50 % -ной эмульсии. В целях повышения водостойкости мате- риала использовали 10 %-ную эмульсию гидрофобизирующей кремнийорганической жидкости 136-41 (ГКЖ-94). Результаты проведенных исследований показали, что примене- ние комплексных добавок, состоящих из гидрофобизирующей кремнийорганической жидкости 136-41 (ГКЖ-94) и хлористого кальция, нитрата кальция или жидкого стекла, интенсифицируют процесс твердения, повышает прочность, водостойкость и морозо- стойкость прессованных цементно-песчаных образцов. Таким образом установлено, что технология фильтрационного прессования при удельном давлении прессования 10 МПа позволяет получить из мелкозернистого бетона состава Ц : П = 1 : 2 плотные, водостойкие (Кр 0,8) образцы с пределом прочности при сжатии более 30 МПа. Введение в исходную смесь комплексной добавки, состоящей из хлористого кальция или азотнокислого кальция и гид- рофобизирующей кремнийорганической жидкости 136-41 (ГКЖ- 94), позволяет увеличить водостойкость (Кр ~1) и предел прочности при сжатии (32…36 МПа) (предел прочности при сжатии после 100 циклов замораживания и оттаивания практически не уменьшается). ЛИТЕРАТУРА 1. Дударь И.Н. Твердение цементного камня под давлением. – Цемент. 1989. № 7 с. 10 2. Красулина Л.В. Долговечные облицовочные плиты из мел- козернистого бетона / Красулина Л.В., Лаптик Н.Н., Повидайко В.Г., Потапова И.Л. //Материалы международной научно- технической конференции «Новые конкурентноспособные и про- грессивные технологии, машины и механизмы в условиях совре- менного рынка».- Могилев, 2000 г., -С.323. 103 3. Соколов В.Г. Долговечность прессованных бетонов. Строи- тельные материалы, 1994, № 10 с. 22. 4. Рунова Р.Ф. Конденсации дисперсных веществ нестабиль- ной структуры – Цемент. 1985, № 12, с. 15 5. Холопова Л.И. Декоратичный искусственный камень и его применение в строительстве. – Л., 1976. – 152 с. 104 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 693.11 ИССЛЕДОВАНИЕ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ ПЕНОБЕТОННОЙ МАТРИЦЫ ДЛЯ ПОЛУЧЕНИЯ КОНСТРУКЦИОННО-ТЕПЛОИЗОЛЯЦИОННОГО МАТЕРИАЛА - КЕРАМЗИТОПЕНОБЕТОНА МОРДИЧ М.М. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Основополагающим аспектом получения керамзитопенобетона заданных физико-технических свойств является создание прочной и однородной пенобетонной матрицы. В связи с этим наиболее важ- ным является исследования технологических (в своем роде “пер- вичных”) свойств пенобетонной матрицы. В данной работе приве- дены результаты исследований влияния вида пенообразователей, суперпластификаторов и ускорителей твердения на формирования однородной структуры пенобетона. Первичным для формирования структуры является определения эффективности пенообразователей. В работах авторов [3-8,10] при- ведены исследования различных видов пенообразователей из кото- рых следует, что все пенообразователи можно условно разделить на две группы по природе их происхождения, а именно на синтетиче- ские и белковые. Базируясь на результатах исследований нами были выбраны два наиболее известных и часто применяемы при произ- водстве пенобетона представителя данных пенообразователей. В 105 качестве синтетического пенообразователя использовали “ПБ- 2000”(производства РФ), в качестве белкового “Laston”(производства Италии). Для обеспечения наиболее точного (“чистого”) результата исследований влияния типа пенообразовате- ля на свойства пенобетонных смесей использовали составы без применения прочих химических добавок и крупного заполнителя. Наиболее важными исследования влияния вида пенообразователя для формирования структуры пенобетона является подвижность (условная вязкость), сроки схватывания, и соответственно, проч- ностные характеристики затвердевшей матрицы при использовании данных видов пенообразователей. Исследования реологических свойств смесей (подвижности) ве- ли по показателю диаметра расплыва конуса вискозиметра Суттар- да. Результаты исследований приведены на рисунке 1. y = -0,05x + 203,33 y = -0,0571x + 226,67 100 120 140 160 180 200 220 240 0 200 400 600 800 1000 1200 1400ρсм,кг/м 3 П,мм "ПБ-2000" "LASTON" Рисунок 1. Зависимость изменения подвижности от плотности пенобетонной смеси Из данных, приведенных на рисунке, следует, что подвижность пенобетонных смесей изменяется по одинаковому линейному зако- ну в зависимости от плотности смеси, а значит данная закономер- ность будет присутствовать при выборе любого типа пенообразова- теля с единственной особенностью в том, что изначальная гидрофо- бизирующая способность каждой пенообразующей добавки будет различной. Результаты данных исследований указывают на то, что белковый пенообразователь образует более вязкие системы, в отличие от син- тетических, что в свою очередь является положительным фактором 106 при становлении устойчивой во времени структуры пенобетона до конца схватывания цементного теста [7,10]. В этой связи наиболее важным является определение сроков схватывания цементного теста с применением различного типа пе- нообразователей. Исследование сроков схватывания вели с приме- нением стандартной методики проведения испытаний в соответ- ствии с [2]. Для обеспечения наибольшей “чистоты” эксперимента применяли бездобавочный цемент марки М500-Д0 производства Белорусского Цементного Завода (г. Костюковичи). Количество пе- нообразователя подбирали в процентном соотношении из расчета расхода цемента на создание пенобетона со средней плотностью D200-D1000 в пересчете требуемое количество цемента для опреде- ления сроков схватывания. Помимо этого пенообразователи не вспенивали, т.к. это могло привести к поризации цементного теста и снижению его плотности. Снижение плотности цементного теста не позволило бы получить данные начала и конца схватывания, т.к. игла прибора Вика погружалась бы минимум до конца схватывания до самой нижней позиции. Результаты исследований приведены в таблице 1. Таблица 1 – Влияние типа образователя на сроки схватыва- ния цементного теста Тип Пено- образо- ва-теля (ПО) Сроки cхваты- вания, ч.-мин Расход ПО от массы цемента для различных марок по средней плотности, % 0 (контр. ) 1,8 (D200) 0,85 (D400) 0,5 (D600) 0,35 (D800) 0,25 (D1000 ) ПБ-2000 (синтет.) начало 2-50 3-40 3-20 3-15 3-10 3-10 конец 4-15 4-50 4-40 4-40 4-30 4-30 Laston (белков.) начало 2-50 3-20 3-10 3-00 2-50 2-50 конец 4-15 4-25 4-15 4-15 4-15 4-15 Из данных, приведенных в таблице, следует, что и синтетиче- ский и белковый пенообразователь способствуют увеличению сро- ков схватывания, однако если синтетический пенообразователь уве- личивает как начало схватывания, так и его конец, то белковый пе- нообразователь конец схватывания увеличивает не значительно и только при максимальных дозировках (1,8% от массы цемента). Та- ким образом, можно сделать вывод, что использование синтетиче- ского пенообразователя для изготовления пенобетона низкой сред- 107 ней плотности (D200-D400) без использования ускорителей тверде- ния является затруднительным, т.к. схватывания цементной матри- цы происходит позже начало оседания пены, что приведет к повы- шению усадки и уплотнению пенобетона. С целью выявления возможных деструктивных явлений, связан- ных с увеличением сроков схватывания, произведена оценка проч- ности пенобетона на сжатие, изготовленного с применением дан- ных видов пенообразователей (рисунок 2). 0 2 4 6 8 10 12 14 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 ρср, кг/м 3 σсж ,МПа "ПБ-2000" "Laston" Рисунок 2. Зависимость изменения прочности на сжатие от средней плотности пенобетона. Данные, приведенные на графике, указывают на то, что белко- вый пенообразователь способствует повышению прочности пенобе- тона по сравнению с синтетическим пенообразователем, однако данное явление не значительно, особенно для средних плотностей в пределах 900…1000 кг/м3. Таким образом, негативные факторы, оказывающие влияние на формирование структуры пенобетона при выборе пенообразователя является повышенная подвижность син- тетических пенообразователей, что в сочетании с значительно дли- тельными сроками схватывания могут привести к усадке пенобето- на в начальные моменты формирования его структуры. Так как пенообразователи в составе пенобетонных смесей обла- дают пластифицирующей способностью, однако стандартная по- движность пенобетона не всегда достаточна для обеспечения одно- родности пенобетона при укладке в форму или конструкцию. В этой 108 связи в состав пенобетона дополнительно вводят пластифицирую- щие добавки. Для изучения влияния пластифицирующих добавок на свойства пенобетонных смесей и прочность пенобетона использо- вались пластификаторы, имеющие различные степени гидрофо- бизирующего действия. Пенобетонные образцы, изготовленные без применения пластификаторов, приняты как контрольные. В иссле- дуемых составах вводили суперпластификатор “Стахемент - 2010” (РБ, СООО “Стахема-М”) в количестве 0,2% от массы цемента, и суперпластификатор “С-3”(РФ, Иваново) в количестве 2,0% от мас- сы цемента. Данные расходы пластифицирующих добавок были приняты из условия обеспечения равной подвижности пенобетонных смесей с учетом отсутствия следов расслоения и водоотделения с целью установления влияния пластифицирующих добавок на прочность затвердевшего бетона (см. рисунок 3). В качестве порообразующей добавки использовали белковый пенообразователь. 0 2 4 6 8 10 12 14 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 ρср, кг/м 3 σсж ,МПа "Стахемент-2010" без пластификатора "С-3" Рисунок 3. Влияние пластифицирующих добавок на прочность пенобетона Необходимость проведения такого рода исследований обуслав- ливается тем, что пенообразователь и суперпластификатор в составе 109 пенобетона являются сильно действующими поверхностно- активными веществами (ПАВ), что в свою очередь приводит к кап- сулированию частиц цемента и снижению прочности даже при ее определении в возрасте 28 суток [1,7,10]. Из результатов экспери- ментов видно, что прочность пенобетона при введении пластифика- торов снижается, а особенно в пенобетоне пониженной средней плотности (220 – 630 кг/м3), в них падение прочности на сжатие со- ставляет 30-92%. Затем с увеличением средней плотности падение прочности по сравнению с контрольными образцами менее значи- тельно (не более 18,1%). Данное явление связано со степенью пори- зации пенобетонов различной средней плотности. Пенобетоны с маркой по средней плотности ниже, чем D600 имеют высокую сте- пень поризации, соответственно и расход пенообразователя в таких бетонах выше (0,5-1,8% от массы цемента). В следствии чего, кон- центрация ПАВ в таких пенобетонах является запредельной. Эф- фекты “капсулирования” цемента на разрушенных образцах видны в виде большого количества капсул непрогидротированного цемен- та. Таким образом, применение пластификаторов в пенобетонах не является рациональным для низких марок по средней плотности и могут использоваться при технологических переделах в тех случаях когда без повышения подвижности не будет обеспечиваться одно- родность изготовляемых изделий или монолитных конструкций. В связи с указанными выше негативными эффектами замедления набора прочности пенобетона необходимы мероприятия по интен- сификации твердения. В данной связи проведены исследования влияния ускорителей на изменение прочности пенобетона в различ- ном его возрасте. Базируясь на данных исследований [6,11] в каче- стве ускорителей твердения приняты сульфат натрия и хлористый кальций в количестве от 1,0 до 3,0% от массы цемента. Однако при введении 3,0% ускорителя твердения на образцах наблюдались зна- чительные усадочные явления. Данный эффект вероятнее всего свя- зан с уменьшением толщины пленки пены при избыточной концен- трации ускорителя твердения, что свою очередь приводит к сбли- жению одноименно заряженных составляющих дипольных момен- тов на наружной и внутренней поверхности пузырьков. Таким обра- зом, происходит отталкивание зарядов с последующим разрушени- ем пузырька и потери устойчивости пены [10]. 110 Последующие исследования велись с использованием данных ускорителей с дозировкой, не превышающей 2% от массы цемента. Оценка эффективности добавок производилась в возрасте 7 и 28 суток по показателю предела прочности на сжатие для различных средних плотностей пенобетона. Данные исследований приведены на рисунках 4.1 и 4.2. 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 ρср, кг/м 3 σсж ,МПа Без добавки "ХК"(2% от МЦ) "СН"(2% от МЦ) "ХК"(1% от МЦ) "СН"(1% от МЦ) Рисунок 4.1. Прирост прочности пенобетона в возрасте 7 суток при использовании CaCl2 (“ХК”) и Na2SO4 (“СН”) 0 2 4 6 8 10 12 14 0 200 400 600 800 1000 1200 1400 ρср, кг/м 3 σсж ,МПа Без добавки "ХК"(2% от МЦ) "СН"(2% от МЦ) "ХК"(1% от МЦ) "СН"(1% от МЦ) Рисунок 4.2. Прирост прочности пенобетона в возрасте 28 суток при использова- нии CaCl2 (“ХК”) и Na2SO4 (“СН”) 111 Данные, приведенные в таблице, указывают на то, что прочность пенобетона с маркой по средней плотности D200 не увеличивается при введении ускорителей твердения. Для пенобетонов с маркой по средней плотности D400-D1200 происходит увеличение прочности в возрасте 7 суток на 23-42% по сравнению с контрольными образ- цами, причем прирост прочности в возрасте 7 суток для марки по средней плотности не превышающей D800 одинаков для данных добавок и не зависит от их расхода. С последующим увеличением средней плотности данная зависимость изменяется. Таким образом, в возрасте 7 суток достигается прочность на сжатие соответствую- щая 70% проектной в возрасте 28 суток, что достаточно для отпуска изделий с производства. По результатам исследований технологических свойств пенобе- тона с различными модифицирующими добавками можно сделать следующие выводы: 1. Пенообразователи для бетона, особенно синтетические, ве- дут к замедлению сроков схватывания цемента в составе компози- ции. В этой связи получение низких средних плотностей пенобето- на на синтетических пенообразователях является весьма затрудни- тельным; 2. Пластифицирующие добавки для пенобетонов применять не целесообразно для средней плотности, не превышающей 630 кг/м3, т.к. повышенное содержание ПАВ приводит к “капсулированию” частиц цемента и падению прочности пенобетона; 3. Ускорители твердения обеспечивают стабильный (“тради- ционный”) прирост прочности пенобетона возрасте 7 суток на 23- 42%. Исключительной особенностью твердения пенобетона с мар- кой по средней плотности не более D800 является равнозначный прирост прочности, не зависящий тот типа ускорителя твердения и его дозировки. ЛИТЕРАТУРА 1. Гусейнова В.В. Модифицирование неавтоклавных пенобе- тонов одностадийного приготовления суперпластификатором С-3 и электролитами / Автореф диссертации на соискание уч. степени к.т.н // Ростов-на-Дону – 2006 – 18с. 2. ГОСТ 310.3-76 “Цементы. Методы определения нормальной густоты, сроков схватывания и равномерность изменения объема” 112 3. Косых А.Н. Керамзитобетон, поризованный добавками из побочных продуктов переработки древесины / Автореф диссерта- ции на соискание уч. степени к.т.н // С-Петербург – 1989 – 25с. 4. Кобидзе Т.Е. Взаимосвязб структуры пены, технологии и свойств получаемого пенбетона/ Т.Е. Кобидзе, В.Ф. Коровяков, А.Ю. Киселев, С.В. Листов // Сант-Перебург: Ячеистые бетоны в строительстве. Приложение к журналу “популярное бетоноведенье” 2007. – С. 178-181. 5. Марчик Е.В. Неавтоклавный пенобетон на синтетических пенообразователях / Е.В. Марчик, М.И. Кузьменков// Сборник научных трудов XVI международного научно-методического семи- нара, часть 2, Брест- 2009- с.59-63: Химия 1983 – 264с. 6. Миронов А. С. Ускорение твердения бетона. Пропаривание бетона в заводских условиях. // М: Гостройиздат. 1961. 224с. 7. Моргун, В.Н. О взаимосвязи между расходом ПАВ и каче- ством пенобетонных смесей / Сборник трудов 2-ого международно- го симпозиума. Проблемы бетона и железобетона – 2009 - Ч.2 – с. 312-319 8. Ружинский С.И. Пенообразователи из природных соедине- ний органического происхождения / Сант-Перебург: Ячеистые бе- тоны в строительстве. Приложение к журналу “популярное бетоно- веденье” 2007. – С. 246-249. 9. Ружинский С.И. Пенообразователи из нефтяных кислот / Сант-Перебург: Ячеистые бетоны в строительстве. Приложение к журналу “популярное бетоноведенье” 2007. – С. 240-245. 10. Тихомиров В.Н. Пены. Теория и практика их получения и разрушения/ М 11. Шахова Л. Д., Черноситова Е. С. Ускорение твердения пе- нобетонов // Строительные материалы 2005, № 5, С. 3 – 7. 113 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 621.311 ТЕПЛОЭФФЕКТИВНАЯ ОДНОСЛОЙНАЯ СТЕНА ОПЕКУНОВ В.В. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Введение В Республике Беларусь при возведении энергоэффективных до- мов (по ТКП 45-2.04-196-2010 - объекты 1 класса по энергетической эффективности) применяют как правило конструктивные системы с поэтажно опертыми стенами, имеющими сопротивление теплопере- даче Rт 3,2 м 2К/Вт [1,2]. В качестве основного слоя стены толщиной а=300-400 мм массо- во используют блоки по СТБ 1117-98 из автоклавного газобетона (АГБ) средней плотностью =450-500 кг/м3 или керамические блоки по СТБ 1719-2007 “Блоки керамические поризованные пустотелые. ТУ». В Украине и России применяют также стеновые блоки из прессованного цементного перлитобетона. Конструкции поэтажно опертых стен Встречаются конструкции однослойных поэтажно опертых стен. При этом перекрытие «утапливают» в стене на 8-10 см. Между об- разовавшимися консольными выступами стены размещают тепло- изоляционный (ТИ) материал (рисунок 1). 114 Рисунок 1. Рабочий момент возведения дома с однослойными стенами с консольными выступами (стена толщиной а=400 мм из АГБ) На «ложковую» кладку стены толщиной а=400 мм из рядовых отечественных стеновых блоков из АГБ с =450-500 кг/м3 и ТИ слой (представлен в основном жесткими гидрофильными минера- ловатными плитами) наносится сплошное штукатурное покрытие с необходимой паропроницаемостью (см. рисунок 1). В тонком ТИ слое толщиной 8-10 см в уровне перекрытия иногда появляются деформации (рисунок 2). Одна из возможных причин этого явления – применение в стене разнородных материалов (вследствие ряда причин ТИ плиты из АГБ (ТИ бетоны относятся к твердой тепловой изоляции) существующего качества использовать не получается). Рисунок 2. Фрагмент фасада нового дома со стенами из АГБ, утепленного в уровне перекрытия минераловатными плитами (ТИ слой деформирован) В тонком ТИ слое сорбируется влага (данные о ползучести, ще- лочестойкости, водопоглощении и равновесной влажности гидро- 115 фильных ТИ материалов противоречивы и в нормативных докумен- тах не указаны). Вода из ТИ слоя может мигрировать в капиллярно- пористый стеновой материал, повышая его теплопроводность ( ). Для однослойной стены из АГБ с ≤450 кг/м3 при а=400 мм на основании действующих ТКП разработчиками декларируется уро- вень Rт 3,2 м 2к/Вт. Вместе с тем практически это достижимо в слу- чае, когда применяют не рядовые блоки на традиционном алюми- ниевом газообразователе, а блоки с равномерной мелкопористой макроструктурой, произведенные на наших передовых заводах (аналоги импортных блоков «Итонг-энерго» с низкой и высокой прочностью (R) при сжатии) [3]. Заявляя Rт 3,2 м 2к/Вт при а=400 мм, проектировщики не учитывают анизотропию теплопроводности газобетона (в зависимости от положения блока из АГБ в стене па- раметр может иметь значения, разнящиеся на 15-20 %). В энергоэффективных домах со стенами из АГБ при а=400 мм может иметь место Rт<3,2 м 2к/Вт. О европейском уровне Rт>4,0 м2к/Вт в этом случае говорить не приходится (при относительно низкой материалоемкости стены при а=400 мм имеет место и недо- статочный (негарантированный) уровень Rт). В практике строительства с целью исключения риска получить общий Rт<3,2 м 2к/Вт имеют место конструкции двуслойных по- этажно опертых стен с применением «ложковой» кладки толщиной а=300-400 мм из АГБ с =450-500 кг/м3 (основной слой стены с Rт<3,2 м 2к/Вт). Для повышения общего Rт такой двуслойной стены до прогрессивного уровня Rт>>3,2 м 2к/Вт монтируют второй (наружный) слой в виде «скрепленной» теплоизоляции как правило из гидрофильных минераловатных или пенопластовых плит. Вместе с тем в условиях поточного строительства сложно вы- полнить требования ТКП 45-5.08-75-2007 «Изоляционные покры- тия. Правила устройства», где установлено, что при устройстве теп- лоизоляции подготовленное основание должно иметь влажность W ≤ 4 % - для сборных конструкций; W ≤ 5 % - для монолитных кон- струкций. В построечных условиях блоки из АГБ в течение полуго- да имеют W > 10 % (после автоклавирования обычно W=26-28 %). По мнению многих авторитетных исследователей пенопластовые материалы вообще не следует применять в сфере жилищного строи- тельства. Синтетические полимеры в любых изделиях по причине 116 структурной неустойчивости не должны контактировать с челове- ком (исключение составляют пластиковые стаканчики для экспресс- распития … различных вод, например). Проектировщики не учиты- вают, что пенопласты не только стареют, превращаясь в канцеро- генную пыль, но ещё и … ползут, деформируясь под действием нагрузки, солнечной рациации и других атмосферных факторов. Рисунок 3. Фрагмент фасада эксплуатирующегося нового дома со стенами из АГБ в процессе облицовки плитами из пенополистирола (кладка из стеновых блоков из АГБ под первым штукатурным покрытием) Пенополистирольные плиты используют и в ремонтных работах, например, для герметизации узлов сопряжений конструкций и для дополнительного утепления фасадов (рисунки 3, 4). Рисунок 4. Участок стены эксплуатирующегося в течение 40 лет панельного дома (наружные стены из керамзитобетона и шлакобетона, облицованного керамической плиткой), утепленный пенополистирольными плитами 117 После анализа увиденного (см., например, рисунок 3) зададим себе вопрос: если уж так случилось, что возникла необходимость стену из АГБ с =450-500 кг/м3 утеплить, то почему не облицевать её ТИ плитами из того же АГБ (см. CTБ 1034-96 «Плиты теплоизо- ляционные из ячеистых бетонов. ТУ»)? Тогда бы мы имели ещё один пример, подтверждающий наш статус европейской «ячеистобетонной» державы. А так … имеем пример нерационального применения АГБ в качестве тонкого слоя ТИ материала (рисунок 5 – аналог рисунка 2). Рисунок 5. Фрагмент фасада строящегося дома со стенами из АГБ, утепленного в уровне перекрытия плитами из АГБ (консольный выступ – 8-10 см; железобетонные перемычки выполнены из тяжелого цементного бетона) Представляется уместным задаться ещё одним вопросом: если директивно долговечные керамическую и стекловидную плитки для облицовки стен из кирпича и ячеистобетонных блоков применять нельзя, то почему пенопласты с практически нулевой паропроница- емостью – «льзя»? Отвечаем: отчасти потому, что у них рекордно низкий уровень и с ними можно работать играючи. Применяемая в новом строительстве пенопластовая (пенополи- стирольная прежде всего) теплоизоляция любого декларируемого качества имеет неоспоримое достоинство: после успешной сдачи энергоэффективного дома в эксплуатацию её можно молниеносно… демонтировать. Думается, что этому «ТИ материалу» - несмотря на то, что «зна- токи» утверждают, будто у экструзионного пенополистирола име- ются необходимые паропроницаемость и долговечность - место в кунсткамере «новаций» и хитростей. Сложно даже предположить, что нашему современнику придется жить в доме, явно и скрытно «нафаршированном» пенопластами и 118 другими пластмассами («прогрессивные» пластмассовые стаканчи- ки по-прежнему не о(б)суждаются, а активно применяются), т.е. в условиях с неблагоприятным микроклиматом. В 1970-1980 гг. отечественная стройиндустрия получила поло- жительный импульс, и в Союзе началось массовое строительство заводов по производству изделий из АГБ. К сожалению, и силикат- ного кирпича тоже, причем опережающими темпами. Как сейчас приспособить тяжелый и долговечный силикатный кирпич к решению задач в области энергоэффективного строитель- ства? Понятно, что для «выживания» ему предложат «дуэт» с лег- чайшими и недолговечными пенопластами в присутствии новейших супер-систем кондиционирования, рекуперации и прочего интел- лектуально-наукоемкого (рисунок 6). Рисунок 6. Несущая стена из силикатного кирпича и АГБ с тепловой изоляцией из пенополистирола Однако неужели наши горожане достойны получать безальтер- нативные «интеллектуальные» квартиры с пультами управления и многострочными рекомендациями по эксплуатации много там чего? Технико-экономический анализ показывает, что среди стеновых материалов для массового энергоэффективного строительства (и в городах, и в селах) альтернативы качественному АГБ в н.в. нет, а потенциал АГБ еще далеко не исчерпан, в т.ч. и как ТИ материала. 119 Рациональное применение изделий из АГБ позволит не перена- сыщать энергоэффективный дом инженерным оборудованием на старте его эксплуатации, а по мере необходимости с учетом поже- ланий жильцов дооснащать его надежными новинками в спокойном режиме, включая системы автономного поквартирного отопления. Модернизированная поэтажно опертая стена В развитие технического решения согласно рисунку 1 к рассмот- рению предлагается модернизированная конструктивная схема од- нослойной поэтажно опертой стены (рисунок 7). Техническое ре- шение (см. рисунок 7) служебным не является. Рисунок 7. Конструктивная схема однослойной поэтажно опертой стены: 1 – основная часть стены; 2 – консольный выступ; 3 – ТИ слой (например, из АГБ с <300 кг/м3); 4 - плита перекрытия; 5 – сужение стены ступенчатого вида (напри- мер, керамический блок или блок из АГБ с =400-450 кг/м3); 6 – колонна; 7 – воздушная прослойка Стена содержит основную часть 1 толщиной а («тычковые» бло- ки) с консольным выступом 2 и дополнительную часть стены 3 толщиной b и высотой d, размещенную между консольными высту- пами 2 и примыкающую к основной части стены 1 и, например, к перекрытию 4 толщиной с. В основной части стены 1, примыкаю- щей к несущим конструкциям (в данном случае - к плите перекры- тия 4, а в общем случае к плите перекрытия и/или колонне) выпол- нено сужение, например, ступенчатого вида 5 таким образом, что консольные выступы смежных участков основной части стены 1 выполнены с зазорами высотой f, g (исполнение может быть как 120 f=g, так и f≠g) к примыкающим несущим конструкциям (плите пе- рекрытия и/или колонне). Зазоры в узле сопряжения могут быть выполнены, например, путем использования блоков 5 (доборных или рядовых). Величина (вылет) консольного выступа 2 «тычковых» блоков может назначаться, исходя из необходимости обеспечения прочно- сти и устойчивости стены. Неблагоприятная схема нагружения стенового блока 1 предпола- гает опирание, например, каменщика массой 120 кг на консольный выступ 2 с силой, например, 0,6 кН. При этом основная часть стены 1 имеет достаточную несущую способность (в блоках из качествен- ного АГБ с необходимым уровнем R возникает сложное напряжен- ное состояние вследствие изгиба и среза перпендикулярно горизон- тальным клеевым швам). Рисунок 8. Фрагмент фасада строящегося дома со стенами из АГБ (консольный выступ стены 8-10 см) При толщине основной части стены, например, a=600 мм («тыч- ковые» блоки из АГБ с =400-450 кг/м3) заполнение пространства между консольными выступами ТИ материалом с ≤ 0,07 Вт/(мК) толщиной, например, b=180-200 мм и высотой, на 150-200 мм 121 большей толщины перекрытия, обеспечивает необходимый уровень теплотехнической однородности однослойной стены из АГБ по вы- соте здания, и при этом Rт>3,2 м 2К/Вт. В связи с увеличенным объемом ТИ материалов (при d >> c; см. рисунок 7) существенно возрастут RT и общее качество узлов со- пряжения стены с несущими конструкциями (рисунок 8). Вместо воздушной прослойки может быть применен гидрофобный ТИ не- органический материал (возможны и другие технические решения). Заключение В случае применения «тычковых» стеновых блоков из каче- ственного отечественного АГБ с =350-400 кг/м3 или блоков, ана- логичных по качеству блокам «Итонг-энерго», однослойная стена толщиной 500<а≤600 мм (по СТБ 1117-98 подходящий блок из яче- истого бетона при кладке «на клею» имеет размеры, например, 198х295х598 мм) может иметь Rт>4,0 м 2К/Вт (см. рисунок 7). При этом будет экономиться железобетон перекрытия (эффект в сфере производства), а в жилых помещениях (при использовании защитно-отделочных составов с необходимой паропроницаемо- стью) многоэтажных домов даже при отсутствии принудительной вентиляции установится благоприятный микроклимат вследствие использования в стене неорганических материалов (эффект в сфере применения). «Тычковая» кладка из АГБ-блоков предполагает разработку со- ответствующих ТТК и повышенную культуру строительного произ- водства. Использование в однослойной стене экологически и эсте- тически привлекательных «тычковых» керамических блоков по СТБ 1719-2007 для обеспечения Rт>4,0 м 2К/Вт проблематично. Та- кие блоки лучше применять в системах утепления «вентилируемый фасад». ЛИТЕРАТУРА 1. Опекунов, В.В. Теплоэффективные изделия из ячеистых бе- тонов / В.В.Опекунов, Ю.Д.Самуйлов, Е.Б.Хожовец // Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженер- ных кадров Республики Беларусь : материалы XVIII междунар. науч.-метод. семинара, Новополоцк, 28-29 ноября 2012 г. : в 2 ч. / 122 ПГУ; редкол.: Д.Н.Лазовский [и др.]. – Новополоцк, 2012. – Ч. 1. - С. 3-8. 2. Опекунов, В.В. Теплые стены улучшенного качества / В.В. Опекунов // Керамика: наука и жизнь. – № 4 (18) 2012/№ 1 (19) 2013. – С. 56-64. 3. Опекунов, В.В. Основные физико-технические свойства ячеистых бетонов автоклавного твердения / В.В.Опекунов // Вопро- сы внедрения норм проектирования и стандартов европейского со- юза в области строительства : материалы науч.-метод. семинара, Минск, 29 мая 2012 г. : в 2 ч. / БНТУ; редкол.: В.Ф.Зверев [и др.]. – Минск, 2012. – Ч. 2. - С. 96-102. 123 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.12 КЛАССИФИКАЦИЯ И СРАВНИТЕЛЬНЫЙ АНАЛИЗ СИСТЕМ ПРЕДВАРИТЕЛЬНОГО НАПРЯЖЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ В ПОСТРОЕЧНЫХ УСЛОВИЯХ ПЕРЕДКОВ И.И., ЛЕОНОВИЧ С.Н. Белорусский Национальный Технический университет Минск, Беларусь Значительным недостатком традиционных железобетонных кон- струкций с ненапрягаемой арматурой является их склонность к об- разованию трещин, что приводит к снижению жесткости и трещи- ностойкости. Наиболее рациональным методом повышения жестко- сти железобетонных элементов и их трещиностойкости является предварительное обжатие растянутой вследствие действия внешних нагрузок зоны сечения элемента. В этом случае растяжение в бетоне проявится только тогда, когда действие внешней нагрузки преодо- леет противодействие предварительно приложенного обжимающего усилия. Первые случаи применения предварительного напряжения отно- сятся ко второй половине XIX в. Русским инженером- артиллеристом А.В. Гадолиным в 1861г. предлагалось произвести обжатие пушечных стволов насадкой нагретых стальных колец, ко- торые при последующем остывании создавали обжимающие напряжения, оставаясь растянутыми. При стрельбе из орудия дав- 124 ление пороховых газов в стенках ствола погашало напряжение сжа- тия, а затем возникало растягивающее напряжение, которое было меньше, чем в аналогичных стволах без обжатия. В 1886 г. П. Джексон (США) получил патент на конструкции сводчатых пере- крытий из искусственного камня с применением подвергаемых напряжению металлических стержней. В 1888 г. Дёринг (Германия) независимо от П. Джексона получил патент на предварительное напряжение арматуры плит до приложения нагрузки. На данном этапе практическое применение предварительного напряжения бы- ло невозможно из-за малой изученности вопросов релаксации арма- туры и ползучести и усадки бетона, а также из-за отсутствия высо- копрочной арматуры. Напряжение в арматуре, доводимое до вели- чины 60 МПа, быстро терялось в ходе проявления потерь предвари- тельного напряжения. Вплоть до 1920-30-х годов интерес к техно- логии был утерян. Однако, благодаря исследованиям, проведенным французским ученым Э. Фрейсине, предварительно напряженные железобетонные конструкции не только были реализованы на прак- тике, но и стали широко распространены. В своих работах Эжен Фрейсине отмечал, что для изготовления преднапряженных кон- струкций необходимы как бетон высокой прочности, так и высоко- прочная арматура с натяжением 800…1000 МПа. Эти выводы он делал на основе исследований явлений ползучести и усадки бетона, проводимых им с 1911 г. В 1939 г. Эжен Фрейссине разработал систему создания предва- рительного напряжения в железобетонных элементах посредством натяжения высокопрочных стальных канатов и последующего их защемления в анкерных приспособлениях, расположенных на тор- цах армируемой конструкции. Т.к. операции натяжения арматуры производились после набора бетоном достаточной прочности, т.е. фактически на готовую конструкцию, данная технология получила название пост-напряжения (post-tension). Первые случаи применения технологии пост-напряжения связа- ны с возведением гаражей-стоянок в США и Канаде в 1950-1960-х гг. Система предварительного напряжения образца 1950-х гг. пред- ставляла собой пучок из 3-12 (чаще - 8) четвертьдюймовых (около 6 мм) проволок, имеющий на конце утолщение в виде высаженной головки (button-headed wires). Закрепление пряди производилось посредством группы шайб и требовало применения достаточно 125 громоздкого оборудования. Детали анкеровки также не отличались компактностью, что затрудняло консервацию анкерных устройств в целях предотвращения их коррозии. В начале 1960-х г. распространение получили пряди (strands), концы которых заклинивались в анкерном блоке с помощью цанг. Некоторое время клиновые анкерные системы применялись лишь для армирования защитных оболочек ядерных реакторов, но из-за более простого процесса монтажа и большей мобильности оборудо- вания они окончательно вытеснили системы, использующие пряди с высаженными головками на концах (button-headed wires). Вплоть до начала 1970-х г. использовались арматурные канаты, покрытые защитной смазкой и завернутые в бумагу для исключения сцепления с бетоном. В ряде случаев, такие конструкции были уяз- вимы для коррозии, т.к. при разрушении защитного слоя плит пере- крытия в верхней части конструкции вода и нефтепродукты с транспортных средств просачивались в пространство между арма- турой и бетоном, скапливались в нижних точках трассы каната и вызывали его интенсивное разрушение. Потому, стали применяться пластиковые защитные оболочки арматуры. Первые образцы таких оболочек изготавливались двумя способами – протяжкой арматур- ного каната внутрь готовой оболочки достаточно большого диамет- ра (push-through, получили распространение в Канаде), либо непре- рывной навивкой разогретой пластиковой ленты на канат (heat- sealed или cigarette wrap, применялись в США). Такие пряди не бы- ли достаточно надежны по ряду причин. В первом случае, из-за до- статочно большого зазора между стальной прядью и оболочкой бы- ла возможность скопления внутри влаги в процессе транспортиров- ки и хранения, что в дальнейшем приводило к коррозии. Во втором случае, навиваемая пластиковая лента разогревалась до недостаточ- но высокой температуры, и сплавления отдельных витков между собой не происходило. В случае изгиба каната зачастую такое по- крытие переставало быть герметичным, прядь становилась уязви- мой для агрессивных воздействий, происходила утечка защитной смазки. В случае же проникновения бетона в разрыв оболочки про- исходило фактически местное заклинивание каната в теле кон- струкции, что не позволяло произвести его натяжение до проектной величины, либо его замену. 126 В зависимости от наличия сцепления между арматурной прядью и бетоном конструкций различают системы со сцеплением (bonded) и без сцепления (unbounded) арматуры с бетоном. При отсутствии сцепления между прядью и бетоном передача усилия предварительного обжатия осуществляется посредством ан- керных устройств, потому особенно пристальное внимание должно быть уделено как качеству данных компонентов системы, так и за- щите анкерных зон от коррозии, обеспечению достаточной прочно- сти бетона в местах передачи нагрузки. В случае, когда прядь имеет сцепление с окружающим бетоном, передача обжимающего усилия осуществляется по всей длине пря- ди. Сравнивая системы предварительного напряжения со сцеплени- ем и без сцепления арматуры с бетоном, следует выделить ряд раз- личий, определяющих выбор решения. Эволюционно, unbonded systems были разработаны вследствие выявленных серьезных недо- статков bonded systems, и в зарубежной строительной практике по- следние применяются теперь значительно реже. Известны также системы с расположением арматуры вне бетон- ного сечения. Данные решения используются для устройства кон- струкций усиления, при армировании мостов и путепроводов. От- метим, что в случае применения таких решений необходима тща- тельная защита канатов от коррозии, особенно в условиях действия агрессивных сред. Актуальна также проблема обеспечения доста- точного предела огнестойкости таких конструкций. В зависимости от типа армируемой конструкции и количества требуемой арматуры различают системы с одиночными прядями, расположенными с определенным шагом (monostrand) и пучком прядей (multistrand). Различие между системами заключается не только в типах ком- плектующих (анкерных приспособлений и закладных деталей), но и в видах выполняемых технологических операций. Системы monostrand предполагают натяжение прядей в индивидуальной обо- лочке из экструдированного полиэтилена, укладываемых до бето- нирования вместе с ненапрягаемой арматурой. После бетонирова- ния плиты и набора бетоном передаточной прочности производится натяжение пряди и закрепление ее в анкерном устройстве с после- дующей консервацией анкерных зон. 127 При устройстве систем предварительного напряжения с напряга- емыми пучками арматурных канатов последовательность операций иная. До бетонирования плиты вместе с ненапрягаемой арматурой устанавливаются гофрированные оболочки-каналообразователи со штуцерами инъецирования. После набора бетоном достаточной прочности внутрь оболочек втягиваются пряди, производится их натяжение, закрепление в анкерных устройствах и инъецирование каналов цементным раствором. Каждый из арматурных канатов находится в индивидуальной оболочке со смазкой, и передача об- жимающего усилия происходит только через анкерные приспособ- ления и закладные детали, сцепление с окружающим прядь бетоном отсутствует. Таким образом, при устройстве систем multistrand воз- никает необходимость в дополнительном комплекте оборудования для инъецирования и производстве дополнительных операций. Однако, прямое сравнение систем monostrand и multistrand нель- зя считать корректным, т.к. данные системы не являются взаимоза- меняемыми и область их применения различна. На основе приведенных данных можно сделать вывод, что наиболее совершенной на данном этапе развития является систе- ма предварительного напряжения без сцепления арматуры с бето- ном, использующая пряди в оболочке из ПЭВП со смазкой. В зави- симости от принятого конструктивного решения применяются оди- ночные пряди, устанавливаемые с требуемым по расчету шагом (monostrand), либо пучки прядей, размещаемые в гофрированных оболочках, инъецируемых цементным раствором (multistrand). Ввиду специфики технологии, наиболее эффективно ее приме- нение в случае возведения: - перекрытий паркингов, промышленных, торговых и офис- ных зданий; - перекрытий жилых зданий с площадью помещений более 100 м2; - ригелей перекрытия; - железобетонного несущего ядра многоэтажных зданий; - несущих колонн с повышенной гибкостью; - каркасов зданий в сейсмически опасных районах, либо под- верженных влиянию динамических воздействий; - оболочек перекрытий спортивных и развлекательных ком- плексов; 128 - защитных оболочек ядерных реакторов, градирен, резервуа- ров, прочих специальных сооружений промышленного назначения; - фундаментов; - аэродромных покрытий. Опыт возведения железобетонных каркасов с предварительным напряжением в построечных условиях зарубежными специалистами показывает, что применение данной технологии позволяет: - сократить сроки возведения каркаса здания; - уменьшить толщину (сечение) конструкций перекрытия и покрытия; - снизить собственный вес каркаса здания, что особенно важ- но при работе в условиях действия динамических нагрузок; - упростить конструкции фундаментов, сократить сроки про- изводства работ нулевого цикла; - возводить здания с большими пролетами, что позволяет эф- фективнее использовать внутренний объем; - повысить стойкость конструкции по отношению к действию агрессивных сред за счет сниженного трещинообразования; - специфика технологии пост-напряжения позволяет произво- дить мониторинг состояния конструкции, корректировать усилия в арматурных канатах, значительно повышает ремонтопригодность конструкций. В соответствии с постановлением совета министров Республики Беларусь № 1589 от 28.10.2010, основной целью развития строи- тельного комплекса является создание современных энергоэффек- тивных и ресурсоэкономичных, экологически безопасных зданий и сооружений, новых конкурентоспособных на внутреннем и внеш- них рынках строительных материалов, не уступающих по своему качеству европейским. Технология предварительного напряжения арматуры в построечных условиях является закономерным этапом развития строительной отрасли Республики, необходимость которо- го обусловлена посылами современности. Разработка технологических карт на производство работ. номен- клатурного ряда изделий и комплекта оборудования предоставит строительным организациям Республики мощный инструмент для рационального использования ресурсов и создания строительной продукции высочайшего уровня качества. 129 ПРИЛОЖЕНИЯ Рисунок 1. Принципиальная схема системы предварительного напряжения в по- строечных условиях monostrand. Рисунок 2. Принципиальная схема системы предварительного напряжения в по- строечных условиях multistrand. 130 ЛИТЕРАТУРА 1. Технология предварительного напряжения монолитных же- лезобетонных конструкций в построечных условиях: пособие для студентов специальности 1-70 02 01 «Промышленное и граждан- ское строительство» / В.В. Латыш, С.Н. Леонович. – Минск: БНТУ, 2006 – 53 с. 2. Post-Tensioniong Manual / Theodore L. Neff [and others]. – 6th edition – PTI, 2006. – 354 p. 3. Перспективы развития новых технологий в строительстве и подготовке инженерных кадров: сборник научных статей/ Мини- стерство образования Республики Беларусь, Гродненский государ- ственный университет им. Янки Купалы: [редколлегия: Т.М. Пецо- льд (отв. ред.) и др.], - С. 132-134 4. Лешкевич, О.Н. Современная практика возведения моно- литных конструкций с преднапряжением в построечных условиях / О.Н. Лешкевич, А.И. Чубрик // Мастерская 2007. - №1 – 2(34-35). – С. 50-52 131 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.941.3 АНАЛИЗ ТЕХНОЛОГИЙ ПРОИЗВОДСТВА МАГНЕЗИАЛЬНОГО ВЯЖУЩЕГО ИЗ ДОЛОМИТОВОГО СЫРЬЯ ПИСАРЕНКО Д.В., ЮХНЕВСКИЙ П.И. Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Традиционным способом производства магнезиальных вяжущих является обжиг магнезиального сырья в печных установках различ- ной конструкции. При нагреве доломита в печной установке до температуры 700 – 750 оС начинается разложение MgСО3 на MgО и СО2, при 900 оС и выше разлагается СаСО3 на СаО и СО2. Для получения магнезиальных вяжущих используют печные установки различных конструкций: напольные, кольцевые, шахт- ные, вращающиеся печи, печи кипящего слоя, циклонные печи [1]. Наиболее широко используются шахтные печи, обладающие недо- статками: - не приспособленность для обжига мелкофракционного сы- рья; - неравномерный обжиг сырья; - большая длительность пребывания материала в печи; - высокий удельный расход топлива на обжиг сырья; 132 - обжигу подвергается сырьё фракции от 30-40 до 150 мм. Полученный продукт подлежит дальнейшему размалыванию, что влечет за собой существенные дополнительные энергозатраты. Расход условного топлива в шахтных печах составляет от 15 до 20 % от массы сырья, а производительность составляет 25 – 120 тонн конечного продукта в сутки. Вращающиеся печи используют для обжига дробленых материа- лов и шламов. Они также не лишены недостатков: - большой удельный расход топлива; - значительный унос пыли из печи и из холодильника; - большой процент пережога при применении жидкого топли- ва; - загрязнение конечного продукта золой при применении пы- левидного топлива; - относительная неравномерность обжига при вращении печи. Производительность вращающейся печи составляет 150 – 600 т/сутки, а расход тепла на 40 – 50% больше, чем в шахтной. Причи- на кроется в передаче тепла сырью главным образом излучением и в меньшей степени конвекцией. Наиболее тесный контакт между газами и всей поверхностью твердых зерен обжигаемого материала обеспечивается при проду- вании через слой мелкозернистого материала газового потока с та- кой скоростью, чтобы основная масса частиц материала находилась в вихревом движении. Указанные условия соблюдаются в циклон- ных печах и печах кипящего слоя. Циклонные печи не нашли пока широкого применения из-за большой сложности настройки режима термообработки материала, осуществляемого в течение короткого времени: от нескольких со- тых долей секунды до нескольких десятков секунд, и по причине большого расхода топлива (меньше чем во вращающихся печах, но выше чем в шахтных печах и печах кипящего слоя). Печи кипящего слоя имеют чаще всего компоновку, сходную с шахтными печами и производительность, совпадающую с произво- дительностью шахтных печей – до 150 т/сут. В печах кипящего слоя обработка сырья происходит в 4 – 6 раз быстрее, чем в шахтных печах, а обжиг более равномерный благодаря применению значи- 133 тельно более мелкой фракции материала (3 – 12 мм). Недостатками печи кипящего слоя являются: - обжиг относительно крупной фракции сырья, не позволяю- щей добиться получения конечного продукта самого высокого ка- чества. Как и в случае с шахтной и вращающейся печами, конечный продукт включает как недожег, так и пережог. Причина кроется в неравномерной диссоциации кускового карбоната из-за наличия 100% атмосферы СО2 и более высокого давления внутри разогрето- го куска материала, которые препятствуют равномерному проник- новению тепла по всему объему кускового материала. Чем крупнее фракция, тем существеннее эффект недожога внутри кускового ма- териала и пережога (рекристаллизации оксида магния) на его по- верхности; - как и в случае с шахтной и вращающейся печами, необхо- димо фракционирование сырья и помол полученного продукта; - также имеет место образование значительного количества пыли-уноса (до 25% от объема получаемого продукта). В качестве способа получения магнезиального вяжущего, по нашему мнению, не заслуженно упускаются из виду возможности технологий, максимально приближенных по условиям диссоциации магнезиального сырья к природным. Речь идет о флюидной обра- ботке карбонатного сырья, основанной на принципах природных породообразующих процессов: метаморфизма, скарнообразования, доломитизации [4, 5, 7]. Указанные геологические процессы – ре- зультат движения флюидных потоков (преимущественно воды и углекислого газа в сверхкритических состояниях) из недр земли к её поверхности сквозь толщу горных пород. Сверхкритическое состо- яние вещества называют флюидом. Сверхкритические флюидные технологии (СКФТ) – это технологии использования флюида в ка- честве растворителя для углубленной переработки исходного сы- рья. Сверхкритическая экстракция – наиболее приемлемый для целей получения магнезиального вяжущего технологический прием флю- идной обработки магнезиального сырья. Использование сверхкри- тических флюидов в процессах экстракции основано на высокой растворяющей способности различных сжатых газов, в частности воды или диоксида углерода, а также на том факте, что растворяю- 134 щая способность флюида в близкритической области претерпевает значительные изменения при малых изменениях температуры и давления. Это, в свою очередь, позволяет проводить углубленное фракционирование исходного сырья и регенерацию растворителя без дополнительных энергетических затрат путем дросселирования флюида до давления, при котором растворимость пренебрежимо мала [3]. Большое количество научных трудов в области изучения процес- сов метаморфизма карбонатных пород указывают на возможность установления оптимальных технологических параметров флюидной обработки магнезиального сырья при относительно не высоких по- казателях давления и температуры флюида [4,5,6]. Это позволяет создать относительно недорогое оборудование для флюидной экс- тракции оксида магния, при температуре диссоциации карбоната магния значительно меньшей, чем в случае обжиговых технологий. Следовательно, можно ожидать получение продукта высокого за- данного качества, без примесей и в виде готового продукта, не тре- бующего дальнейшей доработки в виде помола. СКФТ перед обжи- говыми методами имеет ряд преимуществ [6,7]: - низкие энергозатраты, так как экстрагент разогревается от исходной температуры до заданного параметра лишь однажды, а затем лишь догревается в процессе технологической циркуляции в оборудовании. - - возможность использования в качестве сырья доломитовой муки, обеспечивая тем самым безотходность горнодобывающей промышленности, так как имеется возможность обработки отсевов после помола в муку. - экологичность производства. Флюидные технологии также называют «зеленой химией» из-за отсутствия отходов в виде выде- ления продуктов сжигания топлива и иных побочных продуктов химической реакции. Возможные утечки флюида из оборудования в атмосферу также безопасны, так как вода или углекислый газ явля- ются естественными составляющими окружающей среды. - высокая точность управления процессами экстракции ввиду легкости изменения основных параметров: давления и температуры до десятых долей единицы измерения. Это позволяет с относитель- ной легкостью добиваться получения продукта заданных парамет- ров. 135 - возможность полной автоматизации и компьютеризации технологического процесса от этапа отбора сырья со склада и до этапа пополнения склада готовой продукции, поскольку технологи- ческий процесс выполняется в замкнутых объемах технологическо- го оборудования, не предполагающих вмешательства персонала в качестве технологического звена. - последовательная флюидная обработка доломитового сырья при разных параметрах флюида позволяет последовательно из до- ломита выделить оксид магния, затем оксид кальция, так же необ- ходимый продукт в индустрии строительных материалов. В резуль- тате в реакторе останутся естественные примеси породы (FeO, Fe2O3, Al2O3, SiO2), за вычетом органических, которые растворяют- ся во флюиде разлагаясь на составляющие компоненты – воду и ди- оксид углерода. Получаемые примесные компоненты, находясь в микросостоянии, могут быть использованы в технологии производ- ства вяжущих веществ, строительных материалов и т.д. - компактность производства, обусловленная значительно меньшими габаритами технологической линии в сравнении с обжи- говыми технологическими линиями, Все перечисленные технологические комплексы при использо- вании СКФТ заменяются компактной установкой, перерабатываю- щей товарную доломитовую муку в химически чистое вяжущее ве- щество с размером частиц в несколько десятков нанометров, что в полной мере удовлетворяет предъявляемым к вяжущему веществу требованиям. Как видно из вышеизложенного, величина капиталовложений в создание и эксплуатацию СКФТ-производства магнезиального вя- жущего, будет ниже по сравнению с традиционными обжиговыми технологиями. Недостатком флюидных технологий можно считать высокую коррозионную активность флюида к технологическому оборудова- нию, влекущую за собой использование дорогостоящих сплавов в конструкции реакторов и иных контактирующих с флюидом частей оборудования. Но, как показывает практика, за последние 20 лет развития флюидных технологий в мире, стоимость указанных дета- лей оборудования уменьшилась на порядок и эта тенденция будет 136 наблюдаться по мере расширения области применения флюидных технологий в мире. Принципиальная технологическая схема сверхкритической флю- идной СО2-экстракции магнезиального вяжущего вещества из до- ломитового сырья приведена на рисунке. 1 2 3 4 5 6 7 Рисунок 1. Принципиальная схема сверхкритической флюидной СО2-экстракции магнезиального вяжущего вещества: 1 – питающий баллон с СО2; 2 – компрессор; 3 – проточный нагреватель; 4 – реактор; 5 – осадитель; 6 – охладитель; 7 – ком- прессор. Диоксид углерода из питающего баллона (1) подается в систему и поступает в компрессор (2), где сжимается до заданного давления. Далее СО2 поступает в проточный нагреватель (3), где разогревает- ся до заданной температуры. Из нагревателя (3) СО2-флюид следует в реактор (4), где расположена сырьевая масса, подвергаемая флю- идному экстрагированию. Двигаясь через реактор (4) на проток с заданной интенсивностью СО2-флюид увлекает за собой частицы экстрагированного (растворенного в флюиде) оксида магния. Флю- ид с растворенным в нем заданным веществом поступает в осади- тель (5), выполненный в виде блока циклонов, в котором при задан- ных параметрах растворенный оксид магния выпадает в виде осадка из флюида. Из блока циклонов (5) очищенный флюид отправляется в охладитель (6), где его температуру понижают до температуры диоксида углерода в питающем баллоне (1). Из охладителя СО2- флюид направляется в компрессор (7), где его давление понижается до соответствующего давлению СО2 в питающем баллоне (1). После этого диоксид углерода возвращается повторно в процесс флюид- ной экстракции в направление к компрессору (2). Учитывая, что в 137 процессе декарбонизации доломита во флюид выделяется дополни- тельное количество диоксида углерода, перед компрессором (2) из поступающего диоксида углерода отбирается лишний объем СО2, а в случае наличия существенных потерь СО2 по системе флюидной экстракции, недостающий объем СО2 пополняется из питающего баллона (1). Способ сверхкритической флюидной экстракции предполагается использовать для получения магнезиального вяжущего из доломи- тового сырья месторождения «Руба». ЛИТЕРАТУРА 1. Получение извести обжигом мелких фракций в установках скоростной термообработки/ В.С. Русол. - Кишинев: Изд-во ЦК КП Молдавии, 1973. -128 с.; 2. Физико-химические условия метаморфизма карбонатных пород докембрия/ Ю.П. Мельник, Р.И. Сироштан, В.В. Радчук, Л.И. Иванова; [Отв. Ред. Р.Я. Белевцев]. – Киев: Наук. Думка, 1984. -135 с.; 3. Высокотемпературный метаморфизм и метасоматизм кар- бонатных пород/ Н.Н. Перцев; АН СССР, Ин-т геологии рудных месторождений, петрографии, минералогии и геохимии. – М.: Наука. 1977. – 256 с.; 4. Рудные месторождения и формации магнезиальных скар- нов./ Шабынин Л.И. – М.: Недра, 1974. – 278 с.; 5. Двуокись углерода в высокотемпературных процессах ми- нералообразования: (04.00.02)/ Шмулович К.И.: Автореф. дис. на соиск. учен. степ. д-ра геол.-минерал. наук – Черноголовка (Мос- ковская обл.), 1983. – 44 с. 6. Сверхкритическая флюидная экстракция природного сырья: мировой опыт и ситуация в России/А.Р. Водяник, А.Ю. Шадрин, М.Ю. Синев,/«Сверхкритические флюиды: теория и практика», Том 3, №2, 2008; 7. Сверхкритическое состояние воды/ Ю.Е. Горбатый, Г.В. Бондаренко,/ «Сверхкритические флюиды: теория и практика», Ин- т экспериментальной минералогии РАН, Черноголовка, Моск. обл., Том 2, №2, 2007. 138 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.311 ПОЛУЧЕНИЕ СТЕНОВЫХ МАТЕРИАЛОВ НА ОСНОВЕ ФОСФОГИПСА-ПОЛУГИДРАТА ПОВИДАЙКО В.Г. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Для получения стеновых материалов на основе фосфогипса- полугидрата необходимо было решить задачи по его нейтрализации и получению прочных и долговечных композиций. При этом целью исследований являлась разработка композиций и технологии полу- чения стеновых материалов непосредственно из фосфогипсового отхода, исключая дорогостоящие процессы отмывки или обжига и используя лишь его нестабильные вяжущие свойства. В исследова- ниях использовали фосфогипс-полугидрат Череповецкого ПО «Ам- мофос». Проводились также постановочные исследования на основе фосфогипса-полугидрата Гомельского химического завода, полу- ченного при выпуске опытных партий ортофосфорной кислоты в полугидратном режиме. Наличие в фосфогипсе-полугидрате остатков ортофосфорной кислоты, соединений фтора и других примесей, а также низкое зна- чение водородного показателя, не позволяют его использовать без предварительной нейтрализации. Опробованы различные виды нейтрализующих добавок: гидроксиды, карбонаты, пуццолановый портландцемент, щелочная вода, полученная при электролизе и др. 139 Добавки вводились в виде водного раствора в соотношении по мас- се добавка: вода от 1:1 до 1:2. Смесь фосфогипса-полугидрата с нейтрализующей добавкой перемешивалась при водотвердом отно- шении 0,3 в течение 1…2 мин и затем подвергалась механоактива- ции в дисковых или цилиндрических истирающих устройствах. Формование образцов-цилиндров диаметром и высотой 30 мм осу- ществляли путем кратковременной вибрации в течение 5 с. В опы- тах использовали как свежеобразованный фосфогипс-полугидрат сразу после съема его с вакуум-фильтра, так и подсушенный. В це- лях удобства проведения исследований (для консервации и предот- вращения дальнейшей гидратации) фосфогипс-полугидрат предва- рительно подсушивался на воздухе при температуре (20±2)ºС до остаточной влажности 1…3 %. Содержание кристаллизационной влаги в нем составляло 9…12 %. Из каждой партии фосфогипса- полугидрата изготавливали контрольные образцы. Испытания об- разцов осуществляли в возрасте 1 и 28 суток при хранении в воз- душно-сухих условиях. Наиболее низкое значение прочности имели образцы с карбонатными добавками, вследствие выделения в твер- деющем материале углекислого газа, образующегося при взаимо- действии карбонатов с остатками ортофосфорной кислоты. Наиболее рациональной признана добавка гашеной извести. Опыты показали, что для нейтрализации фосфогипса-полугидрата достаточно добавить 1…2 % извести, но при этом наблюдается удлинение сроков схватывания и особенно низкая прочность при сжатии образцов в начальный период твердения. Замедление схва- тывания может быть обусловлено уменьшением растворимости по- лугидрата сульфата кальция при введении ионов кальция и, кроме того, образованием малорастворимых ди- и трикальцийфосфатов, которые адсорбируясь на активных точках, замедляют рост заро- дышей новой фазы. Значительно улучшаются вяжущие свойства фосфогипса-полугидрата при увеличении дозировки извести, наблюдается сокращение сроков схватывания и увеличение прочно- сти образцов. Гашеная известь является недорогим и недефицитным материалом и в тоже время эффективным нейтрализатором остат- ков ортофосфорной кислоты и других примесей фосфогипса, связы- вая их в труднорастворимые соединения: фосфаты, фториды и сульфаты кальция, а также повышает водородный показатель смеси (до 12,5 при введении извести 7 % и более). Однако с повышением 140 содержания извести снижается водостойкость и морозостойкость фосфогипсовых образцов. Среди различных добавок, улучшающих эти показатели, наиболее целесообразной можно считать добавку молотого гранулированного шлака. Это особенно удобно для ис- пользования фосфогипса-полугидрата Череповецкого ПО «Аммо- фос», поскольку на месте имеется доменный гранулированный шлак Череповецкого металлургического комбината (ОАО «Север- сталь»). Известны составы смесей, содержащие в композиции с фосфо- гипсом–полугидратом добавки извести и шлака. Но высокая водо- потребность этих композиций (В/Т=0,4…0,7) и низкая прочность получаемого камня, обусловленная низкой активностью фосфогип- са-полугидрата и недостаточной степенью измельчения шлака (до удельной поверхности 500…1000 см2/г), сдерживает их широкое применение. Такие составы рекомендовались преимущественно для заполнения объемов выработанных шахт. Исследования фосфогипсоизвестковошлаковых (ФГИШ) компо- зиций, проведенные в НИИЛ БиСМ БНТУ показали, что для повы- шения прочности камня в 1,7…3 раза необходим более тонкий по- мол шлака – до удельной поверхности не менее 4 тыс. см2/г, а для снижения водосодержания смеси до В/Т = 0,3 необходимо осу- ществлять механоактивацию. Увеличение тонкости помола шлака позволяет снизить его расход и соответственно увеличить содержа- ние фосфополугидрата в вяжущей композиции, благодаря чему по- вышается степень утилизации фосфогипсого отхода. Для определения в ФГИШ композициях оптимального содержа- ния извести и шлака были изготовлены образцы, содержащие от 5 до 15 % извести и от 5 до 15 % шлака с различным сочетанием ком- понентов. В опытах использовали шлак измельченный до удельной поверхности 6,5 тыс. см2/г. Наиболее высокую прочность 28…30 МПа, имели образцы, содержащие 6…8 % извести и 8…10 % шла- ка. Введение в композиции тонкомолотого шлака обеспечило полу- чение материала повышенной водостойкости. Коэффициент раз- мягчения образцов составлял 0,7…0,8. Из разработанных композиций на экспериментальной базе НИИЛ БиСМ НИЧ БНТУ изготовлены опытные партии стеновых камней и кирпича двумя способами формования: кратковременным 141 виброуплотнением и фильтрационным прессованием. В качестве исходного сырья использовали следующие материалы: 1. Фосфогипс-полугидрат Череповецкого ПО «Аммофос», ко- торый с целью сохранения гидратационной активности предвари- тельно был подсушен до равновесной влажности при температуре 20 0С. При изготовлении изделий использовали фосфополугидрат двух партий с различным содержанием кристаллизационной влаги: первая партия – с содержанием Н2О крист.= 9,4 % (степень гидра- тации 21,8 %), вторая - Н2О крист.= 12,7 % (степень гидратации 44,2 %) 2. Доменный гранулированный шлак Череповецкого метал- лургтческого комбината, измельченный до удельной поверхности 4…6 тыс. см2/г. Активность шлака составляла 320 мг/г. 3. Известь строительную воздушную негашеную кальциевую комовую быстрогасящуюся II сорта ОАО «Красносельскстроймате- риалы». Процесс приготовления формовочной смеси включал следующие основные технологические операции: подготовку сырьевых матери- алов (предварительное измельчение фосфополугидрата, помол шла- ка, гашение извести); смешивание всех компонентов и механоакти- вацию. Полнотелые стеновые камни размерами 390×190×188 мм и пол- нотелый кирпич, изготовленные вибрационным способом, имели среднюю плотность в сухом состоянии 1560…1600 кг/м3, предел прочности при сжатии в возрасте 1 суток - 8,9 МПа, а в возрасте 28 суток – 9,5 МПа, коэффициент размягчения - 0,62…0,69, водопо- глощение - 5…7,9 %. Средняя плотность пустотелых стеновых кам- ней составила 1390 кг/м3, предел прочности при сжатии - 4,9 МПа. Через 5 часов твердения виброформованные изделия имели проч- ность 0,4 МПа, достаточную для распалубки. Невысокую прочность отдельных виброформованных изделий можно объяснить использо- ванием при их изготовлении низкоактивного фосфополугидрата (из второй партии), частично прогидратировавшего при подсушке. Для получения изделий с достаточной распалубочной и отпускной прочностью, содержание кристаллизационной влаги не должно пре- вышать 9 %. Целесообразно использовать фосфополугидрат, в ко- тором содержание кристаллизационной влаги находится в пределах 142 6,5…7,2 %. При этом не требуется дополнительно затрачивать энер- гию на подсушку полугидрата. Испытания изделий, полученных путем фильтрационного прес- сования, показали, что их средняя плотность в сухом состоянии со- ставляет 1720…1850 кг/м3, предел прочности при сжатии - 12,5…15,0 МПа, водопоглощение - 3…4 %. При смешивании фосфополугидрата с добавками извести и шла- ка образуется трехкомпонентная вяжущая система, обладающая гидравлической активностью. В процессе ее твердения образуются труднорастворимые гидроалюминаты и гидросиликаты кальция, способствующие повышению водостойкости образцов. Добавка из- вести в композициях является не только нейтрализатором примесей фосфополугидрата, но и активатором твердения шлака. При смеши- вании фосфополугидрата со шлаком без добавки извести повыше- ния прочности и водостойкости образцов не наблюдается. Увеличе- ние дозировки шлака приводит лишь к пропорциональному сниже- нию прочности образцов. Совместное твердение гипса и шлака без извести возможно только в случае использования сильно основных шлаков. Для активации твердения кислых и нейтральных шлаков необходимо дополнительно вводить щелочной компонент. Получение морозостойкого и экологически чистого материала на основе фосфогипса-полугидрата в значительной степени зависит от рецептуры и технологии приготовления сырьевой смеси (способа подготовки исходных компонентов и последовательного введения их в сырьевую смесь), а также от способа формования изделий. Так, при смешивании «кислого» фосфополугидрата со шлаком может происходить выделение сероводорода вследствие взаимодействия остатков фосфорной кислоты, содержащихся в полугидрате, с со- единениями серы, имеющимися в шлаке. Известно, что сероводород может образовываться при смешивании разбавленных кислот с ве- ществами, содержащими серу и ее соединения. Для предотвраще- ния этого негативного явления добавка шлака должна вводиться в сырьевую смесь после предварительной нейтрализации фосфополу- гидрата известью, либо одновременно с известью в виде гомоген- ной водной суспензии, что практически исключает образование и выделение сероводорода. Известь имеет более высокую раствори- мость по сравнению со шлаком, поэтому при смешивании этих компонентов с водой образуется раствор насыщенный гидроксидом 143 кальция. При смешивании известково-шлаковой водной суспензии с фосфополугидратом гидроксид кальция нейтрализует остатки фос- форной кислоты и предотвращает тем самым возможность их взаи- модействия с соединениями серы. Санитарно-гигиенические иссле- дования подтвердили возможность применения в строительстве фосфогипсоизвестковошлаковых композиций. В производственных условиях добавку шлака целесообразно подвергать помолу совместно с негашеной комовой известью пре- имущественно быстро- или среднегасяйщейся. Это позволяет избе- жать предварительной подсушки шлака, поступающего с металлур- гических предприятий, как правило, во влажном состоянии. В про- цессе помола свободная влага, содержащаяся в шлаке, связывается известью вследствие частичного ее гашения с образованием гид- роксида кальция, в результате чего предотвращается налипание шлака на внутренние стенки шаровой мельницы. Исключение опе- рации подсушки сырого шлака перед помолом способствует сниже- нию энергозатрат в производственном процессе. Опыты показали, что для получения морозостойкого материала на основе фосфогипсоизвестковошлаковых композиций гашение изветсковошлаковой добавки необходимо осуществлять в присут- ствии небольшого количества фосфополугидрата и полученную смесь выдерживать в термосных условиях при температуре 40…60 0С. Это обеспечивает условия для предварительной гидратации трехкомпонентной вяжущей системы и образования высокосуль- фатной формы гидросульфоалюмината кальция (эттрингита) или других возможных новообразований в безопасный период гидрата- ции вяжущей системы, – еще на стадии приготовления сырьевой смеси и задолго до начала формования изделий, когда вяжущая си- стема представляет собой податливое упруго-вязко-пластичное те- сто, и увеличение объема новообразований не может привести к саморазрушению материала. Термосное выдерживание материала при повышенной температуре способствует ускорению процесса гидратации вяжущей системы и роста новообразований. Кроме то- го, в вяжущую систему рекомендуется вводить добавки, связываю- щие свободную известь в труднорастворимые соединения. Тепло экзотермической реакции, выделяемое при гашении извести, позво- ляет поддерживать повышенную температуру смеси без дополни- тельных энергозатрат. Благодаря совмещению операций гашения 144 извести и предварительной гидратации ФГИШ вяжущей системы сокращается длительность всего технологического процесса. По разработанному способу, предусматривающему предвари- тельную гидратацию трехкомпонентной фосфогипсоизвестково- шлаковой композиции, на Череповецком ПО «Аммофос» непосред- ственно из свежеобразованного фосфогипса-полугидрата изготов- лены образцы вибропрессованных стеновых изделий (кирпича и камней). Исходный фосфополугидрат, отобранный с карусельного вакуум-фильтра, содержал кристаллизацтонной влаги Н2Окр. = 6,5…7,2 %, химически несвязанной (гигроскопической) влаги Н2Огигр. = 21,5…29 % и примесей: Р2О5 общ = 1,45…1,75 %, Р2О5 водо- раств. = 0,71…0,76 %, Fобщ. = 0,35…0,91. Фосфополугидрат использо- вался не позднее 1 ч после отбора с вакуум-фильтра. Процесс изго- товления вибропрессованных стеновых изделий включал: измель- чение -фосфополугидрата сульфата кальция в мелотерке до полу- чения частиц размерами 0,03…2 мм; совместный помол негашеной извести и доменного шлака до удельной поверхности 4…8 тыс. см2/г; смешивание известковошлаковой добавки с частью фосфопо- лугидрата и водой с температурой 80…90 0С. Испытания виброформованных образцов на основе фосфогипсо- известковошлаковых композиций показали, что они имеют предел прочности при сжатии 28…30 МПа, что в 1,5 раза превышает проч- ность контрольных образцов из механоактиворованного фосфопо- лугидрата, не содержащих добавки извести и шлака, и в 3 раза пре- вышает прочность образцов на основе известных ФГИШ компози- ций, применяемых в качестве закладочных строительных смесей. Испытания на морозостойкость показали, что виброформованные образцы, изготовленные из свежеобразованного фосфополугидрата по разработанной технологии, выдерживают также как и образцы из подсушенного фосфополугидрата более 25 циклов попеременного замораживания и оттаивания. Исследования показали, что при оп- тимальном содержании в свежееобразованном фосфогипсе- полугидрате кристаллизационной влаги (6,2…7,2 %) и соответ- ственно незначительном количестве дигидратной фазы, можно по- лучить изделия достаточно высокой прочности (28…30 МПа) при обычном вибрационном способе формования. 145 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 691.327: 666.973 ПРОЧНОСТНЫЕ И ЭКСПЛУАТАЦИОННЫЕ ХАРАКТЕРИСТИКИ БЕТОНА СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ЗАЩИЩЕННЫХ СИСТЕМОЙ «КАЛЬМАТРОН» ПОЛЕЙКО Н.Л., ЛЕОНОВИЧ С.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь ТЕМНИКОВ Ю.Н. ООО «Кальматрон – Спб.» Санкт-Петербург, Россия ЖУРАВСКИЙ С.В. ООО «Белкальматрон» Минск, Беларусь Введение Учитывая тенденцию последних лет использования в промыш- ленности строительных материалов отходов производства примене- ния для изготовления бетонных и железобетонных конструкций вя- жущих с пониженным содержанием клинкерного фонда, необходи- мо решать вопросы долговечности этих конструкций даже при экс- плуатации в нормальных атмосферных условиях [1]. 146 Водонепроницаемость – одна из основных технических характе- ристик, определяющих эксплуатационность и долговечность бетон- ных конструкций. Проницаемость бетона в значительной степени зависит от состава бетонной смеси, качества уплотнения, ухода за бетоном, степени гидратации цемента и условий эксплуатации кон- струкций. Особо остро стоит вопрос о восстановлении водонепро- ницаемости бетона в условиях эксплуатации, при которых выявле- ны признаки разрушения бетона. Технологический процесс изготовления конструкций, режима тепловлажностной обработки бетона сопряжены с большой вероят- ностью образования температурных, усадочных и силовых трещин, наличием зон контакта свежеуложенной бетонной смеси и затвер- девшего бетона, наличием водных пленок под арматурой и круп- ным наполнителем. Постоянная миграция влаги в массиве бетона за счет капилляр- ного подсоса, испарения, перепада температур на различных по- верхностях являются определяющим фактором процесса интенси- фикации разрушения цементного камня. Установлено, что от параметра проницаемости в значительной степени зависит и морозостойкость, косвенно характеризующая долговечность бетона конструкций. Снижение проницаемости бе- тонных конструкций достигается различными способами, но наибо- лее эффективным и радикальным, по нашему мнению, является кольматация пор и капилляров бетона [2,3,4]. Экспериментальные исследования. Анализ результатов Состав цементного проникающего действия «Кальматрон» пред- ставляет собой сухую смесь: вяжущего - цемента, фракционирован- ного песка и специальных химических добавок и изготавливается по СТБ 1543-2005 «Смеси сухие гидроизоляционные. ТУ». Состав «Кальматрон» предназначен для защиты капиллярно- пористых строительных материалов (тяжелых, легких, мелкозерни- стых и ячеистых бетонов и кирпича) от климатических и техноген- ных видов коррозии, для гидроизоляции строительных конструк- ций, сооружений, емкостей. Основные показатели состава «Кальматрон» приведены в табли- це 1. 147 Таблица 1. Физико-механические показатели состава «Каль- матрон» № п/п Наименование показателя Нормативные значения 1 Внешний вид Серый порошок с серыми включениями 2 Влажность, % не более 2,5 3 Сроки схватывания, мин - начало, не менее - окончание, не более 30 180 4 Прочность при сжатии, МПа не менее M 25 5 Марка по морозостойкости, не менее F 300 6 Марка по водонепроницаемости, не менее W 10 7 Коррозионное состояние стальной арматуры Устойчиво-пассивное 8 Удельная поверхность, см2/г 2874 Для проведения испытаний состава «Кальматрон» в качестве за- щитного покрытия на бетоне были изготовлены контрольные об- разцы, а также образцы бетона, предназначенные для нанесения ма- териала. В качестве вяжущего применялся портландцемент ОАО «Красносельскстройматериалы» «ПЦ – 400 ДО»; в качестве мелкого заполнителя применялся кварцевый песок карьера «Кальматрон», крупного заполнителя – гранитный щебень фракции 5…20 мм Ми- кашевичского карьера. Расход материалов на 1 м3 бетона: цемента – 320 кг; песок – 630 кг; щебень – 1120 кг; вода – 175 л. После изготовления бетонные образцы были выдержаны в каме- ре нормально-влажностного твердения в течение 28 суток, затем покрывали составом «Кальматрон» Приготовление рабочего состава на основе сухой смеси состава «Кальматрон» и нанесение покрытия на образцы осуществляли со- гласно технологической карты ТК 111/03/07 – 2004. Для приготов- ления рабочего состава сухую смесь затворяли водой в количестве 240…250 мл на 1кг материала. Все бетонные образцы перед нанесением состава «Кальматрон» насыщались водой. Нанесение состава «Кальматрон» на бетонные поверхности образцов осуществлялось с помощью шпателя за один проход. Толщина нанесенного защитного слоя покрытия составляла 3…5 мм. Образцы с нанесенным покрытием выдерживали до испы- таний в камере нормально-влажностного твердения. 148 Определение водонепроницаемости бетонных образцов- цилиндров с покрытием на основе состава «Кальматрон» и бетон- ных образцов без защиты проводили в соответствии с требованиями ГОСТ 12730.5 – 84. «Бетоны. Метод определения водонепроницае- мости». Перед проведением испытаний образцы с нанесенным со- ставом «Кальматрон» погружали рабочими поверхностями в ем- кость с водой на глубину 5мм (толщина гидроизолирующего слоя «Кальматрон») и выдерживали в течение 72 часов. Давление под- нимали ступенями по 0,2 МПа, начиная с 0,2 МПа до 1,2 МПа и вы- держивали на каждой ступени в течение 6 часов. Испытания про- должали до появления мокрого пятна на верхней торцевой поверх- ности. Водонепроницаемость серии образцов оценивали макси- мальным давлением воды, при котором на четырех из шести образ- цов не наблюдается признаков фильтрации воды. Для бетонных образцов с покрытием на основе состава «Каль- матрон» испытания проводили при прямом (со стороны покрытия) и обратном (со стороны торца образца, необработанного покрыти- ем) давлении воды. Результаты испытаний на водонепроницаемость представлены в таблице 2. Таблица 2. Результаты испытаний на водонепроницаемость Маркировка образцов Вид материала Направление давления Результат по серии образцов Серия 1а Бетон с покрытием «Кальматрон» прямое W 10 Серия 1б Бетон с покрытием «Кальматрон» обратное W 6 Серия 2 Контрольные образ- цы бетона прямое W 2 В соответствии с результатами испытаний, покрытие на основе состава «Кальматрон» повышает марку по водонепроницаемости бетона при прямом давлении воды – на четыре ступени, при обрат- ном – на две ступени. Определение морозостойкости бетонных образцов с покрытием составом «Кальматрон» и без покрытия проводили в соответствии с требованиями ГОСТ 10060.2 – 95 «Бетоны. Методы определения 149 морозостойкости». Морозостойкость определяли по ускоренному методу при многократном переменном замораживании – оттаива- нии в 5%-ом растворе хлорида натрия при температуре минус (50±5) С. Оттаивание образцов происходило при температуре плюс (18±2) С. Соотношение между числом циклов испытаний по ускоренному методу, основанному на замораживании – оттаивании в растворе соли и морозостойкостью принимали по таблице 3. Таблица 3. Соотношение между количеством циклов испы- таний и морозостойкостью Число циклов замораживания- оттаивания (моро- зостойкость) 100 200 300 400 Число циклов испытаний 3 5 8 12 Оценку состояния образцов с покрытием производили по изменению внешнего вида и прочности. Результаты испыта- ний приведены в таблице 4 и таблице 5 соответственно. Таблица 4. Изменение внешнего вида образцов в процессе испытания на морозостойкость Вид образцов Сроки испытаний образцов 3 цикла 5 циклов 8 циклов 12 циклов Бетон с покрытием «Кальмат- рон» Сильное шелушение «Кальматро- на» Сильное разру- шение «Кальмат- рона» на всех гранях, бетон без изменений Полное раз- рушение «Кальматро- на», слабое шелушение бетона на отдельных гранях Сильное шелушение поверхно- сти бетона Контроль- ный бетон Шелушение поверхности бетона на отдельных гранях Сильное шелу- шение поверхно- сти бетона Сильное поверхност- ное разру- шение бето- на на гранях, углах и реб- рах, скругле- ние углов Практиче- ски полное разрушение образцов 150 Таблица 5. Изменение прочности на сжатие образцов в про- цессе испытания на морозостойкость Вид об- разцов До испы- таний После 3-х циклов После 5 циклов После 8 циклов После 12 циклов Rср, МПа Rср, МПа ∆R, % Rср, МПа ∆R, % Rср, МПа ∆R, % Rср, МПа ∆R, % Бетон с покрыти- ем «Каль- «Каль- матрон» 25,7 – ─ 25,2 - 1,9 24,7 - 3,9 23,1 - 10,1 Кон- трольный бетон 23,5 22,8 - 2,9 22,4 - 4,7 20,6 - 12,3 ─ ─ Морозостойкость образцов оценивали числом циклов заморажи- вания – оттаивания, при котором не наблюдалось снижения проч- ности бетона контрольного и обработанного «Кальматроном» бо- лее, чем на 5% от исходной величины. Контрольные образцы бето- на после 12 циклов практически полностью разрушились. Результаты испытаний на морозостойкость показали, образцы бетона с покрытием на основе состава «Кальматрон» выдержали 8 циклов замораживания – оттаивания, бетон без защиты – 5 циклов, что соответствует марке по морозостойкости F300 и F200 соответ- ственно. Определение прочности сцепления покрытия «Кальматрон» с бетоном проводили в соответствии с ГОСТ 28574-90 «Защита от коррозии в строительстве. Конструкции бетонные и железобетон- ные. Методы испытаний адгезии защитных покрытий». Для опреде- ления количественной величины адгезии материалов к основанию использовали метод нормального отрыва, заключающийся в изме- рении силы отрыва покрытия от защищаемой поверхности при по- мощи приклеенного к покрытию металлического штампа и динамо- метра. Результаты определения адгезии покрытия «Кальматрон» к бетону показали, что покрытие обладает высокими адгезионными свойствами. Величина адгезии составляет 3,3 МПа. Определение прочности на сжатие проводили на контрольных образцах из бетона и бетонных образцах, обработанных составом 151 «Кальматрон»; в соответствии с ГОСТ 10180-90 «Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам». Установлено, что повышение прочности при сжатии бетонных образцов, обрабо- танных составом «Кальматрон», по сравнению с контрольными об- разцами бетона без защиты составляет около 7%. Определение глубины проникновения состава «Кальматрон» в бетон проводили на образцах, одна из граней которых была обрабо- тана составом «Кальматрон». Для решения поставленной задачи проводился морфологический анализ с использованием оптической и электронной микроскопии. Оптический морфологический анализ проводился на установке МП – 3 с использованием контрастирую- щего высокодисперсного люминофора. Для проведения морфоло- гических исследований образец разрезался на равные части и одна из полученных поверхностей шлифовалась и полировалась. После механических операций образец промывался, а поверхность обраба- тывалась ультразвуком в воде для полной очистки поверхности от следов шлифовальных и полировальных порошков. Визуальный анализ срезов показал, что в обоих представленных образцах под поверхностью нанесенного слоя «Кальматрона» наблюдается область, отличающаяся более темным цветом (т.е. имеющая статистически более низкую отражательную способность примерно на 2-5%). Область распространяется на глубину до 45 мм. Морфологический анализ слоя «Кальматрона» показал, что он имеет микропористую структуру (Рисунок 1). Граница между слоем «Кальматрона» и бетона отсутствует, и различить их можно только по виду заполнителя (рисунок 2). Параметры пористости «Кальмат- рона» приведены на Рисунок 3.. Основная пористость распределена в интервале 10-50 мкм с центром распределения 15 мкм, относи- тельная пористость 9,8%. Анализ структуры бетона показывает, что он является крупнопо- ристым объектом с равномерно распределенными фильтрационны- ми и диффузионными каналами. Бетон имеет развитую структуру пор воздухововлечения размером от 10 мкм до 1,5 мм (рисунок 4), с преобладанием мелкопористой структуры с центром распределения 50 мкм. Поры обособленные. Пористость бетона – 12,4%. Результа- ты морфологического анализа приведены на рис.5. Для анализа распространения кольматирующего вещества про- водилось электронно-микроскопическое исследование скола. Ана- 152 лиз показал, что до глубины 1,5…2 мм под поверхностью «Каль- матрона» обнаруживаются заполненные фильтрующимся веще- ством поры (рис.6), с увеличением глубины от обработанной по- верхности число заполненных пор уменьшается, и на глубине около 4мм их количество не превышает 1% общего числа пор. Рисунок 1. Визуализированная внедрением высокодисперсного люминофора поро- вая структура слоя «Кальматрона» Рисунок 2. Общий вид образца в окрестности контактной области. Слева – слой «Кальматрона», справа – бетон 153 Рисунок 3. Пористость образца «Кальматрона» Рисунок 4. Поровая структура бетона 154 Рисунок 5. Пористость образца бетона Рисунок 6. Поры в бетоне 1 – замкнутая (недоступная для проникновения раствора) пора; 2 – поры, заполненные веществом, кристаллизовавшимся из водного раствора «Кальматрона» 155 Можно предположить, что в состав «Кальматрона» входят веще- ства, образующие в воде истинный раствор. Раствор распространя- ется по телу бетона по капиллярам. На глубине до 1,5 – 2 мм наблюдается частичное или полное заполнение пор дисперсными продуктами, содержащимися в «Кальматроне», которые блокируют большую часть фильтрационного пространства, находящегося в по- граничной области между бетоном и «Кальматроном». Поэтому в дальнейшем распространение жидкости идет преимущественно по диффузионным каналам за счет градиента концентрации. Таким образом, раствор, образовавшийся при насыщении «Кальматрона» водой, будет распространяться до глубины, определяемой объемом диффундирующей жидкости. Обобщение результатов морфологического анализа, проведенно- го оптическим и электронно-микроскопическим методами, позволя- ет сделать вывод, что слой «Кальматрона», нанесенный на поверх- ность бетона, представляет собой микропористую структуру, филь- трационные каналы в которой практически отсутствуют. Область контакта между «Кальматроном» и бетоном монолитна за счет про- никновения дисперсных составляющих «Кальматрона» в структуру бетона. Взаимодействие «Кальматрона» с бетоном происходит поэтапно. При затворении водой «Кальматрона» образуются гидраты клин- керных минералов и водный раствор. На первом этапе формируется контактная область, в которой «Кальматрон» занимает все свобод- ное пространство доступных пустот бетона, блокируя фильтраци- онные каналы. На втором этапе протекает диффузионный перенос раствора вглубь бетона, лимитированный объемом образовавшегося раствора. Кольматирующий эффект защитного состава определяет- ся блокированием фильтрационного объема веществами, кристал- лизующимися из раствора, проникшего в тело бетона, и купирова- нием диффузионного объема при повторном смачивании поверхно- сти слоя «Кальматрона». Установлено, что под поверхностью нанесенного слоя «Каль- матрона» отчетливо имеется область, распространяющаяся до глу- бины до 45 мм, более темная по цвету (имеющая статистически бо- лее низкую отражательную способность). До глубины 1,5 – 2 мм под поверхностью «Кальматрона» обна- руживаются заполненные фильтрующимся веществом поры; с уве- 156 личением глубины от обработанной поверхности число заполнен- ных пор уменьшается, и на глубине более 4 мм их нет. Таким образом, установлено, что область контакта «Кальматро- на» с бетоном (толщиной до 0,5 мм) монолитна, в слое бетона до глубины 2 мм от поверхности поры частично заполнены фильтру- ющимся веществом, а зона влияния проникновения растворимой части «Кальматрона» прослеживается до глубины 45 мм от поверх- ности. Заключение Результаты испытаний бетона с покрытием на основе состава “Кальматрон” по основным показателям качества по сравнению с бетоном без защиты приведены в обобщенной таблице 6. Таблица 6. Результаты испытаний № Наименование показа- теля, единица измере- ния Обозначение НТД на испытание Результаты испытаний Бетон с по- крытием “Кальматрон” Бетон без защиты 1 Водонепроницаемость, МПа: - прямое давление - обратное давление ГОСТ 12730.5 – 84 W 10 W 6 W 2 ─ 2 Морозостойкость, циклы ГОСТ 10060.2 – 95 300 200 3 Прочность сцепления с бетоном (адгезия), МПа ГОСТ 28574 – 90 3,3 ─ 4 Прочность на сжатие, МПа ГОСТ 10180 – 90 27,7 25,8 Результаты проведенных испытаний позволяют сделать следу- ющие выводы. Покрытие на основе состава «Кальматрон» обладает высокими адгезионными свойствами к бетонной поверхности (3,3 МПа). Нанесение покрытия на основе состава «Кальматрон» на бетон позволяет увеличить марку бетона по водонепроницаемости на 4 ступени (с W2 до W10) при прямом давлении воды, на 2 ступени при обратном давлении, повысить морозостойкость бетона с 200 до 300 циклов и повысить прочность бетона на 7%. 157 Результаты физико-химических исследований показали, что об- ласть контакта состава «Кальматрон» с бетоном монолитна, в слое бетона до глубины 2 мм от поверхности поры заполнены фильтру- ющимся веществом, а зона влияния проникновения растворимой части «Кальматрона» прослеживается до глубины 45 мм от поверх- ности. Промышленное применение кольматирующих составов проведе- но на ряде объектов Республики Беларусь: ремонт и восстановление очистных сооружений ОАО «Красносельскстройматериалы»; ремонт резервуаров РУП «Беларуськалий»; ремонт дымовой трубы ТЭЦ – 5, градирни ТЭЦ – 4 и очист- ных сооружений ТЭЦ – 3; восстановление транспортной эстакады ОАО «Нафтан»; ремонт и восстановление «Августовского канала» и ряд дру- гих сооружений. Промышленная апробация и применение состава «Каль- матрон» подтвердили эффективность использования состава «Кальматрон» в подземном и наземном транспортном строи- тельстве, защите канализационных и водопроводных систем, резервуаров, сооружений и ремонте строительных конструк- ций в качестве защитного покрытия проникающего действия. ЛИТЕРАТУРА 1. Розенталь Н.К., Степанова В.Ф., Чехний Г.В. Защитные ма- териалы проникающего действия для повышения долговечности конструкций./ «Долговечность строительных конструкций. Теория и практика защиты от коррозии». – М.: Центр экономики и марке- тинга. 2002 – С.75-79. 2. Герчин Д.В. Особенности применения защитного состава «Кальматрон» для повышения долговечности бетонов зданий и со- оружений./ Материалы Международной конференции «Проблемы долговечности зданий и сооружений в современном строительстве» – СПб.: РНФ «Роза мира», 2007. – С.338- 343. 3. Полейко Н.Л., Осос Р.Ф., Полейко Д.Н., Журавский С.В. Повышение долговечности бетона с применением состава “Каль- матрон”./ Материалы Международной конференции “Проблемы 158 долговечности зданий и сооружений в современном строительстве”. – СПб.: РНФ “Роза мира”, 2007. – С.377-383. 4. Полейко Н.Л., Осос Р.Ф., Полейко Д.Н. Гидроизоляционный материал «Кальматрон» – перспективы применения./ Архитектура и строительство. 2005., №5. – С.94-97. 5. Полейко Н.Л., Осос Р.Ф., Полейко Д.Н. Применение гидро- фобизатора типа «Кальматро» в производстве железобетонных труб методом виброгидропрессования. / Материалы МНТК «Наука и технология строительных материалов. Состояние и перспективы развития» - Минмк: БГТУ, 2005. – С. 216-219. 6. Смеси сухие гидроизоляционные. Технические условия: СТБ 1543 – 2005. – Введ. 01.01.2006. 7. Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам: ГОСТ 10180 – 90. – Введ. 01.01.1991. 8. Бетоны. Метод определения водопоглощения. ГОСТ 12730.3 – 78. – Введ. 01.01.1980. 9. Бетоны. Методы определения водонепроницаемости: ГОСТ 12730.5 – 84. – Введ. 01.07.1985. 10. Бетоны. Ускоренные методы определения морозостойкости при многократном замораживании и оттаивании: ГОСТ 10060.2 – 95. – Введ. 01.04.1997. 11. Бетоны. Методы определения показателей пористости: ГОСТ 12730.4 – 78. – Введ. 01.01.1980. 12. Защита от коррозии в строительстве. Конструкции бетон- ные и железобетонные. Методы испытаний адгезии защитных по- крытий: ГОСТ 28574 – 90. – Введ. 01.01.1991. 159 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 621.762; 691.002(032) ПЕРСПЕКТИВЫ ПРИМЕНЕНИЯ ОТЕЧЕСТВЕННЫХ УГЛЕРОДНЫХ НАНОМАТЕРИАЛОВ В ТЕХНОЛОГИИ ТЯЖЕЛЫХ И ВЫСОКОПРОЧНЫХ БЕТОНОВ РЯБЧИКОВ П.В., БАТЯНОВСКИЙ Э.И. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь АННОТАЦИЯ В статье изложены результаты исследований, отражающих вли- яние добавок углеродных наноматериалов на морфологические из- менения продуктов гидратации цемента, а также кинетику тверде- ния и свойства бетонов. THE SUMMARY In article results of the researches reflecting influence of additives of carbon nanomaterials, on morphological changes of products of hydra- tion of cement, and also kinetics of curing and properties of concrete are stated. ВВЕДЕНИЕ В современных условиях все большую значимость приобретает знание, способность и умение управлять процессами структурооб- разования при получении различных (в т.ч. и строительных) мате- риалов на уровне размеров элементарных частиц, из которых «строится» (создается) данный материал. Целенаправленное воз- действие на формирование наноструктуры, например, твердеющего 160 цементного камня, может обеспечить создание более однородной и плотной взаимной «упаковки» гидрокристаллических новообразо- ваний – продуктов реакции клинкерных минералов цемента с водой, характеризующихся наноразмерами (~ 8…25 х 10-9 м). На этой ос- нове появляется возможность не только управлять кинетикой пере- хода (трансформацией) вязкопластичной бетонной смеси в твердо- фазное состояние − цементный бетон, но и обеспечить более высо- кий уровень его плотности и прочности, что является базисом для повышения несущей способности, долговечности и эксплуатацион- ной надежности строительных конструкций, изготовленных с его использованием. СТРУКТУРА НАНОМАТЕРИАЛОВ – ОСНОВА ЭФФЕК- ТИВНОСТИ Открытие фуллеренов (Kroto, 1985), развитие технологий их по- лучения и исследований строения, структуры и свойств в 1985-1995 г.г. (Kraetschmer, Ebbesen, Mintimire, Елецкий, Смирнов, Hamada, Sawada, Oshijama, Iijima, Ichihashi, Dresselhaus и многие другие ис- следователи [3,5,11…13 и др.]) позволило выявить (Iijima, 1991), что в результате термического распыления графитового анода в электрической дуге наряду с молекулами, принадлежащими к се- мейству фуллеренов, образуются также протяженные структуры, представляющие собой свернутые в однослойную или многослой- ную трубку графитовые слои. Длина таких образований, получив- ших название "нанотрубки", зачастую превышает 1 мкм (т.е. > 1000 нм) и может достигать десятков микрон, на несколько порядков превышая их диаметр, составляющий обычно от одного до несколь- ких нанометров. В процессе развития технологий получения углеродных нанома- териалов [1,4,6,7…9,14…16 и др.] была выявлена множественность видов строения и размеров формирующихся в различных условиях наноструктур, полученных различными методами с использованием различных материалов, подвергавшихся разным способам модифи- кации, разными приемами и веществами дополнительно обработан- ных (рис. 1). Результатами исследований, выполненных в институте тепло- и массообмена имени Лыкова НАН Беларуси, явилась разработка уникального способа получения УНМ в плазме высоковольтного 161 разряда [14] и создание соответствующего оборудования для реали- зации технологии производства УНМ [7]. Фотографии некоторых видов полученных в «ИТМО» НАН Беларуси УНМ приведены на рисунке 1. а) 162 б) Рисунок 1. а) ПЭМ-фотографии образца материала УНМ б) Электронные микрофотографии УНМ из различных реакторов С 2006 г. в БНТУ были начаты системные исследования на базе кафедры «Технология бетона и строительные материалы» и ее научно-исследовательской лаборатории по направлению эффектив- ного использования углеродных наноматериалов в строительной 163 отрасли. В результате многочисленных экспериментов был выделен ряд углеродных нановеществ, которые в дальнейшей работе фигу- рируют под названиями «УНМ 1», «УНМ 2», «УНМ-осадок», «УНМ-суспензия» и др., которые отличаются вещественным соста- вом, способом получения, очистки и введения в цементные (бетон- ные) композиции. С помощью данных видов УНМ удалось добить- ся увеличения различных физико-технических свойств (прочност- ных, технологических, эксплуатационных) цементного камня и, на его основе, бетона. С позиций эффективного воздействия УНМ на процессы струк- турообразования, твердения и на прочность цемента (соответствен- но, – цементного бетона, как базового строительного материала) особую значимость имеют высочайшая потенциальная энергия уль- традисперсных УНМ, а также их свойство в определенных условиях получения формировать тончайшие волокна значительной (до де- сятков микрон) длины. В первом варианте эффективность введения вещества УНМ в цемент и цементные композиции в целом основывается на пониже- нии энергетического порога начала образования кристаллогидратов из водного раствора, насыщенного ионами клинкерных минералов цемента, как результата его взаимодействия с водой затворения. То есть, в этом случае используется высокий уровень энергии поверх- ности частиц УНМ, которые могут служить центрами кристаллиза- ции, ускоряя процесс образования кристаллогидратов и обеспечивая повышение темпа роста прочности цементного камня. В несколько ином аспекте проявляется эффективность волокно- образных трубчатых УНМ. Их особенностью является значительная длина (в цитированной литературе приведены примеры формирова- ния трубок длиной до 30 мкм) при малых размерах поперечного се- чения, которое может быть в диаметре менее 1 нм. Такой волокно- образный материал, характеризующийся значительной прочностью на растяжение, может оказать огромное влияние на прочностные характеристики цементного камня и бетона.. Малые поперечные размеры нановолокон при длине, значительно превышающей раз- меры собственно гидрокристаллов силикатов, алюминатов и ферри- тов кальция, соответствующих 8,0…25,0 нм, обеспечивают необ- ходимые предпосылки для «защемления» волокон в межплоскост- 164 ных пространствах соседствующих поверхностей множества гидро- кристаллов, что и обеспечивает эффект армирования нано- и микро- структуры объема новообразований затвердевшего цементного камня. Далее в материале статьи частично представлены результаты ис- следований по оценке эффективности и перспективах применения УНМ в цементных бетонах. ФАЗОВО-СТРУКТУРНЫЕ ИЗМЕНЕНИЯ И ПРОЧНОСТЬ ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ Введение в цемент потенциально активного вещества УНМ мо- жет вызвать изменения как в развитии реакций его взаимодействия с водой, так и в образующихся при этом продуктах гидратации. С целью проверки данного предположения были выполнены ком- плексные исследования проб затвердевшего цементного камня ме- тодом термического разложения (детермического анализа) и мето- дом рентгенографического (рентгеноструктурного) анализа, а также определение его прочности. Результаты дериватографического анализа. Данные, получен- ные в виде дериватограмм температурного разложения проб це- ментного камня прочностью > 100 МПа «без» и с наличием веще- ства УНМ, не имеют принципиального отличия от такового для це- ментного камня прочностью 70…90 МПа [2], что свидетельствует об общности гидролизно-гидратационных процессов и образую- щихся продуктов гидратации цемента в обоих случаях. Приведен- ные на рисунке 2 дериватограммы различаются в области темпера- тур более 600…650 0С. Так, на дериватограмме «чистого» цемента график «ДТА» отражает эндокринный эффект, т.е. явно выражен- ное понижение температуры за счет испарения химически связан- ной гидрокристаллами воды. В сравниваемых пробах с УНМ имеет место «волнообразный» характер графика «ДТА», что свидетель- ствует о наличии как эндокринных, так и экзотермических эффек- тов в температурной области от 600 0С до 1000 0С. 165 а) б) Рисунок 2. а) Дериватограмма пробы «чистого» цементного камня. б) Дериватограмма пробы цементного камня, содержащего УНМ Оценивая роль углеродного наноматериала в формировании и становлении структуры цементного камня, можно предположить, что частицы УНМ, характеризующиеся наноразмерами и чрезвы- чайно высоким энергетическим потенциалом, образуют «физиче- скую» подложку в виде «квазизародыша» гидрокристаллов клин- керных минералов цемента, что понижает уровень затрачиваемой 166 работы на их формирование из водного «раствора» в твердеющем цементном камне. Это создает необходимые условия для ускорен- ного образования как собственно кристаллогидратов, так и образу- емой ими пространственной структуры в объеме сольватной обо- лочки цементных частиц. В результате формируется структура с большим количеством «новообразований» в единице объема, что сопровождается ростом ее плотности (числом и площадью контак- тов между гидрокристаллами), а на этой основе растет прочность цементного камня. При повышении температуры сверх критической вещества, содержащиеся в УНМ и «введенные» в цементный ка- мень, могут окисляться (выгорать), что и отражает экзотермические проявления на дериватограмме в зоне температур более 600…650 0С. Результаты рентгено-фазового анализа, полученные на пробах «чистого» цементного камня и содержащего УНМ, полученных из образцов прочностью 110…130 МПа оказались практически иден- тичными по фазовому составу образцам прочностью 70…80 МПа, данные о котором приведены в публикации [2]. При этом из ди- фрактограмм, следует, во-первых, что в результате развития про- цесса взаимодействия цемента с водой интенсивность отражений клинкерных минералов к 28-суточному возрасту закономерно уменьшилась (в сравнении с более ранними периодами) и в боль- шей степени – для проб с УНМ. А во-вторых, установлено, что в образцах проб цементного камня с добавкой УНМ кристаллические новообразования представлены теми же кристаллогидратами, что и в образцах без УНМ. В целом, характеристические дифрактограм- мы «чистого» цементного камня и содержащего УНМ не отличают- ся между собой, что свидетельствует об отсутствии дополнительно образующихся соединений под влиянием УНМ. Прочность цементного камня. На рисунке 3 показана тенденция изменения прочности цементного камня в зависимости от дозиров- ки различных веществ УНМ. Несмотря на существенный (а в от- дельных случаях и взаимоисключающий) разброс величин прочно- сти (на сжатие) образцов цементного камня, модифицированного тем или иным вариантом УНМ (относительно прочности «чистого» цементного камня, принятой за 100 %) можно проследить и опреде- ленные закономерности влияния УНМ на его прочность. 167 100 105 110 115 120 125 130 135 140 0 0,05 0,1 С, % П р о ч н о с т ь , % Рисунок 3. Тенденция изменения прочности цементного камня с УНМ в зависимо- сти от величины дозировки В частности, прочности для ряда разновидностей УНМ наиболее значимое влияние на прочность цементного камня связано с их до- зировкой примерно в 0,05% от массы цемента. Анализ данных о влиянии УНМ в оптимальной дозировке на прочность цементного камня позволила выявить группу разновид- ностей из исследованных УНМ, характеризующихся устойчивым положительным эффектом. Совместной исследовательской работой на стадии получения УНМ (институт «ИТМО» им. А.В. Лыкова НАН Беларуси) и их ис- пользования в цементном бетоне установлено, что таковым дей- ствием обладают твердофазные УНМ, содержащие в своем веще- стве волокнообразные и трубчатые составляющие. Эти разновидно- сти УНМ обеспечили стабильный рост прочности цементного кам- ня при различных условиях (водные; нормально-влажностные; по- сле пропаривания и с дозреванием (до 28 сут) после пропаривания) твердения образцов. ВЛИЯНИЕ УНМ НА СВОЙСТВА БЕТОНА После проведенных испытаний цементного камня и установле- ния оптимальных видов и дозировок УНМ, были осуществлены экспериметы, целью которых являлось установление закономерно- 168 стей влияния углеродных наноматериалов на эксплуатационные свойства тяжелого (высокопрочного бетона), таких как водопогло- щение и водонепроницаемость по воздухопроницаемости, стойко- сти в растворах солей NaCl и Na2SO4, и др.. Были взяты составы бетона, характеризующиеся различной прочностью (в диапазоне 60…120 МПа), расходом цемента (480…550 кг на 1м3), разновидностью крупного заполнителя (ще- бень гранитный традиционный и кубовидный), водоцементным от- ношением (В/Ц~0,23…0,35) и наличием (отсутствием) в составе микрокремнезема и каменной муки (молотый (до Sуд ~ 0,3 м 2/г) гра- нитный отсев), использовали разновидности УНМ «осадок» и «сус- пензия». Водопоглощение бетона. Результаты экспериментов (данные приведены на рисунке 4) отражают непосредственную взаимосвязь величины водопоглощения бетона и его плотности (наличия и объ- ема открытой пористости) в зависимости от величины водоцемент- ного отношения. Снижение (В/Ц)б с ростом прочности (состав №1 ~ 60…70 Мпа; состав №14 ~120…130 МПа) при условии качествен- ного уплотнения (формирования «слитной» структуры цементного теста) обеспечивает рост плотности бетона, что наглядно видно из гистограммы рисунке 4. При этом, абсолютные значения водопоглощения образцов вы- сокопрочного бетона, составившие (1,5…2,0)% по массе, свиде- тельствуют о высокой плотности материала, что является предпо- сылкой их эксплуатационной надежности и долговечности. В це- лом, установлена общая тенденция устойчивого роста плотности бетона (снижения водопоглощения) под влиянием вещества УНМ, что является косвенным подтверждением ранее установленных за- кономерностей роста прочности цементного камня под их воздей- ствием. 169 Рисунок 4. Тенденция изменения водопоглощения бетона Кинетика твердения и характеристики бетона. Влияние ис- пользованных в экспериментах некоторых разновидностей УНМ (при оптимальной дозировке 0,05% от массы цемента, которая была установлена на начальных этапах исследований на образцах це- ментного камня и мелкозернистого бетона), представленных на ри- сунке 5, проявляется в росте прочности бетона до 30 % в первые сутки твердения, до 15 % в проектном возрасте и до 10 % к 90 сут- кам твердения бетона. Большая эффективность в начальные сроки твердения бетона при последующем "сближении" значений прочно- сти с увеличением возраста материала, является подтверждением воздействия УНМ на процессы гидролиза - гидратации цемента, которые наиболее интенсивно развиваются в 24…72 ч твердения вяжущего (от момента затворения его водой). Высокопрочные бе- тоны не отличаются в данной тенденции от традиционных бетонов. 170 20 40 60 80 100 120 140 0 7 14 21 28 35 42 49 56 63 70 77 84 91 Время твердения, сут П р о ч н о с ть н а с ж а ти е , М П а Контрольный "УНМ 1" "УНМ 2" Рисунок 5. Изменение прочности высокопрочного бетона от вида УНМ (твердение образцов в нормально-влажностных условиях) В таблице 1 приведены основные характеристики мелкозерни- стого и высокопрочного бетонов (на примере бетонов с базовой прочностью ~100 МПа), модифицированные углеродными нанове- ществами. Таблица 1 (начало) Характеристика бето- на Размер ность Величина в проектном возрасте Повыше- ние пока- зателя, % Без УНМ С УНМ Мелкозернистый бетон Прочность на сжатие МПа 55…74 67…82 11…21 Прочность на осевое растяжение (раскалы- вание) МПа 1,45…1,67 1,54…2,17 6…30 Прочность на растя- жение при изгибе МПа 9,1…11,9 9,9…13,9 9…17 Водопоглощение % 3,9…4,0 3,6…3,7 -(7…8) Высокопрочный бетон Прочность на сжатие МПа 80…100 88…115 10…15 Модуль упругости МПа х103 45…47 46…49 2…4 171 Таблица 1 (окончание) Водопоглощение % 2,0…2,8 1,9…2,7 -(3,5…5,0) Солестойкость после 10 циклов в насы- щенных растворах: NaCl – ∆m % 2,5…2,6 2,3…2,5 -(4…8) NaCl – fcm, МПа 75…83 91…104 21…25 в растворе Na2SO4–∆m % 2,5…2,7 2,3…2,5 -(7…8) Na2SO4– fcm, МПа 74…79 89…102 20…29 Водонепроницае- мость марка W16…W1 8 W18… W20 1 марка Характеристики бетонов с УНМ Заключение Результаты комплексных экспериментально-теоретических ис- следований показали, что воздействие углеродных наноматериалов на процессы взаимодействия цемента с водой, твердения, формиро- вания структуры и прочностных свойств цементного бетона имеет физическую природу и не изменяет морфологию кристаллогидрат- ных новообразований затвердевшего цемента. Результаты механических испытаний бетона на сжатие, растяже- ние при изгибе и осевое растяжение (путем раскалывания образцов) (в данной статье не приведены) показали, что в последнем случае прирост прочности бетона (на примере мелкозернистого) более зна- чителен, что подтверждает теоретическую предпосылку о «наноар- мировании» кристаллогидратной структуры цементного камня в бетоне за счет «встраивания» в неё волокнообразных УНМ, способ- ствующих восприятию растягивающих усилий, возникающих в рас- калываемых образцах. Установлено, что введение ряда УНМ способствует устойчивому росту его плотности, а на этой основе стабильно снижается водопо- глощение бетона, возрастает его непроницаемость, устойчивость к коррозионному воздействию солей-хлоридов и сульфатов, что предопределяет эксплуатационную надежность и долговечность строительных конструкций. Общая оценка свойств бетона с УНМ подтверждает его перспек- тивность к применению в тяжелых бетонах для монолитного строи- тельства несущих конструкций, сооружений транспортных комму- никаций, бетонах дорожных, аэродромных покрытий, а также при изготовлении изделий на заводах сборного железобетона. 172 ЛИТЕРАТУРА 1. Ajayan P.M., Iijima S., Nature, London, 1993, vol. 361, р. 333. 2. Батяновский Э.И. Влияние углеродных наноматериалов на свойства цемента и цементного камня./ Э.И. Батяновский, А.В. Крауклис, П.П. Самцов, П.В. Рябчиков, П.П.Самцов // Строительная наука и техника. № 1-2 (28-29), 2010, С.3-10. 3. Ebbesen, T. W. and Ajayan, P. M., Nature, 1992, vol. 358, p. 220-222. 4. Елецкий, А.В. Углеродные нанотрубки.// Успехи физиче- ских наук. – М.: РТЦ «Курчатовский институт», 1997, - Т. 167. - № 9. – С. 945-972. 5. Елецкий А.В., Смирнов Б.М. УФН,1993, т.163, № 2, с. 1 6. Zhdanok S.A., Fifth ISTC Scientific Advisory Committee Semi- nar «Nanotechnologies in the area of physics, chemistry and biotechnol- ogy». St Petersburg, Russia, 27-29 May, 2002. 7. Жданок С.А., Крауклис А.В., Самцов П.П., Волжанкин В.М. Установка для получения углеродных наноматериалов. Патент №2839. 8. Жданок С.А., Крауклис А.В. и др. Плазмохимический реак- тор конверсии углеводородов в электрическом разряде. Патент №3125. 9. Hsu W.K., Nature, London, 1995, vol. 77, р. 687. 10. Iijima S., Nature, London, 1991, vol. 354, p. 56. 11. Kraetschmer W., Nature, 1990, vol. 347, p. 354. 12. Kroto Н.W., Nature, 1985, vol. 318, p. 162. 13. Mintimire J.W. Dunlap B.I., White C.T., Phys. Rev., Lett., 1992, vol. 68, p. 631. 14. Nikolaev, Pavel, Bronikowski, Michael J., Bradley, R. Kelley, Rohmund, Frank, Colbert, Daniel T., Smith, K. A., and Smalley, Richard E., Chemical Physics Letters, 1999, vol. 313, р. 1,2. 15. Scott, C. D., Arepalli, S., Nikolaev, P., and Smalley, R. E., Ap- plied Physics A: Materials Science & Processing , 2001, vol. 72, р. 5. 16. Yudasaka, Masako, Kikuchi, Rie, Matsui, Takeo, Ohki, Yoshi- masa, Yoshimura, Susumu, and Ota, Etsuro, Applied Physics Letters, 1995, vol. 67, р.17. 173 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.973 СВОЙСТВА БЕТОНА НА ПОРТЛАНДЦЕМЕНТЕ С ГРАНИТНЫМ ОТСЕВОМ (ПЦГ) СМОЛЯКОВ А.В., БАТЯНОВСКИЙ Э.И. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Изготовление бетона с использованием портландцемента с ми- неральной добавкой в виде молотого гранитного отсева, заменяю- щей часть активного вяжущего, не может не сказаться на структуре (пористости) цементного камня и бетона в целом. Степень этого влияния зависит от свойств и количества введенной минеральной добавки. Для понимания явлений, происходящих в цементном камне в процессе формирования его структуры (пористости) с уче- том влияния под влиянием минеральной добавки, рассмотрим об- щие, широко известные представления о состоянии структуры и характеристиках ее пористости, сформировавшиеся в результате исследований, выполненных в прошлом века [1 - 24]. В прикладном контексте градация пор цементного камня и бетона в целом важна в отношении проникновения в бетон воды, т.к. в основном с ней пе- реносятся агрессивные по отношению к бетону ингредиенты, кото- рые вызывают коррозию самого материала или арматуры железобе- тонных конструкций, а также усиливают действие разрушающих факторов при переменном увлажнении – высушивании бетона или замораживании – оттаивании. Поэтому влияние портландцемента с 174 минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева на фор- мирование капиллярной, контракционной пористости и пор ново- образований (поры геля в технической литературе) может суще- ственно изменить свойства бетона. Капиллярные поры являются основными дефектами строения цементного камня плотно уложенного бетона, обуславливающими его проницаемость и понижающим и морозо-, водо- и коррозион- ную стойкость, защитную способность по отношению к стальной арматуре, водонепроницаемость и другие эксплуатационные свой- ства бетона. Их вероятный размер достигает (1…50) • 10-6 м (1 – 50 мкм) и на 3…4 порядка превышает размер пор новообразований геля. Капиллярные поры благоприятствуют впитыванию и мигра- ции воды, которая находится в них в свободном состоянии и замер- зает с увеличением в объеме при охлаждении до -6 - 10 С. Контракционные поры образуются вследствие уменьшения аб- солютного первоначального объема системы цемент — вода. Уста- новлено, что контракция вызывает уменьшение внешних размеров системы, сопровождается появлением в ней эффекта вакуума и спо- собствует дополнительному поглощению. По размерам контракци- онные поры занимают промежуточное положение между порами новообразований (геля) и капиллярными. Поры новообразований (геля) представляют собой промежутки между гидрокристаллами, заполненные жидкостью или воздухом при испарении воды, адсорбционно связанной в гидратных оболоч- ках гидрокристаллов и частиц геля. Расположенные в объеме ново- образований (частиц цементного геля), они имеют наименьший размер (примерно от 15•10-10 до 40•10-10 м, т.е. 15…40 Å), по срав- нению с другими порами цементного камня. Вода в порах новооб- разований (геля) находится в особом состоянии и не переходит в лед при низких температурах порядка –40 и даже – 70 С, что согла- суется с выводами Б.В. Дерягина, Н.А. Цытовича и М.И. Сумгина о специфических свойствах тонких слоев воды. С позиций практической значимости важно установленное (Н.Н. Федянин и другие) отсутствие расширения воды при замерзании в капиллярах радиусом менее 0,1 мкм, т.е. менее 1000 Å. А также то, что в таких капиллярах все «сечения» воды находятся в адсорбци- онно связанном состоянии и характеризуются упругими свойства- 175 ми, а значит не обладает «текучестью» и может перемещаться толь- ко при чрезвычайно большом давлении. Учитывая, что размер пор новообразований (геля) примерно на один – два порядка меньше диаметра этих капиляров, а размер контракционных пор примерно такого же порядка можно предполагать, что эти поры цементного камня ограничено проницаемы для воды и она не увеличивается в объеме при охлаждении бетона. Следовательно, для повышения мо- розо-, водо-, коррозионной стойкости бетона и других его эксплуа- тационных характеристик необходимо создание условий для фор- мирования структуры с минимальным объемом макрокапилляров, имеющих радиус более 0,1 мкм. Общая методика исследований. В процессе исследований вы- явили влияние портландцемента с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева на определяемые свойства бетона с це- лью установления рациональной (допускаемой) области его приме- нения при производстве (возведении) строительных конструкций. Минеральная добавка в портландцемент вводилась в количестве 20 % от массы цемента. Методики исследований стандартизированных свойств бетона соответствовали действующим стандартам, особенности методик отдельных экспериментов указаны в тексте. Характеристики материалов для бетона. Вяжущее – портландце- мент марки М500 Д0 (активность: Rц~ 53 МПа; Кнг ~ 0,285, 0ц~ 1080 кг/м3, ц~ 3100 кг/м 3, Sуд~ 2950 см2/г) ОАО Кричевцементно- шифер. портландцемент марки ПЦГ 500 (активность: Rц~ 52 МПа; Кнг ~ 0,285, 0ц~ 1080 кг/м 3, ц~ 3110 кг/м 3, Sуд~ 3020 см2/г) ОАО Кри- чевцементношифер. Мелкий заполнитель – песок природный крапужинского место- рождения со следующими характеристиками: 0п~ 1560 кг/м3; вп~ 1810 кг/м3; зп~ 2650 кг/м 3; модуль крупности: Мк= 2,2. Крупный заполнитель – щебень гранитный (микашевичский) крупностью 5-20 мм со следующими характеристиками: 0щ~ 1420 кг/м3; вщ~ 1640 кг/м 3; зщ~ 2700 кг/м 3; маркой по дробимости «1200». Добавка-пластификатор 1-ой группы (суперпластификатор; СП) – «Стахемент - F Ж 35» с массовой долей сухих веществ ~ 35%; 176 плотностью (20оС) ~1170 кг/м3; водородным показателем рН~ 8; содержанием хлоридов: 0,1%. Составы бетона для испытаний приведены в таблице 1. Составы № 2, 4, 6, 7, 9 характеризуются использованием портландцемента с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева, суммар- ным весом идентичным составу 1 – контрольному. Составы № 4 и 7 приготовлены с пластифицирующей добавкой «Стахемент-FЖ35». Таблица 1. Составы бетона для испытаний № со- ста ва бе- то- на Расход составляющих бетона на 1 м3: Осад- ка кону- са, см Водоце- доце- ментное отно- шение бетона, дол. ед Це- мен т, кг Миндобав- ка До- бавка СП, % от СВ Пе- сок, кг Ще- бень, кг Во- да, кг кг % от МЦ 1 350 - - - 700 1150 183 3 0,52 2 280 70 20 - 700 1150 183 3 0,65 4 280 70 20 1,0 700 1150 160 1 0,57 6** 280 70 20 - 700 1150 187 5 0,67 7** 280 70 20 1,0 700 1150 164 5 0,59 * Доля миндобавки в смешанном вяжущем – 20 % по массе; ** бетон изготовленный с использованием портландцемента с минеральной добав- кой в виде молотого гранитного отсева после ≥ 90 сут. хранения. Во всех случаях эксперименты выполнены с использованием об- разцов бетона в виде кубов с ребром 100 мм. Бетон уплотняли на лабораторной виброплощадке со стандартными параметрами виб- рирования: амплитуда (А) ~ 0,5 мм; частота колебаний (f) ~ 50 Гц. Водостойкость и прочность бетона, твердевшего в воде. В экспериментах по выявлению влияния портландцемента с мине- ральной добавкой в виде молотого гранитного отсева, хранившего- ся в помещении лаборатории «навалом» 90 сут. и свежемолотого) на стойкость бетона в неагрессивной водной среде твердения (экс- плуатации) и при переменном насыщении водой-высушивании ис- пользовали образцы-кубы с размером грани 100 мм составов по таблице 6, изготовленных вибрированием по п. 1. В таблице 2 приведены данные определения кинетики изменения массы образцов (3 образца в серии) бетона в насыщенном водой состоянии в процессе водного твердения в течение 60 сут., в табли- 177 це 3 – данные об изменении прочности бетона за этот период вод- ного твердения. Таблица 2. Изменение массы образцов № п/п Характеристики бетона: Масса образцов бетона в возрасте, сут.: Ц, кг Миндобавка До- бавка СП, % от СВ 1* 3 7 14 28 60 кг % 1 350 - - - 238 0 242 4 243 9 244 1 244 2 244 4 2 280 70 - - 236 0 239 5 241 8 242 2 242 4 242 5 3 280 70 1,0 237 0 240 4 242 1 242 9 243 0 243 3 * после распалубки Таблица 3. Прочность бетона при твердении в воде № п/п Характеристики бетона: Прочность бетона, МПа, в возрасте, сут.: Ц, кг Миндобавка До- бавка СП, % от СВ 3 7 14 28 60 кг % 1 350 - - - 16,5 23 29,5 33 36 2 280 70 20 - 12,5 20,5 25,8 28,5 32 3 280 70 20 1,0 14,2 23,5 27,2 32 35 4* 280 70 20 - 15,8 23,4 29,5 32,6 34,8 * на свежемолотом портландцементе с минеральной добавкой Анализ данных таблиц 2 и 3 показывает следующее. Изменения массы образцов в процессе твердения в благоприят- ной водной неагрессивной среде корреспондируются с изменения- ми прочности бетона всех исследованных составов при общей тен- денции: более интенсивного увеличения ее в первые 3-7 сут. твер- дения и последующего замедления темпов роста. Однако и к 60 сут. твердения бетон приращивал массу за счет «подсоса» воды. Это явление связано с развитием процесса гидратации цемента и отражает его кинетику во времени. В частности, формирование по- ристости цементного камня в исследованный период времени. Как известно процесс становления структуры цементного камня в бе- тоне сопровождается образованием пор в его объеме, как следствие перераспределения начального количества жидкой фазы. В водных условиях твердения отсутствует эффект ее испарения. Поэтому из- 178 менение количества жидкости в объеме цементного теста, транс- формирующегося в цементный камень, связано с гидратацией це- мента и связыванием жидкости химическими реакциями с ионами клинкерных минералов, в результате которых формируются ново- образования в виде гидрокристаллов силиката кальция, алюмина- тов, ферритов и др. В объеме новообразований формируется соб- ственная пористость (поры «геля»), появление которой предопреде- лено спонтанностью процесса появления и роста гидрокристаллов и их случайными взаиморасположением и взаимными контактами. Одновременно миграция, воды в связи с отмеченным процессом, вызывает образование контракционных пор в «межзерновых» про- странствах обводненных (сольватированных) цементных зерен. Уход жидкости из этих пространств (наиболее активен в первые 3-7 сут. твердения бетона) создает в объеме твердеющего цемента (це- ментного камня) разрежение, т.е. вызывает явление вакуума в этих объемах и в объеме цементного камня в целом. Возникающий гра- диент давления самоликвидируется за счет подсоса воды извне, что проявляется в росте массы образцов бетона, твердеющего в воде. Этот эффект усиливается вследствие появления в твердеющем цементном камне системы капиллярных пор на месте «уходящей» на реакции гидратации цемента жидкости сольватных оболочек, первоначально образовавшихся на поверхности частиц твердой фа- зы: флокул (зерен) цемента, заполнителей, пыли и минеральной до- бавки, введенной в бетон. Оценка влияния портландцемента с минеральной добавкой в ви- де молотого гранитного отсева показывает, что изменение массы образцов отвечает ранее изложенным закономерностям. Анализ изменений прочности бетона образцов водного тверде- ния, т.е. наиболее благоприятных условий для цементного бетона, показывает, что использование портландцемента с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева, хранившегося 90 сут. снижает ее к проектному возрасту (28 сут.). В случае использования свежемолотого портландцемента с ми- неральной добавкой в виде молотого гранитного отсева отсева в количестве 20 % от массы цемента (составы № 4*) прочность бето- на оказалась практически равной (отклонения не превышают по- грешности при испытаниях) прочности образцов без миндобавки. 179 Водостойкость и прочность бетона при циклическом насы- щении-высушивании. Водостойкость бетона на портландцементе с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева (срок хранения – 60 сут и свежемолотого на портландцементе с мине- ральной добавкой исследовали по изменению прочности бетона в процессе испытаний. Режим одного цикла (один раз в сутки) составлял высушивание образцов при температуре в сушильном шкафу t ~ 70 C в течение 7- 8 ч и последующее насыщение в водопроводной воде при t ~ 15 C (в ванне погружением воды не менее, чем на 50 мм под уровнем воды) в течение 16-17 ч. Образцы бетона (кубы с ребром 100 мм) после изготовления пропаривали по режиму: предварительная выдержка – 2 ч; подъем температуры за 3 ч до t ~ 70 C: изотермический прогрев – 6 ч; остывание в камере 10 ч и после распалубки – 3 ч, после чего их подвергали испытаниям. Прочность бетона определяли в водонасыщенном состоянии че- рез каждые 5 циклов испытаний. Данные о кинетике изменений прочности бетона в процессе ис- пытаний приведены в таблице 4, а в таблице 5 приведены результа- ты параллельного определения изменения массы образцов после водонасыщения в процессе испытаний, которые отражают кинетику изменений количества поглощаемой (высушиваемой) бетоном воды в пределах одного цикла. По существу эти данные характеризуют процесс изменений капиллярной пористости бетона в ходе испыта- ний под действием разрушающих структуру бетона факторов: ми- грации жидкости, деформаций от перепада температур при высу- шивании (tвозд. ~ 70 C) – насыщении (t Н2О ~ 15 C), усиленного тем, что образцы не охлаждали после сушки [12], а помещали в от- носительно холодную воду сразу, полностью погружая их (т.е. со- здавая объемно-напряженное состояние из-за «термического уда- ра»). Одновременно с деструктивными «накладывается» действие благоприятного фактора: продолжение процесса гидратации цемен- та под совокупным действием повышенной температуры и влаги, поглощаемой порами при периодическом водонасыщении. Дей- ствие этих взаимно исключающих факторов очевидно отражается 180 данными таблиц 4 и 5. Так прочность образцов бетона на ПЦ М500 Д0 возрастает до 10-15 циклов насыщения-высушивания, а затем кратковременно стабилизируется и начинает снижаться. Изготовление бетона с использованием портландцемента с ми- неральной добавкой в виде молотого гранитного отсева в целом не изменяет означенную тенденцию, но процесс снижения прочности образцов бетона ускоряется. Таблица 4. Прочность бетона при циклическом насыщении- высушивании № Характеристики бетона: Прочность бетона, МПа, после количе- ства циклов: Ц, кг Миндо- бавка До- бавка СП, % от СВ 0 5 10 15 20 25 30 кг % 1 350 - - - 24,7 26 28 28 26 24 22 2 280 70 20 - 22 22,8 22,5 22 21 21 17 3 280 70 20 1,0 25,5 25 25,0 25 24 24 23 4* 280 70 20 - 24,5 24,8 27 27 25 24 21 * на свежемолотом портландцементе с минеральной добавкой Таблица 5. Изменение количества воды при насыщении- высушивании образцов № Характеристики бетона: Количество поглощаемой-воды (г) после числа циклов Ц, кг Миндобавка До- бавка СП, % от СВ 0 5 10 15 20 25 30 кг % 1 350 - - - 32,5 35 37,5 39 41 42 46 2 280 70 20 - 40 42 42 43 43 44 48 3 280 70 20 1,0 35 35 35 37 39 41 45 4* 280 70 20 - 42 42 42 42 43 44 46 * на свежемолотом портландцементе с минеральной добавкой При этом влияние «лежалого» (> 90 сут хранения) и свежемоло- той на портландцементе с минеральной добавкой с существенно различается. Если сравнить данные, относящиеся к составам № 3 и № 4*, которые характеризуются равным расходом цемента (280 кг) и миндобавки (70 кг или 25 % от массы цемента в смешанном вя- 181 жущем), становится очевидной эффективность использования до- бавки свежемолотого гранитного отсева. Данные, относящиеся к составу № 3 (бетон приготовлен с пла- стифицирующей добавкой при снижении расхода воды на 12-15 % относительно состава № 3), в котором равное с составом № 2 со- держание цемента (280кг) и миндобавки (70 кг) подтверждают эф- фективность использования пластификатора в бетоне на портланд- цементе с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсе- ва. Отмеченные тенденции изменения прочности бетона на порт- ландцементе с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева корреспондируются с изменениями количества воды, «по- глощаемой» образцами в процессе циклического насыщения- высушивания. Как уже отмечалось в настоящем разделе эти данные характеризуют увеличение объема открытой (сообщающейся) ка- пиллярной пористости цементного камня и бетона в целом. При этом на начальном этапе (до 5-10 циклов для бетона на портландцементе с минеральной добавкой в виде молотого гранит- ного отсева) прирост количества воды, поглощаемой порами, отра- жает углубление процесса гидратации цемента, проявляющегося в росте прочности бетона. В дальнейшем рост количества поглощае- мой воды характеризует увеличение объема макрокапиллярной по- ристости бетона под влиянием деструктивных факторов цикличе- ских испытаний. Необходимо отметить, что рост пористости бетона связан и с воздействием знакопеременных деформаций при нагреве и резком жидкостном охлаждении, особенно по поверхности (в наружных слоях) бетонных образцов. Накапливающиеся дефекты структуры катализируют рост водопоглощения и снижения прочности бетона. При этом очевиден этот отрицательный эффект с увеличением ко- личества вводимой минеральной добавки. Обобщая изложенные экспериментальные данные можно сде- лать следующие выводы о влиянии портландцемента с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева на водостойкость бе- тона. В условиях эксплуатации в воде или грунтах (подводные и под- земные части зданий и сооружений) изготовление бетона на порт- ландцементе с минеральной добавкой в виде молотого гранитного 182 отсева допустимо, т.к. при этом обеспечивается стабильный рост прочности бетона. Снижение прочности бетона в проектном возрасте при использо- вании «лежалого» (> 90 сут в экспериментах) портландцемента с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева состави- ло 13,6 %. В случае применения свежемолотого портландцемента с мине- ральной добавкой в виде молотого гранитного отсева снижение прочности бетона в проектном возрасте не наблюдалось, что под- тверждает гипотезу о взаимодействии вещества добавки с продук- тами гидролиза цемента с образованием дополнительного количе- ства новых фаз, способствующих уплотнению структуры бетона. Очевидно, что в свежемолотом гранитном отсеве присутствуют тонкодисперсные фракции, являющиеся катализатором процесса формирования кристаллогидратов в твердеющем цементном камне и, возможно, они проявляют свойства химически активного веще- ства. Одинаковые тенденции в процессе сорбции воды твердеющим цементным камнем (бетоном в целом) без и в присутствии мине- ральной добавки, установленные по изменению массы образцов, свидетельствуют о стабильности структуры и идентичности зако- номерностей ее формирования при условиях твердения в неагрес- сивной и благоприятной среде. В условиях испытаний эксплуатации при попеременном увлаж- нении-высушивании изготовление бетона на портландцементе с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева снижает его устойчивость, что проявляется в более высоком темпе снижения прочности бетона. В процессе циклического увлажнения-высушивания растет во- допоглощение бетона, как отражение роста открытой (сообщаю- щейся) макрокапиллярной пористости, что может сопровождаться снижением морозостойкости бетона на портландцементе с мине- ральной добавкой в виде молотого гранитного отсева. ЛИТЕРАТУРА 1. Батяновский, Э.И. Гранитный отсев РУПП «Гранит» - направления использования и свойства / Э.И. Батяновский; А.В. 183 Смоляков, П.В. Рябчиков // Строительная наука и техника -2008 - №5(20). –С.7-15.; 2. Батяновский, Э.И. Свойства цемента и цементного камня с минеральной добавкой в виде молотого гранитного отсева / Э.И. Батяновский; А.А. Дрозд, А.В. Смоляков // Строительная наука и техника -2009 -№1. –с.73-79.; 3. Мощанский Н.А. Плотность и стойкость бетонов. – М.: Гос- стройиздат, 1961. 4. Горчаков Г.И., Капкин М.М., Скрамтаев Б.Г. Повышение морозостойкости бетона в конструкциях промышленных и гидро- технических сооружений. – М.: Стройиздат, 1965. 5. Юнг В.Н., Бут Ю.М., Журавлев В.Ф., Окороков С.Д. Техно- логия вяжущих веществ. – М.: Промстройиздат, 1952. 6. Цытович Н.А., Сумгин М.И. Основания механики мерзлых грунтов. – М.: Изд. АН СССР, 1937. 7. Лыков А.В. Теория сушки. М.: Госиздат, 1968. 8. Дубинин М.М. Пористая структура и свойства материалов. RILEM – JUPAC. Международный симпозиум. Прага, 1973. 9. Дерягин Б.В. Упругие свойства тонких слоев воды. Ж-л фи- зической химии, т.3, вып. 1, 1932. 10. Федякин Н.Н. О температурном расширении воды в микро- капиллярах. Доклады АН СССР, т. 138, № 6, 1961. 11. Иванов Ф.М. Коррозионные процессы и стойкость бетона в агрессивных средах. –Автореф. дис. на соиск. ученой степени док- тора технич. наук, 1969. 12. Ступаченко П.П. Структурная пористость и ее связь со свойствами цементных, силикатных и гипсовых материалов. Тр. Дальневосточного политехнического ин-та им. В.В. Куйбышева. Т.63, вып. 1. Владивосток, 1964. 13. Москвин В.М., Иванов Ф.М., Алексеев С.Н. и др. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты. – М.: Стрйоиздат, 1980. – 536 с. 14. Лещинский М.Ю. Испытание бетона: Справ. Пособие. – М.: Стройиздат, 1980. – с. 286-289. 15. Дементьев Г.К. Условие долговечности бетона и железобе- тона. – Куйбышев: Куйбышевское книгоиздат,1955- 120 с. 16. Попов Н.Д., Невский В.А. К вопросу об усталости бетона при многократных циклах чередующихся воздействий окружающей 184 среды. Тр. МИСИ им. В.В. Куйбышева. Сб. № 15. – М., 1957.- С. 73- 90. 17. Шестоперов С.В. и др. Цементный бетон в дорожном строи- тельстве. – М.: Дориздат, 1950. – 132 с. 18. Стольников В.В. Исследования по гидротехническому бето- ну. – М.: - Л.: Госэнергоиздат. 1953. – 330 с. 19. Конопленко А.И. К вопросу теории морозостойкости бето- на. В сб. тр. Ростовского инженерно- строит института. Вып. ХII. – Ростов –на-Дону, 1958. 20. Мощанский Н.А. Повышение стойкости строительных мате- риалов и конструкций, работающих в условиях агрессивных сред. – М.: Госстандарт, 1962. – 235 с. 21. Collins A. The destruction of concrete by frost, Jnstitute of Civil Engineers 1944 nov.p.5412. 22. Powers T. A working hypotesis for further studies of frost re- sistance of concrete. J. Am. Coner. Inst., 1945, № 4, v. 16. 23. Powers T., HelmuthR. Theory of volume changes in hardened portland – cemnt paste during freezing/ Proceedings Hig way Research Board, 1953, v. 32. 185 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.01 ИМИТАЦИОННОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ РЕСУРСА ЖЕЛЕ- ЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ПОДВЕРЖЕННЫХ ВОЗ- ДЕЙСТВИЮ ХЛОРА СТЕПАНОВА А.В., ТАЛЕЦКИЙ В.В., ШЕВЧЕНКО Д.Н. Белорусский государственный университет транспорта Гомель, Беларусь Постановка задачи Одной из распространенных моделей предельного состояния же- лезобетонных конструкций (ввиду инициирования коррозии арма- туры из-за воздействия хлора) является DuraCrete-модель [1] 2 X SN a x C C erfc D t t , (1) Она позволяет учитывать толщину защитного слоя бетона x, ко- эффициент диффузии хлора Da(t), критическую концентрацию и поверхностное содержание хлора CSN, время воздействия t. Каждый из воздействующих факторов может быть еще более детализирован. Например, коэффициент диффузии хлора Da(t) в каждый момент вре- мени определяется условиями изготовления, условиями окружающей среды, начальным коэффициентом диффузии хлора, временем из- мерения начального коэффициента диффузии, возрастом бетона: 0 00 0 , n n a a c e t t t D t D t k k k D t t (2) 186 где kc – коэффициент, учитывающий влияние изготовления (пара- метр материала); ke – коэффициент, учитывающий влияние окру- жающей среды (параметр внешней среды); kt – коэффициент, учи- тывающий влияние метода испытаний (параметр метода испыта- ний); D0 – начальный коэффициент диффузии хлора, определенный при стандартных условиях, стандартным методом (параметр мате- риала), м2/с; t0 – эталонное время, при котором измерен D0, с; n – фактор возраста (параметр внешней среды и материала). По критерию проникновения хлоридов к арматуре вероятность ресурсного отказа железобетонных конструкций определяется веро- ятностью того, что на глубине залегания арматуры x фактическая концентрация хлоридов CX превысит критическую Cкрит: отказа крит XP P C C , (3) Многие учитываемые факторы DuraCrete-модели являются сто- хастическими, в простейшем стационарном случае – случайными величинами с заданными законами распределения. При этом анали- тическое решение прямой задачи определения вероятности ресурс- ного отказа и обратной задачи определения гамма-процентного ре- сурса железобетонных конструкций затруднено большим количе- ством учитываемых факторов (всего 17 факторов). Законы распре- деления воздействующих факторов подчиняются произвольным распределениям, а функции их влияния, как правило, нелинейные. Возможным способом решения поставленных задач является ими- тационное моделирование и метод Монте-Карло [2]. Основной про- блемой этого метода является сложность компьютерной реализа- ции. Целью данной работы является разработка специализирован- ных программных средств автоматизации имитационного модели- рования. Средства автоматизации моделирования В работе предлагается программный комплекс автоматизации имитационного моделирования «СМ-ДЭС» [3], в котором для ре- шения поставленных задач задействованы следующие три модуля. Первый модуль отвечает за генерацию случайных величин. В нем реализованы подпрограммы генерации базовой случайной величи- ны, подчиняющейся равномерному закону распределения на отрез- ке [0; 1], а также подпрограммы моделирования основных типовых 187 распределений случайных величин (нормального, бета, гамма, Вей- булла, треугольного, трапецеидального, Лапласа, арксинуса, Пуас- сона и др.) и произвольного распределения, заданного гистограм- мой (рисунок 1). Рисунок 1. Основная форма программы «Монте-Карло» пакета СМ-ДЭС с указанием моделируемых распределений случайных величин В качестве алгоритмов генерации базовой случайной величины предлагается использовать линейный конгруэнтный метод, реали- зованный в системе программирования Delphi, а также алгоритмы «Marsaglia Multicarry», «Xorshift» и «вихрь Мерсенна», имеющие лучшие статистические свойства по критериям совпадения момен- тов и независимости элементов генерируемой числовой последова- тельности в сравнении с конгруэнтным методом (рисунок 2). 188 Рисунок 2. Настройки генераторов базовой случайной величины Второй модуль пакета СМ-ДЭС – вычислительный – отвечает за функциональные преобразования с множеством влияющих случай- ных величин. Поскольку исследуемые модели могут включать сколь угодно сложные и разнообразные математические преобразо- вания, то в качестве вычислительного модуля было решено исполь- зовать ядро символьных вычислений пакета компьютерной матема- тики Maple. Для взаимодействия программы «СМ-ДЭС», написан- ной в среде программирования Delphi, с ядром Maple используется стандартная технология OpenMaple и дополнительная библиотека преобразования типов данных. Третий модуль пакета СМ-ДЭС занимается анализом результа- тов статистических испытаний – оценкой основных числовых ха- рактеристик, в том числе квантилей распределения случайных ве- личин и вероятностей событий. Первоначально программа СМ-ДЭС формирует текстовую стро- ку, соответствующую исследуемой модели – математическую функцию F(x1, x2, …, xn) множества аргументов, записанную на язы- ке Maple. Для получения очередной реализации метода Монте- Карло разыгрывается случайный вектор (x1, x2, …, xn). Его значения передаются в ядро Maple с запросом на вычисление вещественной 189 функции F(x1, x2, …, xn). Процедура повторяется указанное число раз с последующим статистическим анализом результатов. Результаты вычислений Для значений влияющих факторов, характерных для эксплуата- ции железобетонных балок путепроводов в Республике Беларусь, в пакете СМ-ДЭС была построена модель проникновения хлоридов êðèò XR C C . (4) и определены значения вероятностей ресурсного отказа в тече- ние различного срока эксплуатации для различных значений тол- щины защитного слоя бетона (рисунок 4). При этом состоянию ре- сурсного отказа соответствуют отрицательные значения R в выра- жении (3), т.е. когда фактическая концентрация хлоридов СX на глу- бине x превышает критическую концентрацию Cкрит. Рисунок 3. Задание исходной модели в СМ-ДЭС Результаты вычисления вероятности ресурсного отказа в течение t = 1 года для толщины защитного слоя бетона X = 0,035 м пред- ставлены на рисунках 4 и 5. Ни одна из 100 тыс. реализаций вели- чины R не приняла отрицательного значения, следовательно, оценка вероятности ресурсного отказа равна 0. 190 Рисунок 4. Результаты моделирования в СМ-ДЭС (t = 1 год, X = 0,035 м) Рисунок 5. Гистограмма значений разности критической и фактической концентрации хлоридов (t = 1 год, X = 0,035 м) При этом оценка вероятности ресурсного отказа в течение 10 лет составила 0,00121 (рисунки 6 и 7), а в течение 20 лет – 0,0678 (ри- сунки 8 и 9). 191 Рисунок 6. Результаты моделирования в СМ-ДЭС (t = 10 лет, X = 0,035 м) Рисунок 7. Гистограмма значений разности критической и фактической концен- трации хлоридов (t = 10 лет, X = 0,035 м) 192 Рисунок 8. Результаты моделирования в СМ-ДЭС (t = 20 лет, X = 0,035 м) Рисунок 9. Гистограмма значений разности критической и фактической концен- трации хлоридов (t = 20 лет, X = 0,035 м) 193 При уменьшении толщины защитного слоя бетона до X = 0,02 м оценки вероятностей ресурсного отказа в течение 1, 10 и 20 лет со- ставляют соответственно 0; 0,29952 и 0,58863. Заключение Подобным образом с помощью имитационного моделирования в пакете СМ-ДЭС может быть оценена вероятность ресурсного отказа по критерию проникновения хлоридов к арматуре различных желе- зобетонных конструкций, эксплуатируемых в условиях агрессивной среды. При этом может быть решена и обратная задача определения гамма-процентного ресурса – ресурса конструкций, обеспечиваемо- го с заданной вероятностью . Предлагаемый программный комплекс успешно решает постав- ленные задачи, позволяет уточнять и еще более детализировать влияние на ресурс железобетонных конструкций различных факто- ров. ЛИТЕРАТУРА 1. DuraCrete (2000b), Statistical quantification of the Variables in the Limit State Functions, Document BE95-1347/R9, The European Un- ion – Brite EuRam III, Contract BRPR-CT95-0132, Project BE95-1347, CUR, Gouda, 2000. 2. Кельтон, В. Имитационное моделирование. Классика CS. 3- е изд. / В. Кельтон, А. Лоу. – СПб.: Питер; Киев: Издательская группа BHV, 2004. – 847 с. 3. Максимей, И.В. Имитационное моделирование случайных процессов в СМ-ДЭС / И.В. Максимей, Д.Н. Шевченко // Матема- тические машины и системы, № 3, 2010. – С. 141-152. 194 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 666.972.69; 691.32 ВЗАИМОСВЯЗЬ ВОДОПОГЛОЩЕНИЯ И МОРОЗОСТОЙКОСТИ БЕТОНА С КРУПНОСТЬЮ МЕЛКОГО ЗАПОЛНИТЕЛЯ ФЕДОРОВИЧ П.Л., БАТЯНОВСКИЙ Э.И. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Введение В результате выполненных в БНТУ исследований был разрабо- тан вариант обогащения природных мелких песков крупными фракциями гранитного отсева (≥0,5 мм) для повышения его каче- ства как мелкого заполнителя для бетона. Технология обогащения мелкозернистых песков переработан- ным гранитным отсевом практически отработана [1,2,3]. Выпол- ненные исследования преемственны по отношению к общепризнан- ным результатам работ ученых Беларуси: И.Н. Ахвердова [4], Н.П. Блещика [5], А.Я. Барташевич [6], по оптимизации зернового состава смеси заполнителей с целью минимизации расхода цемента при обеспечении требуемых технологических свойств бетонной смеси и качественных характеристик бетона. Технология обогащения песка Нами предложен вариант обогащения мелкозернистых природ- ных песков на стадии приготовления бетонных смесей, путем раз- дельного дозирования и введения в бетоносмеситель требуемых по 195 расчету долей исходного (обогащаемого) песка и крупной фракции (фактически – смеси фракций ≥0,5 мм) гранитного отсева. Форми- рующаяся в процессе смешивания компонентов бетона (дозируемых по традиционно принятой схеме или последовательности) “грану- лометрия” песка в этом случае точно соответствует принятой по расчету. Дозирование долей исходного песка и крупной фракции отсева осуществляют либо последовательно (дозатором песка) ли- бо, при наличии дополнительного дозатора, одновременно. Един- ственным дополнением при реализации данного варианта техноло- гии обогащения является необходимость раздельного хранения, по- дачи и дозирования крупной фракции отсева. Влияние “крупности” песка на физико-механические свой- ства бетона Анализ работ в области морозостойкости бетона [7-11 и др.] по- казывает, что основным структурным фактором повышения его способности сопротивляться морозной деструкции является сниже- ние капиллярной (открытой, сообщающейся) пористости, которая характеризуется размерами сечений капилляров более 0,1 мкм или > 1000Å. Общие тенденции влияния заполнителей для бетона на морозо- стойкость последнего в целом известны и связаны с их структурой (плотные-пористые), качеством (наличие пылевидных, глинистых и подобных фракций), дисперсностью (мелкозернистые пески) и пр. Однако конкретные данные по возможному влиянию рассматрива- емого в настоящих исследованиях приему обогащения песка гра- нитным отсевом в научно-технической литературе отсутствуют. Поэтому необходимо проведение соответствующих эксперимен- тов, а их результаты приобретают существенность и важность для оценки возможных последствий применения гранитного отсева в цементных бетонах и для выработки соответствующих рекоменда- ций по правилам его применения в качестве обогащающих фракций для природных песков, как для бетона (изделий, конструкций) об- щестроительного назначения, так и при повышенных требованиях к нему по эксплуатационным свойствам и долговечности. Результаты экспериментальных исследований, представленные далее, получены в варианте сравнения уровня показателей прочно- сти на сжатие, водопоглощения, морозо- и солестойкости образцов 196 тяжелого бетона (куб с ребром 100 мм), приготовленных на при- родном песке с Мк = 1,0 и обогащенном до Мк = 2,0; 2,5; 3,0 и 3,5 переработанным гранитным отсевом, т.е. его крупными фракциями (≥ 0,63 мм) с долевым соотношением по табл. 2, при соблюдении правила “прочих равных условий”. Для испытаний использовали “стандартизированный” состав бетона по оценке эффективности химических добавок по ГОСТ 30459-96: вяжущее — ПЦ 500 Д20 (Кнг ~ 0,265; активность ~ 49,0 МПа); характеристики составов — таблица 1. Таблица 1. Характеристика составов бетона для испытаний № со ст ав а б ет о н а Номинальный расход материалов, кг/м3 0 бе- тонной смеси, кг/м3 ОК, см цемент щебень фр. 5-20 Мелкий заполнитель, кг Вода (В/Ц) факт. Песок Отсев Мк, д.ед. 1 350 1150 700 – 1,0 190 (0,54) 2412 ≈3 2 350 1150 492 208 2,0 175 (0,5) 2447 ≈3 3 350 1150 389 311 2,5 175 (0,5) 2460 ≈3 4 350 1150 288 412 3,0 175 (0,5) 2483 ≈2,5 6 350 1150 185 515 3,5 175 (0,5) 2495 ≈2,5 Водопоглощение бетона, характеризующее наличие и объем от- крытой (сообщающейся) пористости бетона, одновременно дает информацию для прогноза его морозостойкости, т.к. последняя непосредственно зависит от количества «поглощаемой порами» бе- тона воды. Водопоглощение бетона по массе определили по стандартной методике ГОСТ 12730.3-84 с начальным насыщением (серий из 3-х образцов (куб с ребром 100 мм; возраст – 28 сут. нормально- влажностного твердения) до постоянной массы и последующим вы- сушиванием до постоянной массы. Водопоглощение по объему рас- считано по методике указанного стандарта с учетом ρ0 бетона в сухом состоянии. 197 Результаты испытаний, приведенные в таблице 2, свидетель- ствуют о непосредственной взаимосвязи показателя водопоглоще- ния бетона с качеством мелкого заполнителя, при прочих равных условиях. Очевидно, что уменьшение доли природного тонкого (с развитой удельной поверхностью) песка в обогащаемом мелком за- полнителе сопровождается повышением плотности бетона и зако- номерно отражается в снижении его водопоглощения. Свою часть эффекта вносит нарастающее улучшение гранулометрии, т.е. более рациональное сочетание фракций разных размеров, с увеличением доли крупных фракций щебня в обогащаемом материале. В целом, это способствует более плотной взаимной укладке зерен заполните- ля в бетоне и росту качества (плотности) структуры в процессе и по результату его виброуплотнения. Как уже отмечалось, возрастает средняя плотность бетона, а по рассматриваемому эксперименту это отражается снижением Wм и W0. Таблица 2. Водопоглощение бетона по массе (Wm, %) и по объему (W0, %) № состава по табл. 6 Характеристики песка: Wm, % W0, % Изменение Wm, в %-х от Wm, бе- тона соста- ва № 1 Мк, д.ед. Содержание, кг песка отсева 1 1,0 700 - 4,55 ~ 10,6 ` 100 2 2,0 492 208 3,4 ~ 8,0 74,7 3 2,5 389 311 3,25 7,6 78,0 4 3,0 288 412 2,6 6,2 57,1 5 3,5 185 515 2,45 5,9 53,8 При этом снижение водопоглощения очень значительно: 4,55/2,45 ~ 1,86 раза для бетона на обогащенном песке повышенной крупности. Величины водопоглощения бетона по объему (W0) примерно от- ражают количество свободной воды, которое «поглотит» высушен- ный материал единицей объема (л; м3), т.е. от ~ 106 л до 59 л (м3 для составов бетона № 1 и № 5 по таблице 2. А это одна из важнейших причин деструкции бетона при замораживании-оттаивании. На этом 198 основании можно ожидать существенного повышения морозостой- кости бетона на обогащенном песке. Морозостойкость бетона определили ускоренным методом по ГОСТ 10060-95 или 3-им методом: с насыщением, замораживанием (при Т = -55 (-60) 0С) и оттаиванием в 5 % растворе NaCl (t ~ 18°С). Этот метод (применяемый для «дорожного» бетона) использова- ли с целью ускорения процесса испытаний, ровно как и то, что ис- пытаниям подвергали образцы бетона (кубы с ребром 100 мм) не в проектном возрасте, а пропаренные по режиму п. 1, с обеспечением ≥ 70 % прочности от проектного возраста. Как показали результаты экспериментов использование уско- ренного метода оказалось оправданным т.к. морозостойкость бето- на на обогащенном гранитным отсевом песке оказалась достаточно высокой и, очевидно, что продолжительность испытаний по базо- вому для бетона общестроительного назначения методу составила бы более 1-го года. Кроме этого, абсолютные значения показателя морозостойкости в исследованиях не существенны, хотя и представляют интерес для оценки ожидаемой морозостойкости бетона «стандартизированно- го» состава на обогащенном песке. Более важны и значимы относи- тельные результаты, или данные сравнения морозостойкости бетона на природном тонком (Мк ~ 1,0) песке и при разной степени его обогащения крупными фракциями отсева (до Мк = 2,0; 2,5; 3,0 и 3,5) при соблюдении правила прочих равных условий дал всех серий образцов. Та как именно эта разница определяет эффективность приема «обогащения» зернового состава мелкого заполнителя для бетона. В процессе испытаний контролировали изменения массы и прочности образцов бетона составов № 1 – № 5 (таблицы 3 и 4). Изменения массы образцов в процессе испытаний. В соответ- ствии с положениями ГОСТ 10060-95 для бетона общестроительно- го назначения потери массы в процессе испытаний на морозостой- кость не нормируется. Однако в исследовательских целях важно отследить изменение массы образцов в процессе испытаний, т.к. это характеризует развитие деструктивных процессов. Из данных таблицы 3 видно, что образцы состава № 1 (на тонком песке) теряют массу с началом испытаний. Масса образцов бетона всех остальных составов медленно и стабильно возрастает до 4-5 199 (150-200) циклов замораживания-оттаивания. После 5 (200) циклов прирост массы прекращается, и она начинает снижаться (округля- ются ребра образцов), что отражает начало деструктивных процес- сов в бетоне. Отмеченные изменения массы интенсивнее проявля- ются с повышением крупности обогащенного песка – составы № 4 и № 5 (Мк = 3,0 и Мк = 3,5). Начальный рост массы за счет поглощения воды свидетельствует об углублении процессов гидратации и твердения цемента и свя- занных с ними процессов перераспределения воды затворения и проявления эффекта разрежения (вакуума) в твердеющем цемент- ном камне, что обуславливает «подсос» дополнительного количе- ства жидкости. В дальнейшем увеличение массы связано, с одной стороны, с продолжением гидратационного процесса, с другой - с развитием дефектов структуры под влиянием деструктивных фак- торов [7-11]. Таблица 3. Изменение массы образцов при испытаниях на морозостойкость № с о ст ав а Характеристики песка: Масса образцов (г) после количества циклов: Мк, д.ед Содержание, кг 0 2 (75) 3 (100) 4 (150) 5 (200) 8 (300) 12 (400) песка отсева 1 1,0 700 – 2460 2440 2380 – – – – 2 2,0 492 208 2510 2514 2503 2492 2450 – – 3 2,5 389 311 2510 2516 2520 2500 2480 – – 4 3,0 288 412 2510 2513 2520 2520 2504 2490 – 5 3,5 185 515 2560 2570 2580 2570 2570 2540 2520 Изменения прочности образцов бетона в процессе испытаний. В таблице 4 приведены данные об изменениях прочности бетона в процессе испытаний на морозостойкость, из которых следует, что бетон состава № 1 (на тонком природном песке, Мк, = 1) выдержал 3 цикла ускоренных испытаний (соответствует марке «F100»), № 2 выдержал 5 циклов ускоренных испытаний или 200 циклов испыта- ний по базовому методу для бетона общестроительного назначения, 200 а образцы составов № 3, № 4 и № 5 выдержал и 8 ускоренных цик- лов (или 300 циклов базовых испытаний). Таблица 4. Прочность бетона в процессе испытаний № с о ст ав а Характеристики песка: Прочность бетона, МПа, через количество циклов: Про цент сни- же- ния fc, % Мк, д.ед Содержание, кг 0 2 (75) 3 (100) 4 (150) 5 (200) 8 (300) 12 (400) песка отсева 1 1,0 700 – 24,5 24,0 23,4 – – – – 4,5 2 2,0 492 208 29,7 30,2 30,9 30,0 28,9 – – 3 3 2,5 389 311 31,2 32,2 32,4 33,5 31,8 30,0 – 4 4 3,0 288 412 32,8 33,3 34,1 33,9 33,2 31,6 30,2 9 5 3,5 185 515 32,9 33,6 34,3 34,8 34,9 33,7 30,5 7 Рисунок 1. Тенденция изменения прочности бетона при испытаниях на морозостойкость 201 Вывод Таким образом, прием обогащения природного тонкого, характе- ризующегося Мк = 1,0 песка может обеспечить 2-3-х кратное повы- шение морозостойкости бетона. А в более общем плане совместное сочетание местного природного песка с обогащением его зернового состава крупными фракциями гранитного отсева может обеспечить производство любых типов изделий, к которым предъявляют по- вышенные требования по морозостойкости, включая бетоны и из- делия специальных видов строительства. В частности, дорожно- мостового, гидротехнического, аэродромного и приравненных к ним по испытаниям на морозостойкость в солевой среде - тротуар- ных (и иных) плит, бортовых камней и др. Этот вывод основывается на том, что данные таблицы 4 получе- ны для образцов бетона, испытания которых были начаты сразу по- сле пропаривания. То есть, в условиях, когда бетон характеризовал- ся прочностью ~ 70 % от прочности в 28 сут., т.е. проектного воз- раста. Несмотря на это образцы составов № 3, № 4 и № 5 (Мк ~ 2,5…3,5) обеспечили морозостойкость на уровне 300 циклов базо- вых испытаний. При этом, составы № 4 и № 5 несколько «недотя- нули» до марки «F400». Очевидно, что при условии стандартных испытаний образцов проектного возраста из бетона, приготовленно- го на обогащенном песке с Мк ≥ 2,5, они обеспечили бы показатель морозостойкости (в водной среде по первому базовому методу для бетонов общестроительного назначения) не менее «F400». Этот уровень морозостойкости бетона практически удовлетворяет всем возможным вариантам конструкций общестроительного назначе- ния. Что касается специальных бетонов, то показатель морозостойко- сти должен оцениваться по конкретным его составам с учетом кон- кретных требований по этому показателю к строительным кон- струкциям. ЛИТЕРАТУРА 1. Смоляков А.В Научно-технические основы технологии пол- ного использования гранитного отсева в бетонах/ А.В. Смоляков, П.Л. Федорович, Э.И. Батяновский // Строительная наука и техника. Научно-технический журнал — Минск, 2011. – С35-41 202 2. Федорович П.Л. Теоретические и практические основы ми- нимизации содержания цемента в бетоне путем формирования оп- тимального зернового состава/ П.Л. Федорович, А.М. Корсун, Д.Л. Титков, Д.О. Гребенек // Вопросы внедрения норм проектирования и стандартов европейского союза в области строительства. Между- народный научно-методический семинар — Минск, 2012– С155-165 3. Батяновский Э.И. Эффективность “глубокой” переработки гранитного отсева РУПП «Гранит»/ Э.И. Батяновский, А.А. Дрозд, П.Л. Федорович, А.В. Смоляков// Строительная наука и техника. Научно-технический журнал — Минск, 2012. – С38-43 4. Ахвердов И.Н. Основы физики бетона. – М.: Стройиздат, 1981. – 464 с. 5. Блещик Н.П. Структурно-механические свойства и реалогия бетонной смеси и пресс–вакуум бетона. – Минск: Наука и техника, 1977. – 230 с. 6. Барташевич А.Я. Исследование струтурно-технических свойств бетонной смеси, уплотненной прессованием и вакуумиро- ванием: Автореф. Диссертация на соискание ученой степени канди- дата технических наук: 05.23.05/ИСиА Госстрой БССР. – Минск,1973. – 37 с. 7. Горчаков Г.И., Капкин М.М., Скрамтаев Б.Г. Повышение морозостойкости бетона в конструкциях промышленных и гидро- технических сооружений. – М.: Стройиздат, 1965. 8. Конопленко А.И. К вопросу теории морозостойкости бето- на. В сб. тр. Ростовского инженерно-стр. института. Вып.ХII.- Ростов-на-Дону,1958. 9. Collins A. The destruction of concrete by frost, Jnstitute of Civil Engineers 1944 nov.p.5412. 10. Powers T. A working hypotesis for further studies of frost re- sistance of concrete. J. Am. Coner. Inst., 1945, № 4, v. 16. 11. Powers T., HelmuthR. Theory of volume changes in hardened portlandcemnt paste during freezing/ Proceedings Hig way Research Board, 1953, v. 32. 203 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 691 ИСПОЛЬЗОВАНИЕ ЕВРОПЕЙСКОГО ОПЫТА СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ФАЛЬЦЕВОЙ КРОВЛИ В РЕСПУБЛИКЕ БЕЛАРУСЬ ХОТЬКО А.А., СТАРОВОЙТОВ С.Н, ДЕЛЕНДИК С.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь БОСОВЕЦ С.А. РУП «Минсктиппроект» Фальцевая кровля – это металлическая кровля, в которой соеди- нения отдельных элементов покрытия (картин) выполнены с помо- щью фальцев. Картина – элемент кровельного покрытия, у которого кромки подготовлены для фальцевого соединения. Фальц – вид шва, образующегося при соединении листов метал- лической кровли. Различают фальцевые соединения кровли лежачие и стоячие, одинарные и двойные. Боковые длинные края полос ста- ли, идущие вдоль ската, соединяют стоячими фальцами, а горизон- тальные – лежачими. Фальцевые кровли выполняются (закатывают- ся) либо вручную специальным инструментом, либо более совре- менным способом – специальными электромеханическими закаточ- ными устройствами [1]. Одинарный стоячий фальц может выпол- няться в виде самозащелкивающегося фальца. Важно, что для со- 204 единения таких панелей не требуется специальный инструмент – достаточно простого нажатия. Фальцевая кровля – это один из наиболее прогрессивных видов металлической кровли, обеспечивает полную герметизацию кровли. Скрытая под фальцем система крепления гарантирует отсутствие протечек и не нуждается в сквозных отверстиях. Здесь нет ни рези- новых уплотнителей, ни клеевого шва, все скрыто внутри заверну- того несколько раз, в ребре, металла. Ребра, образованные системой фальцевания обеспечивают дополнительную жесткость покрытия и направление воды или снега по продольным линиям, исключая бо- ковое стекание или сползание снега. И наконец, кровельные работы можно выполнять на крышах любой сложности Наиболее герметичным и влагонепроницаемым является двой- ной стоячий фальц – это продольное соединение, выступающее над плоскостью фальцевой кровли между двумя прилегающими кро- вельными картинами, кромки которых имеют двойной загиб. При устройстве металлических крыш двойной стоячий фальц использо- вался как в России, так и в Западной Европе с конца XIX века. В отличие от одинарного фальца, он, хотя и являлся более надежным, но сложнее изготавливался. Поэтому во времена СССР почти отка- зались от его применения. После того, как были разработаны специ- альные станки и инструменты, облегчающие работу кровельщика (закаточные машины, гибочные и фальцепрокатные станки и др.), двойной стоячий фальц стал применяться в качестве основного. На сегодняшний день фальцевые кровли в западных странах выполня- ются в основном с применением двойного стоячего фальца [2]. Рулонная технология называется так, потому что кровельные картины изготавливаются непосредственно на строительных пло- щадках из металла, доставленного в рулонах, и могут иметь практи- чески любую длину. Именно это позволяет избежать поперечных (лежачих) фальцев и, соответственно, основных мест протечек. Со- единение кровельных картин осуществляется, как правило, в двой- ной стоячий фальц. Для применения рулонной технологии необхо- димо современное оборудование, включающее станки для раскроя металла, специальные гибочные и закаточные машины и др. Рулон- ная технология является наиболее прогрессивной и дает возмож- ность устраивать современные фальцевые кровли как из простой оцинкованной рулонной стали, так и из алюминия [3]. 205 Системы металлической кровли RIB-ROOF фирмы «Zambelli», поставщиком которой в Республику Беларусь является фирма «Фе- рабуд» (г. Минск) – это совершенствование традиционной, распро- страненной системы стоячего фальца в ходе технологического про- гресса в технике роликового формования. Производство профилей осуществляется на одном из самых современных заводов Германии. Сфера использования системы RIB-ROOF простирается от одно- слойных, не утепленных кровель с продольной вентиляцией до не вентилируемых кровельных конструкций с теплоизоляцией. Про- фили могут укладываться на прогоны или на сплошную опору [4]. Металлическая кровельная система RIB-ROOF для универсаль- ного использования монтируется с помощью фирменных клип- опор, гарантирующих непроницаемость кровли и экономит время монтажа. Не требуется предварительный монтаж клип-опор и ма- шинная отбортовка профилей. Монтаж кровли на собственных кон- тактных пружинных зажимах дает возможность свободного про- дольного удлинения профилей, вызванного температурой. Профиль производится с желаемой длиной, обусловленной объектом приме- нения. Таким образом, поверхности кровли любого порядка вели- чины от конька до свеса, как правило, могут укладываться без по- перечного стыка. Полосы с избыточной длиной начиная с 33 м, при необходимости, профилируются на мобильных роликовых формо- вочных установках прямо на строительной площадке. Монтаж мо- жет осуществляться даже при низких температурах. Профили RIB-ROOF изготавливаются из алюминия, могут быть изогнутыми или коническими и поставляются в вариантах шириной 465 и 500 мм (специальные варианты: 400 и 333 мм) толщиной 1,0 мм (рис. 1) [4]. Полная номенклатура предварительно изготов- ленных элементов принадлежностей позволяет гибкое, эффективное планирование и быстрый, высокоточный монтаж. Все принадлеж- ности монтируются на перегородке профиля без прохождения сквозь крышу (рис. 2). 206 Рисунок 1. Геометрические характеристики алюминиевой кровли RIB-ROOF Speed 500 Рисунок 2. Геометрические характеристики клип-опоры Для системы металлической кровли RIB-ROOF возможны все несущие нижние конструкции для утепленных и холодных крыш в 207 качестве конструкции кровли: трапецеидальные профили, деревян- ная обрешетка, деревянная опалубка (t = не менее 24 мм), стальные прогоны, пористый бетон или железобетон. Минимальный наклон кровли 1,5 0 (2,6 %) для кровель без поперечных стыков. Требуе- мый минимальный наклон кровли увеличивается для кровель с по- перечными стыками и/ или отверстиями в крыше (например, свето- вые купола) до 2,9 0 (5 %) [4]. Профиль RIB-ROOF с контактным фальцем более открыт для диффузии, чем системы с машинной отбортовкой или традицион- ные покрытия с угловым или двойным стоячим фальцем. Процесс монтажа кровли достаточно прост. Устанавливается первый ряд за- жимов, вдвигается малое ребро первого профиля в зажим и повора- чивается вниз на нижнюю конструкцию, после чего каждый про- филь фиксируется от сползания неподвижной опорой. Вставляется следующий профиль его малым ребром под зажим и большую пере- городку. Затем поворачивается вниз и вводится в зажим и т.д. (рис. 3). Требующая затрат времени отбортовка профилей не требу- ется. Фирмой «Zambelli» разработаны конструктивные решения всех основных узлов кровли, представлены основные положения по ис- пользованию кровли RIB-ROOF. Однако, прямому использованию металлической кровли RIB-ROOF фирмы «Zambelli» в Республике Беларусь препятствует отсутствие некоторых важных технических данных для ее проектирования (например, шаг установки крепле- ний, шаг несущих конструкций). Представленные производителем данные [4] не могут быть «на прямую» использованы в связи с не соответствием нормативных значений ветровых и снеговых нагру- зок в нормах проектирования нашей страны и стране производителе кровли. Расчет несущей способности таких и подобных этим кон- струкций зачастую производится инженерами с грубыми ошибками. Следует отметить, что толщина стенки металла элементов кровли составляет порядка 1,0 мм. Существенной особенностью этих кон- струкций, влияющей на работу под нагрузкой, является тонкостен- ность, которая может вызвать потерю местной устойчивости и по- терю устойчивости формы сечения уже на ранних стадиях нагруже- ния конструкции. Общий подход к их расчёту аналогичен расчёту обычных (относительно толстостенных) профилей [5, 6]. Но при 208 этом должны учитываться редуцированные геометрические харак- теристики эффективного поперечного сечения. В настоящее время фирмой «Ферабуд» в сотрудничестве с БНТУ разрабатываются тех- нические рекомендации по применению системы металлической кровли RIB-ROOF фирмы «Zambelli», что позволит беспрепят- ственно подходить к вопросу проектирования таких кровель в Рес- публике Беларусь. Рисунок 3. Принципиальная схема монтажа кровли 209 ЛИТЕРАТУРА 1. Canadian Sheet Steel Building Institute (1999). Lightweight Steel Framing Technical Bulletin. Volume 5. 2. Kato K.: A Basic Study on Cold-Roll Forming Technique. Tech- nical Report No. 1, Nippon Kokan 1963, pp. 44 – 54. 3. AISI, Specification for the Design of Cold-Formed Steel Mem- bers with Commentary. American Iron and Steel Institute, Washington DC 2001 Edition, December 2001. 4. Manual for Planning and Installation. RIB-ROOF metal roofing systems. Zambelli ed. Official manual. 5. ENV 1993-1-3, Eurocode 3: Design of Steel Structures, Part 1.3: Supplementary rules for cold formed thin gauge members and sheeting. Brussels, Belgium 1996. 6. Work in buildings: Code of practice for design of cold formed thin gauge sections. BSI, London 1998. 210 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 691.328:620.191.33 ПРИМЕНЕНИЕ ЕВРОПЕЙСКИХ СТАНДАРТОВ ПРИ ОЦЕНКЕ ЭКСПЛУАТАЦИОННОЙ ПРИГОДНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПРИ КОРРОЗИИ КАРБОНИЗАЦИИ ЧЕРНЯКЕВИЧ О.Ю. Брестский государственный технический колледж Брест, Беларусь ЛЕОНОВИЧ С.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь ВВЕДЕНИЕ На сегодняшний день действуют «Общие принципы надежности строительных конструкций» ISO СТБ 2394. В этом документе из- ложена концепция надежности, которая предусматривает проекти- рование, возведение и эксплуатацию железобетонных конструкций. Необходимо отметить, что существует две группы методов расчета: детерминистические и вероятностные методы. В работе представ- лен вероятностный метод расчета, в котором определены все базис- ные переменные для условий Республики Беларусь. Данный метод позволяет определить вероятность полной карбонизации защитного слоя бетона по истечению определенного срока эксплуатации кон- струкции и индекс надежности, который затем сравневается с нор- 211 мируемым индексом надежности согласно ISO СТБ 2394. Небходи- мо отметить, что принципы надежности, принятые в нормах Бела- руси, соответствуют общепринятой европейской концепции и бази- руются на ISO 2394 и Еврокоде 0. Настоящая работа связана с вероятностным расчетом глубины карбонизации бетона ЖБК и определением индекса надежности ЖБК для соответстующего срока службы. Цель работы – определить эксплуатационную пригодность желе- зобетонной конструкции. СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ Принятая за основу математическая модель карбонизации бетона [12, 14] рассматривает влияние факторов окружающей среды, свойст бетона: 0 0 2 1 0 , 2 1 0 , 2 2 . bw SR W bw SR W p T c RH c t ACC O t s p T RH c NAC O s t x k k k R C t t t k k R C t t (1) где xс – глубина карбонизации, мм; kc – коэффициент твердения (уход за бетоном, т.е. сохранение при твердении бетона его влаж- ностного состояния); kt, εt – погрешность, обусловленная использо- ванием ускоренного метода карбонизации, (мм2/год)/(кг/м3); R-1ACC,O – обратное эффективное сопротивление карбонизации в бе- тоне, определенной в условиях ускоренной карбонизации, (мм2/год)/(кг/м3); RNAC,0 -1 − обратное сопротивление карбонизации сухого бетона в образцах при естественной карбонизации (NAC-метод), (мм2/год)/(кг/м3); Cs – концентрация СО2 в окружаю- щем воздухе, кгСО2/м 3; t – время эксплуатации конструкции или расчетный срок службы, год; t0 – эталонное время, год; ToW –– время увлажнения (количество дней с интенсивностью дождя >2,5 мм); pSR – вероятность ветра во время дождя. В работе выполнено сопоставление результатов расчетов по мо- дели, принятой за основу (1), с моделями: Анисимова А.В. [7 стр. 26], Алексеева С.Н. и Розенталя Н.К. [1], Бабицкого В.В. и Голшани М. [18], Кишитани К. [1 стр.123], Рысева О.П. [7, стр.24], Таманна 212 [2] с экспериментальными данными БелдорНИИ, Дорфа В.А., Sims I. и Roberts V.H., Чиркова В.П., Алексеева С.Н.. Проведен анализ значений глубины и скорости карбонизации бе- тона, полученных различными авторами экспериментально (табли- ца 1) и расчитанных по различным моделям (таблица 2). Таблица 1. Экспериментальные данные глубины карбониза- ции (хс) и скорости карбонизации бетона (υк) при различных условиях эксплуатации В р ем я эк сп л у ат ац и и , го д Дорф В.А. и Леонович С.Н. (для жаркого климата) [13] Sims I., Roberts M.H. (для уме- ренного клима- та) [16, 17] Чирков В.П. [9] Белдор- НИИ Алексеев С.Н. и Ро- зенталь Н.К. [1,табл.17] хс, мм υк, мм/го д хс, мм υк, мм/год хс, мм υк, мм/год υк, мм/год υк, мм/год 1 5 5,00 5 12 2,40 1,6–2,4 10 19 1,90 5−8 0,50– 0,80 8–16 0,80– 1,60 0,50–1,20 0,97–1,52 20 37 1,85 12–22 0,60– 1,10 30 45 1,50 16–27 0,53– 0,90 0,50−0,80 40 18–31 0,45– 0,78 42 0,16–0,48 50 10−1 5 0,20– 0,35 20–34 0,40– 0,62 0,40−1,00 Полученные значения скорости карбонизации бетона по различ- ным расчетным моделям представлены в таблице 2. 213 Таблица 2. Скорость карбонизации бетона (υк) по различным расчетным моделям (при В/Ц = 0,44− 0,5; Ц = 350 – 400 кг/м3 для условий Беларуси) С р о к э к сп л у ат ац и и , го д ы Расчетная скорость карбонизации бетона, мм/год П о ф о р м у л е А н и си м о в а А .В . П о у р ав н ен и ю К и ш и та н и К . П о у р ав н ен и ю Т ам ан н а П о ф о р м у л е Р ы се в а О .П . П о п р и н ят о й м ат ем ат и ч ес к о й м о д ел и П о м о д ел и А л ек се ев а С .Н , Р о зе н та л я Н .К . и С те п ан о в о й В .Ф . П о м о д ел и Б а- б и ц к о го В .В .и Г о л ш ан и М . 10 1,17 0,66 0,42 1,30 0,63 0,19/1,9 0,67 30 0,63 0,38 0,24 0,75 0,36 0,11/1,1 0,56 50 0,48 0,29 0,19 0,58 0,27 0,09/0,85 0,44 На основе анализа экспериментальных данных (БелдорНИИ, Аексеева С.Н. и Розенталя Н.К., Sims I. и Roberts M. H., Чиркова В.П.) построены графики развития скорости карбонизации бетона в зависимости от длительности эксплуатации конструкции (при раз- личной степени агрессивности окружающей среды) (рисунок 1). Как видно из графиков, представленных на рисунке 1, математи- ческая модель карбонизации бетона, принятая в качестве базовой при описании процессов карбонизациии бетона и учитывающая максимальное количество факторов, может быть принята при со- ставлении функции соостояния в вероятностной постановке. Ниже представлена методика вероятностного расчета глубины карбонизации бетона железобетонных конструкциях для ХС1 и ХС3 классов по условиям эксплуатации в условиях Республики Бела- русь. Данный вероятностный расчет глубины карбонизации дает возможность для обоснования толщины защитного слоя бетона же- лезобетонных конструкций, назначенного в СНБ 5.03.01 – 02 [4]. В основе расчетов лежит уравнение вероятности отказа для де- пассивированной арматуры (т.е. без защитной пленки, предохраня- ющей от коррозии): 0 ( ) 0 ,cдепp p a x t p (2) где p{} – вероятность депассивации; a – толщина защитного слоя бетона, мм; хc(t) – глубина карбонизации, мм за время t; t – расчет- ный срок службы, год; p0 – предельно допустимая вероятность наступления предельного состояния. 214 0 0.5 1.0 1.5 10 20 30 40 50 vк , мм/год t, годы 0 0.5 1.0 1.5 10 20 30 40 50 vк , мм/год t, годы 0 0.5 1.0 1.5 10 20 30 40 50 vк , мм/год t, годы 0 0.5 1.0 1.5 10 20 30 40 50 vк , мм/год t, годы Алексеев С.Н. и Розенталя Н.К. Результаты расчетов по известным моделям: уравнение Таманна уравнение Рысева О.П. уравнение Кишитани К. принятая математическая модель модель Алексеева С.Н. и Розенталя Н.К. формула Анисимова А.В. модель Бабицкого В.В. и Голшани М. Sims I. и Экспериментальные данные: Чирков В.П. БелдорНИИ Roberts M.H. Рисунок 1. Сравнение скорости карбонизации бетона, полученной расчетными методами с экспериментальными данными: а) БелдорНИИ; б) Чиркова В.П.; в) Алексеев С.Н. и Розенталь Н.К. г) Sims I. и Roberts M. H. 215 Определить срок службы конструкции t можно с использованием функции предельного состояния: ( , ( )) ( ),c cg a x t a x t (3) где g(a, хc(t)) – функция состояния, определяющая остаточную толщину защитного слоя после эксплуатации конструкции в тече- ние времени t. В уравнение (1) входит ряд базисных переменных, для которых необходимо установить вероятностные модели. В работе представ- лены рекомендации по составлению вероятностных моделей основ- ных базисных переменных для условий Республики Беларусь, пред- ставленные законами распределения и значениями статистических параметров распределений. Для учета влияния СО2 на карбонизацию бетона выполнена оценка содержания углекислого газа в атмосферном воздухе с уче- том предполагаемого срока службы железобетонных конструкций. Согласно данным Кривой Килинга, концентрация углекислого газа в атмосфере в 2009 году составила 399 миллионных долей, и ожи- дается, что она будет увеличивться примерно на 2 миллионные до- ли в год. Эти данные согласуются с измерениями, проводимыми в Беларуси. По данным Гидрометцентра Республики Беларусь в сред- негодовое содержание диокиси углерода за 2010 год составило 789мг/м3 (соответствует 400 милионным долям). Зная концентра- цию углекислого газа на 2010 год и учитывая дополнительную кон- центрацию СО2 вследствие дополнительных источников загрязне- ния воздуха в городе (26 мг/м3), предположив увеличение в атмо- сфере с каждым годом на две миллионных доли, получим следующее уравнение содержания СО2 как функцию времени t , (кг/м3): CS=CS,atm+CS,emi +0,00000394·t =0,000815 + 0,00000394·t (4) Выполнено вероятностное моделирование функции W(t), учиты- вающей влияние климатических параметров в результате увлажне- ния бетона, в виде случайного процесса, зависящего от относитель- ной продолжительности дождей и вероятности бокового ветра во время дождя [10, 14]: 216 0 2 0( ) , bw SR Wp T t W t t (5) где t0 − эталонное время, согласно ускоренного метода испыта- ний (t0 = 28 дней равно 0,0767 лет; ρSR – вероятность ветра во время дождя; ToW − время увлажнения; bw − экспонент регрессии при нор- мальном распределении, m = 0,446 (bw = 0,163); z − количество дней с осадками hNd ≥ 2,5мм в год; T0W=z/365 (6) В данном исследовании количество дней с осадками более 2,5мм в год в областных центрах Беларуси и среднее количество дней с дождем для областных центров Беларуси определяли по данным Гидрометцентра Республики Беларусь, приведены в таблице 3. Таблица 3. Среднее количество дней с дождем для областных центров Республики Беларусь [3] Город Количество дней с осадками hNd ≥ 2,5 мм в год ToW – влаж- ное время, годы 2006 2007 2008 2009 2010 Минск 54 76 85 66 72 0,193 Брест 55 55 71 69 57 0,168 Могилев 61 84 74 72 81 0,204 Витебск 63 62 62 66 72 0,178 Гродно 87 84 101 92 94 0,251 Гомель 72 76 102 78 81 0,224 Указанные параметры моделировали при помощи логнормально- го распределения. Для моделирования защитного слоя бетона был принят нормаль- ный закон распределения отклонений защитного слоя Δa от проект- ного значения a; проектная толщина защитного слоя aХС1=30мм; aХС3=35мм; среднее отклонение толщины защитного слоя для ХС1 и ХС3 классов по условиям эксплуатации µΔa =+5мм; стандартное отклонение σΔaХС1 = 5мм и σΔaХС3 = 10мм. 217 Коэффициент относительной влажности kRH рассчитываем по уравнению [10, 14]: 1 100 , 1 100 e e e g f real RH f ref RH k RH (7) где RHreal – относительная влажность карбонизированного слоя, равная относительной влажности атмосферного воздуха, %; RHref − эталонная относительная влажность, 65 %; fe − коэффициент; ge – коэффициент. Коэффициенты ge и fe определяются методом аппрок- симации кривой, полученной по данным эксплуатационных изме- рений. В данной работе использовались результаты исследований CEB [10] и Gehlen С. [14] со значениями ge = 2,5; fe = 5,0. Согласно СТБ 1544−2005 [5] требования к качеству бетонов должны устанавливаться с учетом классов по условиям эксплуата- ции конструкций согласно [4], и должны учитываться требования к значеним среднегодовой относительной влажности, приведенные в таблице 4. В данном исследовании значения относительной влажности RHreal для ХС1 и ХС3 классов по условиям эксплуатации, находятся в пределах от 30% < RHreal,ХС1 ≤ 60% и от 60% < RHreal,ХС3 ≤ 75%. Для описания относительной влажности принято распределение с верх- ней и нижней абсолютными границами (бета-распределение). В ра- боте получены статистические данные, позволяющие представлять значения относительной влажности воздуха в вероятностной форме: среднегодовые значения, стандартные отклонения, верхние и ниж- ние границы. 218 Таблица 4. Классы по условиям эксплуатации конструкций в зависимости от характеристики окружающей среды [4] и ми- нимальные классы бетона по прочности на сжатие Класс по условиям эксплуа- тации Характеристика окружающей среды, влажностный режим Примеры для условий окружающей среды Минимальный класс бетона по прочности на сжатие ХС1 Сухой воздушно- влажностный режим (30% < RH 60 %) или постоянная эксплуа- тация в водонасыщен- ном состоянии Конструкции, находящи- еся внутри помещений с нормальным режимом согласно СНБ 2.04.01; конструкции, постоянно находящиеся в грунте или под водой С16/20 ХС3 Умеренный воздушно- влажностный режим (60 % < RH 75 %), экс- плуатация в условиях эпизодического влагона- сыщения Конструкции, находящи- еся внутри помещений с влажным режимом со- гласно СНБ 2.04.01; кон- струкции, подвергающи- еся атмосферным воз- действиям (дождю) С25/30 Данные обратного сопротивления карбонизации RACC,0 -1, можно применять из литературы Gehlen [14], определенные по ускоренно- му методу карбонизации (таблица 5). Таблица 5. Среднее обратное сопротивление карбонизации RACC,0 -1 [10 -11(м2/сек)/(кг/м3)] [12, 12, 15] Тип цемента В/Ц1 0,35 0,40 0,45 0,50 0,55 0,60 Цем. I 42.5R (портландцемент) Но.2 3,1 5,2 6,8 9,8 13,4 Цем. I 42.5R + зола уноса (k = 0,5) Н.о. 0,3 1,9 2,4 6,5 8,3 Цем. I 42.5R + микрокремнезем (k = 2,0) 3,5 5,5 Н.о. Н.о. 16,5 Н.о. Цем. III / В 42.5 Н.о. 8,3 16,9 26,6 44,3 80,0 1 Эквивалентное водоцементное отношение, учитывает золу уноса или микрокрем- незем с соответствующим значением k (коэффициентом эффективности). 2 Н.о. – невозможно определить для этих бетонных смесей обратное эффективное сопротивление карбонизации R-1ACC,0. 219 Для моделирования обратного эффективного сопротивления карбонизации RACC,0 -1 и погрешности его измерения принят логнор- мальный закон распределения со средним значением µХС3=9,8·10 -11 и µХС1=13,4·10 -11 (м2/сек)/(кгСО2/м 3) и стандартным отклонением σ=(0,45·µ) (м2/сек)/(кг СО2/м 3) для бетона на портландцементе без добавок при В/Цмах,ХС1 = 0,65 и В/Цмах,ХС3 = 0,55. Для использования этих значений в модели (1) единицы измерения RACC,0 -1 преобразо- ваны в (мм2/год)/(кг/м3). Учет погрешности при использовании ускоренного метода карбонизации при нормальном распределении производится использованием εt = 315,5(мм 2/год)/(кг/м3) и (σ = 48(мм2/год)/(кг/м3)). Обратное сопротивление карбонизации сухого бетона RNAC,0 -1 можно расчитать и по уравнению (8): 1 2 1 .0 1 2 2 4 23 0,75 0,75 , 0,0025 1 10 CO CaO c CaO NAC reff CO CaO c CaO Ê Ê M m m DH M R D M m m DH M Ï V (8) где аСО2 – способность связывать в бетоне СО2, кгСО2/м 3; Dreff,0 – эффективный коэффициент диффузии для сухого бетона, м2/с (по формуле Бабицким В.В. и Голшани М. [6]); mCaO – содер- жание СаО в цементе, доли ед.; mc – масса цемента, кг/м 3; DH – сте- пень гидратации цемента, доли ед.; М – молярная масса соответ- ствующего вещества, кг/моль. Исходные данные, принятые при проведении вероятностного моделирования приведены в таблице 6. В данном вероятностном расчете были приняты наиболее неблагоприятные условия эксплуа- тации для железобетонной конструкции ХС1 и ХС3 классов по условиям эксплуатации 220 Таблица 6. Исходные данные для вероятностного расчета глубины карбонизации железобетонного элемента, эксплуати- руемого в Республике Беларусь Параметры Единица измерения Тип распре- деления Среднее значение (µ), стандартное от- клонение(σ), нижняя и верхняя абсолют- ные границы (аr, br) Классы по условиям эксплуатации ХС1 ХС3 RHreal,(kс) % Бета (с верхним и нижним пределом) µ = 46 σ = 5,0 аr = 30,1 br = 60 µ = 68 σ = 3,5 аr = 60,1 br = 75 RHref(kс) % det 65 / (-) ge - det 2,5 fe - det 5,0 tс дни det 14 1 bc - N µ = -0,567 / σ = 0,024 kt - LN µ = 1,25 / σ = 0,35 RACC,0 -1 (мм2/год)/(кг /м3) LN µ = 4416/ σ = 1987 (при В/Цмах = 0,65) µ = 3092/ σ = 1391 (при В/Цмах = 0,55) εt (мм2/год)/(кг/ м3) LN µ=315,5 / σ= 48 СS кг/м 3 LN µ = 9,1·10-4 / σ = 1·10-4 µ = 8,15·10-4 / σ = 1·10-4 tр годы det 1 – 50 bw LN µ = 0,446 / σ = 0,163 T0W - det 0 0,15 рSR(W) - det 0 0,125 t0(W) годы det 0 0,0767 (t0 = 28 дней) a мм det 30 35 Δaо мм LN µ = +5 / σ = 5 µ = +5 / σ = 10 При выполнении вероятностных расчетов глубины карбонизации бетона железобетонных элементов ХС1 и ХС3 класса по условиям эксплуатации использовалась программа MATHEMATICA. На рисунках 2 – 3 представлены результаты вероятностного рас- чета глубины карбонизации бетона железобетонной конструкции с использованием исходных данных из таблицы 6. Рассчитаны вероятность наступления коррозии арматуры и ин- декс надежности для железобетонной конструкции ХС1 и ХС3 класса по условиям эксплуатации, представленные в таблице 7. 221 10 20 30 40 50 10 20 30 40 Рисунок 2. Рост глубины карбонизации бетона с течением времени эксплуатации для конструкций ХС1 класса по условиям эксплуатации 10 20 30 40 50 10 20 30 40 Рисунок 3. Рост глубины карбонизации бетона с течением времени эксплуатации для конструкций ХС3 класса по условиям эксплуатации Получены индексы надежности для 50 лет эксплуатации для же- лезобетонной конструкции ХС1 и ХС3 класса по условиям эксплуа- тации βхс1= 1,58, βхс3 =1,68, которые больше нормируемого индек- са надежности для железобетонных конструкций, пригодных к нор- мальным условиям эксплуатации β =1,50 согласно СТБ ISО 2394 [8]. 222 Таблица 7. Вероятность наступления коррозии арматуры и индекс надежности для железобетонной конструкции на период 50 лет Срок эксплуа- тации Вероятность отказа, pf Индекс надеж- ности, β Вероятность отказа для, pf Индекс надежности, β Для ХС1 класса по условиям эксплуатации Для ХС3 класса по условиям эксплуатации 10 0 ∞ 0 ∞ 20 0,0002 3,54 0,0008 3,20 30 0,0058 2,20 0,0059 2,52 40 0,0263 1,98 0,0220 2,01 50 0,0560 1,58 0,0460 1,68 Вероятностный расчет показал, что минимальные толщины за- щитного слоя, назначенные в СНБ 5.03.01-02, являются достаточными для защиты арматуры от коррозии в течение 50 лет эксплуатации. Выводы 1. На основе анализа и верификации моделей карбонизации бетона выявлена наиболее подходящая модель для решения вероят- ностной задачи определения глубины и скорости карбонизации бе- тона. 2. Даны рекомендации по составлению вероятностных моде- лей основных базисных переменных для условий Беларуси (закон распределения, а также значения его статистических параметров). 3. Выполнен вероятностный расчет глубины карбонизации бетона для железобетонных конструкций ХС1 и ХС3 класса по условиям эксплуатации для наиболее неблагоприятных условий. Получены индексы надежности для 50 лет эксплуатации для желе- зобетонной конструкции ХС1 и ХС3 класса по условиям эксплуата- ции βхс1 = 1,58, βхс3 = 1,68, которые нормируемого индекса надежно- сти β = 1,50 согласно СТБ ISО 2394. Вероятностный расчет показал, что минимальные толщины защитного слоя, назначенные в СНБ 5.03.01-02, являются достаточными для защиты арматуры от коррозии в течение 50 лет эксплуатации. 223 ЛИТЕРАТУРА 1. Алексеев, С.Н. Коррозионная стойкость железобетонных конструкций в агрессивной промышленной среде / С.Н.Алексеев, Н.К.Розенталь. – М.: Стройиздат, 1976. – 205 с. 2. Алексеев, С.Н. Долговечность железобетона в агрессивных средах / С.Н. Алексеев, Ф.М. Иванов, С. Модры, П. Шиссель – М.: Стройиздат, 1990. – 247с. 3. Архивы метеорологических наблюдений по метеостанциям Беларуси [Электронный ресурс] / Гидрометцентр Республики Бела- русь. – Минск, 2010. – Режим доступа : http://pogoda.by/zip. – Дата доступа : 30.11.2010. 4. Бетонные и железобетонные конструкции: СНБ 5.03.01–02. – Введ. 01.07.2003. – Минск : Министерство архитектуры и строи- тельства Республики Беларусь, 2003. – 144 с. 5. Бетоны конструкционные тяжелые: СТБ 1544-2005. – Введ. 01.01.2010. – Минск: Министерство архитектуры и строительства Республики Беларусь, 2006. – 25 с. 6. Голшани, М. Прогнозирование глубины карбонизации бето- на железобетонных мостовых конструкций / Голшани, М., В.В. Ба- бицкий, О.М. Вайтович // Строительная наука и техника. – 2011. – №3(36). – С. 45 – 47. 7. Голшани, М. Структура бетона с добавками ингибиторов коррозии стали и его защитные свойства по отношению к стальной арматуре : дис. канд. техн. наук / 05.23.05 / М. Голшани ; БНТУ. – Минск, 2012. – 199 с. 8. Надежность строительных конструкций. Общие принципы : СТБ ISO 2394-2007. – Введ. 01.07.2008. – Минск : Госстандарт Рес- публики Беларусь, 2007. – 69 с. 9. Чиркова, В.П. Оценка срока службы защитного слоя бетона: сборник трудов ХИИТ.– Харьков, 1993. – Вып. 21. 10. СЕВ - Comite Euro International du Beton / New Approach to Durability Design - An example for carbonation induced corrosion// edited by P. Schiessl, Bulletin 238, Comite Euro-International du Bet- on (СЕВ). – Lausanne, 1997. 11. DARTS - Durable and Reliable Tunnel Structures: Deterioration Modelling, European Commision, Growths 2000, Contract G1RD-CT- 2000-00467, Project GrDl-25633, 2004. 224 12. Dura Crete: Brite EuRam III Proeject BE95-1347, Report R4-5, Modelling of Degradation,1998. 13. Dorf, V. Durability of reinforced concrete structures under sea- side tropical climate effects / V. Dorf // Durability Design and Fracture Mechanics of Concrete Structures / B.M. Edit Khroustalev, S.N. Leo- novich.− 2003. – Р. 26 – 29. 14. Gehlen C.: Probabilistic Lebensdauerberechnung von Stahlbetonbauwerken – ZuverLassigkeitsbetrachtungen zur wirksamen Vermeidung von Bewehrungskorrosion, Thesis, RWTH-Aachen, D82 (Diss.RWTH+ Aachen, Heft 510 der Schriftenreihe des DAfStb, 2000. 15. LEFECON: Prototype of a Condittion Assessment Protocol, De- liverable D3/1, Working Party 3, Project G1RD-CT-2000-00378, 2003. 16. Roberts, M.H. Carbonation of concrete made with dense natural aggregates, BRE, Information Sheet. – 1981. 17. Sims, I. The assessment of concrete for carbonation / I. Sims. −1994. Concrete 28, 33-38 p. 225 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 621.787 О РОЛИ НАКЛЕПА В ПРОИЗВОДСТВЕ БЕТОНА И ЖЕЛЕЗОБЕТОНА ЮХНЕВСКИЙ П.И., ШИРОКИЙ Г.Т. Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Идеальных кристаллов, в которых все атомы находились бы в положениях с минимальной энергией практически не существует. Отклонения от идеальной решетки могут быть временными и по- стоянными. Временные возникают при воздействии на кристалл механических, тепловых и электромагнитных колебаний, при про- хождении через кристалл потока быстрых частиц и т.д. К постоян- ным несовершенствам относятся [1]: -точечные дефекты (межузельные атомы, вакансии, примеси). Точечные дефекты малы во всех трех измерениях, их размеры по всем направлениям не больше нескольких атомных диаметров; -линейные дефекты (дислокации, цепочки вакансий и межузель- ных атомов). Линейные дефекты имеют атомные размеры в двух измерениях, а в третьем они значительно больше размера, который может быть соизмерим с длиной кристалла; -плоские или поверхностные дефекты (границы зерен, границы самого кристалла). Поверхностные дефекты малы только в одном измерении; 226 -объемные дефекты или макроскопические нарушения (закрытые и открытые поры, трещины, включения постороннего вещества). Объемные дефекты имеют относительно большие размеры, несоиз- меримые с атомным диаметром, во всех трех измерениях. В настоящее время особое внимание исследователей занимают такие дефекты в кристаллах, которые носят название дислокаций (зацеплений, смещений). Представления о дислокациях оказались очень плодотворными при объяснении причин пластических де- формаций, ползучести, наклепа, упрочнения, роста кристаллов и некоторых других явлений в металлах. Теория дислокаций сейчас интенсивно развивается и начинает успешно применяться при объ- яснении ряда процессов, протекающих в строительных материалах. Дислокации могут быть двух основных типов: краевые (линей- ные) и винтовые. И те и другие возникают в том случае, если, например, вакансии объединяются или блоки кристаллов срастают- ся друг с другом при некотором отклонении от совершенного по- рядка, т.е. под некоторым углом дезориентации. Винтовая дислокация представлена на Рисунок 1. В этом случае происходит смещение на один период решетки правой части кри- сталла, частично надрезанной по плоскости АВСD относительно левой. Это приводит к изгибу горизонтальных атомных плоскостей таким образом, как это показано на схеме, где линия дислокации параллельна плоскости сдвига. Таким образом, после сдвига по плоскости ABCD вдали от линии ВС решетка остается совершенной, а вблизи от линии ВС вдоль нее тянется область несовершенства. В одном измерении – вдоль линии ВС область несовершенства имеет макроскопический размер, а в других она очень мала (ее размеры по нормали к линии ВС состав- ляют несколько периодов решетки). Несовершенная область вокруг линии ВС называется винтовой дислокацией. Следует учитывать, что дислокации, обладая повышенной по- движностью, сами способны стать источником новых дислокаций. Перемещаются дислокации двумя путями – скольжением или диф- фузией. Теория дислокаций позволяет объяснить, почему прочность кри- сталлов и поликристаллического сростка до 1000 раз меньше теоре- тической. Именно дислокации, расположенные по границам блоков, и служат теми дефектами, удаление которых повышает прочность 227 материала. В тонких монокристаллических нитях эта прочность приближается к теоретической. Перемещением дислокаций удается объяснить те сравнительно невысокие усилия, которые вызывают сдвиг кристаллов в процессах пластической деформации. Например, величина наклепа, способ- ствующая упрочнению стали, объясняется явлением дислокаций, которые могут перемещаться в кристалле. При взаимной встрече линейных дислокаций число их может возрасти и, переплетаясь, они образовывают как бы спутанные нити. В этом случае сталь упрочняется и, если деформация будет продолжаться, она будет хрупкой. Металлы не являются однородными и состоят из мозаики одно- родных блоков (субзерен). Блоки мозаичной структуры представ- ляют собой бездефектные (за исключением точечных дефектов) участки кристалла. Расстояние движения дислокаций в поликри- сталлическом теле ограничено размерами блоков мозаичной струк- туры. Блоки мозаичной структуры - области с правильным строени- ем, повернутые одна относительно другой ( разориентированвые) на очень малые углы. Углы разориентировки и размеры блоков определяют прочность мозаичных материалов и связаны с плотно- стью дислокаций. С увеличением угла разориентации субзерен и уменьшением их величины плотность дислокаций в металле повы- шается, соответствующим образом изменяются и свойства (рис.2) [2]. Рисунок 1. 228 Рисунок 2. Изменение прочности металлов с ростом числа дислокаций Чем больше деформация (искажение) решетки и чем мельче бло- ки мозаичной структуры зерен, тем большее происходит изменение механических свойств. Наклеп ведет к образованию большого ко- личества поверхностей сдвига, к дроблению блоков мозаичной структуры, что повышает плотность дислокаций. Все вместе и вы- зывает упрочнение металла при наклепе. В производстве железобе- тона явление наклепа используется для упрочнения проволочной арматуры вытяжкой. Для понимания упрочняющего действия добавок пластификато- ров на структуру цементного камня в бетоне, кроме изучения меха- низма пластификации, важным является изучение механизма кри- сталлообразования и изменение фазового состава. В связи с этим становится актуальным вопрос о влиянии добавок на дисперсно- кристаллитную структуру цементного камня, о размерах частиц. Реальный кристалл, как известно [1], состоит из скопления большого числа мелких кристаллов неправильной формы, которые называются зернами или кристаллитами. В свою очередь зерно не является монолитным кристаллом, построенным из строго парал- лельных атомных слоев. В действительности оно состоит как бы из мозаики отдельных блоков, кристаллографические плоскости в ко- торых повернуты друг относительно друга на небольшой угол – по- рядка нескольких минут. Такое строение зерна носит название мо- заичной структуры, а составляющие ее блоки называют блоками мозаики. Размер малых частиц можно определять с помощью электронной микроскопии, седиментации, фотонной корреляционной спектро- 229 скопии, газовой адсорбции, магнитных измерений и другими мето- дами [1]. Одним из наиболее доступных и распространенных спосо- бов нахождения размеров кристаллитов и микронапряжений в по- ликристаллических пленках является анализ уширения рентгенов- ских дифракционных пиков. Размер кристаллитов D может быть определен с использованием простой формулы Шеррера [3]: , (1) где λ – длина волны рентгеновского излучения; θ угол дифрак- ции, – полная ширина дифракционного отражения на полувысоте интенсивности пика с учетом поправки на инструментальную со- ставляющую º. Метод измерения размеров кристаллитов по формуле Шеррера может быть использован только в случае, когда диаметр отдельных свободных от напряжений кристаллитов в поликристаллической пленке менее 10-4 см. Когда же к уширению линий приводят не только размерные эффекты, но и наличие напряжений, необходимо использовать более строгий метод для нахождения и разделения вкладов в уширение линий от различных источников. Наиболее общий метод анализа использует факт, что уширение от двух различных источников имеет различную угловую зависи- мость. Например, профиль уширения линий от размеров кристалли- тов имеет зависимость , в то время как профиль, обуслов- ленный микродеформацией, описывается функцией 4ε tgθ [3-4]. Ин- струментальная погрешность βо, которая определяется характери- стиками экспериментальной установки, такими как размер щели, расходимость первичного пучка, проникновения рентгеновских лу- чей вглубь образца, дуплетность Kα – излучения и т.д. предполага- ется не зависящей от угла отражения. Таким образом, полное уширение βt можно определить [5], как , (2) где ε – микронапряжение, βо – инструментальное уширение. Экспериментально наблюдаемые уширения нескольких дифрак- ционных пиков можно использовать для вычисления как среднего размера частиц D, так и микронапряжений одновременно [6]. Для нахождения этих параметров необходимо построить зависимость 230 ширины дифракционных пиков от угла Брэгга, и методом наимень- ших квадратов найти значения параметров D, и 0. Рентгенодифракционные исследования гидратированного C3S выполнены на автоматизированном дифрактометре ДРОН-7 (НПП «Буревестник, г. Санкт-Петербург) в излучении CuKα (длина волны 0.154 нм) при условиях фокусировки по Брэггу-Брентано 0 - 2θ (2θ- брэгговский угол)2. Значения тока и напряжения на рентгеновской трубке составляли 20 мА и 40 кВ соответственно. Для обработки экспериментальных результатов использовался программный пакет поддержки эксперимента PDWin (ТОО «Эталон ПТЦ). Идентифи- кация кристаллических фаз проводилась по картотеке JCPDS (Joint Committee on Powder Diffraction Standards). Трехкальциевый силикат затворяли водой при В/Ц=1,0 и водой с добавкой суперпластификатора СП-1 в количестве 1 % от массы трехкальциевого силиката. Образцы твердели 28 суток в нормально- влажностных условиях, затем высушивали на воздухе при темпера- туре 20-25 оС, размалывали в агатовой ступке и пробу просеивали через сито с сеткой №008. Рентгенограммы приведены на Рисунок 3., а дифрактометриче- ские характеристики проб гидросиликата кальция - в таблице 1. Таблица 1. Дифрактометрические характеристики гидрати- рованного С3S Коли- чество добав- ки Экспериментальные данные Интенсивность максимума пика Альфа 1, Imax Положение максимума пика Альфа 1, 2θmax Межплоскостное расстояние, d, нм Полу- ширина, w Размер кристалл- литов, нм - 22,9 26,17 0,340 0,449 20,16 - 43,8 29,33 0,304 0,274 33,21 - 18,8 31,99 0,279 0,140 - - 15,0 50,04 0,182 0,140 - 1% С-3 18,8 26,07 0,341 0,580 15,63 То же 48,9 29,35 0,304 0,515 17,67 То же 38,1 32,00 0,279 0,140 - То же 11,9 50,08 0,182 0,140 - 2 Дифрактограммы выполнены в НИЛ физической химии силикатов научно- исследовательского и проектно-производственного республиканского унитарного предприятия «Институт НИИСМ» 231 Как известно [7], в процессе гидратации C3S образуются гидро- силикаты группы C-S-H (I) типа 1,4 нм тоберморита и C-S-H (II) типа женнита. Для C-S-H (I) характерными являются пики с d=0,304 нм; 0,28 нм; 0,182 нм, а для C-S-H (II) – d=0,340 нм; 0,283 нм; 0,183 нм и др. Расчет размеров кристаллитов производили по формуле (3) где: β – полуширина пика на рентгенограмме, в рад. а) б) Рисунок 3. Дифрактограммы гидратированного C3S: а – без добавки; б – с добавкой 1 % С-3 Как видно из рентгенограммы (Рисунок 3.), в образце с добаво- кой возрастает количество CSH (I) – линии с d=0,304 и 0,28 и 232 уменьшается содержание CSH (II) линия с d=0,340. С введением добавки С-3 в количестве 1 % от массы C3S происходит уменьше- ние блоков мозаики с 20-33 до 15-17 нм, что приводит к значитель- ному повышению прочности твердеющей структуры. Чем меньше блоки мозаики, тем выше их химическая активность, и тем более когерентно они связаны с другими фазами структуры, и тем выше прочность. Когда блоки мозаики сильно разориентированы, то при приложении внешней нагрузки происходит интерференция сдвиго- вых перемещений дислокаций и их затухание. Такая интерференция упрочняет структуру. Введение в цементные материалы атомных примесей в виде хи- мических добавок способствует образованию дефектов в кристал- лических решетках гидросиликатов кальция, легированию структу- ры, что приводит к увеличению числа дислокаций и повышению прочности композита. ЛИТЕРАТУРА 1. Гусев, А.И. Нанокристаллические материалы/ А.И.Гусев, А.А.Рампель.– М.: Физматлит, 2000, – 224с. 2. Губкин, С.И. Пластическая деформация металлов. Т.2. Фи- зико-химическая теория пластичности/ С.И.Губкин. –М.: Металлур- гиздат, 1961. –416с 3. Горелик, С.С. Рентгенографический и электронно- оптический анализ/ С.С.Горелик, Ю.А.Скаков, Л.Н.Расторгуев. –М.: МИСиС, 1994.–328 с 4. Гусев, А.И. Нанокристаллические материалы: методы полу- чения и свойства/ А.И.Гусев. Екатеринбург: УроРАН, 1998, – 199с. 5. Particle Size and Strain Analysis by X-Ray Duffraction, H&M Analytical Services, Inc.2002. http://www.h-and in analytical. Com/pdfs/size_strain.pdf 6. Коршунов, А.Б. Аналитический метод определения пара- метров тонкой кристаллической структуры по уширению рентге- новских линий/А.Б.Коршунов// Заводская лаборатория. –2004. –№2. –с. 27-32. 7. Тейлор, Х. Химия цемента. Пер. с англ. Байковой а.и. и Т.В.Кузнецовой./Х.Тейлор.–М.:Мир.1996.–560 с. 233 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 691.54 КИНЕТИКА ТВЕРДЕНИЯ ЦЕМЕНТНОГО ТЕСТА ПОД ВОДОЙ ЯКИМОВИЧ В.Д., ФЕДОРОВИЧ П.Л. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Введение Необходимость в разработке единой теории твердения мине- ральных вяжущих веществ, на наш взгляд, уже давно переросла из категории настоятельной в категорию первостепенной важности. И связано это отнюдь не с удовлетворением личных научных амбиций кого-либо, а с тем, что невозможно без такой теории на сегодняшний день предложить принципиально новые направления как в разработке новых технологий, так и в получении на их основе материалов с новыми или кардинально лучшими свойствами. До сих пор технологи годами накапливали (и на сегодняшний день накопили) богатейший экспериментальный материал по разра- ботке новых технологий с использованием портландцемента и его разновидностей. Попытки при этом объяснить поведение цементно- го бетона на основе теории были. Эти попытки увенчались появле- нием двух основных теорий: кристаллизационного и топохимиче- ского твердения с различными вариациями. Однако стройности, под которой подразумевается возможность объяснения поведения це- мента от момента затворения его водой до получения камня, ни од- 234 на из существующих теорий не имеет. Чаще всего испытатели берут для объяснения конкретного явления ту теорию, которая больше для объяснения данного явления подходит. Но это, конечно, лучше, чем “принципиальное” отстаивание позиций одной из существую- щих теорий, несмотря на ее полное несоответствие вновь открыв- шемуся явлению. В этом случае появляются загадочные для обыва- теля и совершенно бессмысленные для специалистов словосочета- ния и понятия вроде ван-дер-ваальсовых сил “ближнего и дальнего действия”, “центров кристаллизации” (это в среде с огромными насыщениями и значениями РН при крошечных дозировках указан- ных центров), “перезарядки поверхности”, “образованием или отравлением энергетически активных центров” (причем без ссылки на конкретный “яд”, который в одном месте подразумевается как яд, а в другом так совсем уже наоборот, причем без указания при- чин), упоительными ссылками на двойной электрический слой, ко- торый с удовольствием регистрируют, но … никуда не “приделы- вают”, рассуждения о “растворении” в стесненнейших условиях гелевой пористости и т.д. Не так давно раскрыт детальный механизм гипертонической бо- лезни, который позволил быстро разработать лекарства, воздей- ствующие на процесс развития болезни на не менее чем пяти его стадиях и участках. В данном случае медицина, как пример, подхо- дит лучше всего – как лечить, не зная диагноз? Поэтому повторимся: разработка детальной единой теории твер- дения минеральных вяжущих, детально описывающая весь процесс твердения – настоятельная, жизненная необходимость. Нам представляется, что твердение цемента – это пошаговое упрочнение структуры, переход от меньших по значению сил к большим. Рассмотрим их на самых ранних стадиях – от момента прилива- ния воды. Согласно широко распространенным представлениям [1,2], фор- мирование коагуляционной структуры цементного теста происхо- дит в следующей последовательности: – растворение минералов цемента и гипса; – пересыщение жидкой фазы; 235 – выпадение из раствора кристаллов коллоидного размера и их группирование на поверхности непрореагировавших цементных зерен; – образование за счет коллоидных связей коагуляционной струк- туры, упрочняющейся во времени при непрерывном увеличении числа частиц и контактов их сцепления. Такое объяснение представляется нам поверхностным. У него много недостатков. Остановимся на двух: – не упоминается образование и роль двойного электрического слоя (ДЭС), хотя его наличие на определенном этапе признано все- ми; – трудно объяснить наличие индукционного периода – времен- ного отрезка, когда твердение происходит, а структурная прочность цементного теста не растет. Предложен иной механизм структурообразования цементного камня вообще и формирования коагуляционной структуры цемент- ного теста в частности [3]. При перемешивании цемента с водой идет процесс обводнения цементных агрегатов: естественным и принудительным путем про- исходит перераспределение воды на смачивание внешней и доступ- ной внутренней поверхности агрегатов, на диспергирование це- ментных флокул. Кроме того, процесс перемешивания дает воз- можность цементным агрегатам различного размера и конфигура- ции найти свое место в системе, упорядочить взаимное расположе- ние и приобрести при этом наиболее плотную структуру с миниму- мом потенциальной энергии. Какова при этом роль ДЭС? Сразу после приливания воды начинается процесс растворения, который обусловлен, с одной стороны, дипольным строением моле- кулы воды, а с другой – броуновским характером ее движения. Ад- сорбция молекул воды (физическая и химическая) на поверхности минералов цемента ослабляет силу сцепления их компонентов, а свободные молекулы воды, бомбардируя поверхность благодаря своему хаотическому движению, “выбивают” прогидротировавшие ионы и их комплексы из решетки минерала – идет растворение. В этот период процесс крайне хаотичен и напоминает бурлящий суп. Подобная ситуация наблюдается и в эксперименте, когда мы смешиваем цемент с водой, количество которой значительно пре- 236 восходит необходимое для достижения нормальной густоты, либо когда большим количеством воды затворяем очень тонко помоло- тый цемент, и он полностью растворяется. Все эти случаи объединяет то, что нет силы, скрепляющей це- ментные частицы между собой, нет коагуляционной структуры с прочностью на сдвиг. Вернемся к обычным цементам и обычным В/Ц. По мере раство- рения все больше молекул воды связывается с образующимися ионами, все меньше остается свободной воды, движение в системе замедляется. Созданы условия для образования ДЭС. Он состоит из плотного и стационарного гельмгольцевского монослоя одного зна- ка и “размытого” штерновского с противоположным знаком. В отношении цемента это и есть “сольватная“ оболочка. И хотя в значительной своей части она и состоит из молекул воды, но, тем не менее, по своей структуре отличается от воды свободной. В связи с этим необходимо признать появление границы раздела фаз “соль- ватный слой – свободная вода”. Сольватированные частички цемен- та, коснувшись друг друга этими границами, тут же пойдут на сближение, влекомые силой, стремящейся сократить площадь этой границы. Сближение будет продолжаться до момента, когда силу сближения уравновесит сила отталкивания электростатической со- ставляющей ДЭС. Таким образом, созданы типичные условия су- ществования относительно стабильной структуры – структуры, су- ществующей благодаря наличию двух взаимно уравновешивающих сил. Разница в структурной прочности цементного теста с В/Ц=НГ и В/Ц=0,876•НГ, объясняется лишь тем, что во втором случае, при недостатке воды и образовании в тесте воздушной прослойки, мы получаем границу раздела фаз “сольватный слой – воздух”, мера свободной энергии которого (поверхностное натяжение) намного выше границы “сольватный слой – свободная вода”. Задачами настоящих исследований являлись: 1. изучение влияния условий твердения на сроки схватывания цементного теста нормальной густоты; 2. изучение влияния условий твердения на изменение пласти- ческой прочности цементного теста нормальной густоты. 237 1. Методика проведения исследований Испытания проводились на ПЦ 500 Д0, изготовленном ОАО «Красносельскстройматериалы». Характеристики: Кнг=0,2725; I группа эффективности при пропа- ривании; средняя активность при пропаривании 38,2 МПа. Порядок проведения эксперимента: цемент затворяли водой в количестве, соответствующем нормальной густоте, полученное це- ментное тесто помещали в четыре кольца с поддонами так, чтобы поверхность цементного теста в уплотненном состоянии не доходи- ла до верхней части кольца на 5-7 мм. Тесто уплотняли встряхива- нием 5-6 раз, постукивая поддонами о твердое основание. В двух кольцах на поверхности теста делали прослойку воды, т.е. доливали воду до верхней части кольца. Два кольца, одно из которых с про- слойкой воды, предназначены для определения сроков схватывания, а два других для определения пластической прочности. После этого определяли сроки схватывания при помощи прибора Вика [4] и пла- стическую прочность твердеющего цементного теста при помощи рычажно-конического пластометра (МГУ) в каждом из колец. 2. Результаты экспериментальных исследований 2.1. Сроки схватывания цементного теста. Результаты испытаний по определению сроков схватывания це- ментного теста приведены в таблице 1. Таблица 1. Сроки схватывания цементного теста в воздушной среде под водой Нсх 3ч 08мин 3ч 08мин Ксх 4ч 38мин 5ч 14мин 2.2. Пластическая прочность. Результаты испытаний по определению пластической прочности приведены в таблице 2 и на рисунке 1. Таблица 2. Пластическая прочность цементного теста Время, ч Пластическая прочность цементного теста в воз- душной среде, МПа Пластическая прочность цементного теста с про- слойкой воды над ним, МПа 0,25 0,0073 0,0078 0,50 0,0075 0,0078 0,75 0,0075 0,0083 1,00 0,0075 0,0086 1,25 0,0077 0,0094 238 1,50 0,0079 0,0098 1,75 0,0087 0,0100 2,00 0,0097 0,0108 2,25 0,0099 0,0110 2,50 0,0110 0,0120 2,75 0,0130 0,0130 3,00 0,0260 0,0170 3,25 0,0330 0,0210 3,50 0,0650 0,0270 3,75 0,0750 0,0360 4,00 0,0870 0,0430 1—твердение цемента под водой , 2—твердение цемента в воздушной среде Рисунок 1. Пластическая прочность цементного теста 3. Выводы 3.1. При проведении испытаний установлено, что начало схваты- вания цементного теста в различных условиях твердения не изменя- ется, а конец схватывания теста, твердевшего в воде, увеличивается на 38 мин по сравнению с тестом, твердевшим в воздушной среде. 3.2. Из полученных данных видно, что процессы структурообра- зования цементного теста в воде и в воздушной среде незначитель- но отличаются в начальные сроки ( 2ч 45мин), однако затем наблюдается резкое опережение роста пластической прочности це- ментного теста, твердевшего в воздушной среде. 239 Заключение Таким образом, мы предполагаем, что в цементном тесте вместо границы “сольватный слой – вода” на определенном этапе тверде- ния, совпадающем с началом схватывания, образуется граница “сольватный слой – воздух", что резко увеличивает значение сво- бодной энергии ( σ ) на границе раздела. И наоборот: цементное те- сто, находящееся под водой, несмотря на продолжающуюся гидра- тацию, имеет постоянную подпитку водой, что поддерживает нали- чие раздела “сольватный слой – вода” и занижает значение пласти- ческой прочности системы. ЛИТЕРАТУРА 1. Ахвердов И.Н. Высокопрочный бетон.-М., 1961. 163 стр. 2. Методы исследования цементного камня и бетона./под ре- дакцией Ларионовой З.М.-М.:Стройиздат., 1970. 159 стр. 3. Якимович В.Д. Аэротермоактивация цемента и наполните- лей в бетонах: Диссертация на соискание ученой степени кандидата технических наук:1979/ Якимович В.Д.-Минск.,1990.-173 л. 4. Цементы. Методы определения нормальной густоты, сроков схватывания и равномерности изменения объема: ГОСТ 310.3-76.- Введ. 01.01.78.-Москва: Министерство промышленности строи- тельных материалов СССР, государственный комитет СССР по де- лам строительства Министерством энергетики и электрификации СССР,1978.- 9 с. 240 РАЗДЕЛ VI. МЕХАНИКА ГРУНТОВ, ОСНОВАНИЯ И ФУНДАМЕНТЫ 241 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТ Р ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 69.58 СТРОИТЕЛЬНЫЕ ЕВРОКОДЫ И ИХ ПРИМЕНЕНИЕ ПРИ ГЕОТЕХНИЧЕСКОМ ПРОЕКТИРОВАНИИ И ОБУЧЕНИИ СТУДЕНТОВ СТРОИТЕЛЬНЫХ СПЕЦИАЛЬНОСТЕЙ НА ПРИМЕРЕ ЕВРОКОДА 7 КРАВЦОВ В.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Введение Для приведения в соответствие европейских строительных норм и стандартов (Еврокоды, EN Eurocode) с национальными техниче- скими нормативными правовыми актами в области строительства (далее ТНПА РБ) Минстройархитектуры РБ (письмо №06-2-05/1345 от 03.03.10 г. и №01-2/2/134 от 04.03.10 г. [1]) ввел в действие с 01.01.2010 г.-58 ТНПА по проектированию конструкций из различ- ных материалов, идентичных Еврокодам. Из них 33 ТКП EN разра- ботаны с национальными приложениями в соответствии с европей- ским Руководством по внедрению Еврокодов. Предварительно, в ноябре-декабре 2009 г. постановлениями Госстандарта, утверждено 668 европейских стандартов (СТБ ЕН), на которые даются ссылки в утвержденных 01.01.2010 г. Еврокодах, гармонизированных в соот- ветствии с Директивой 89/106 EEC. Информация о введенных в действие ТНПА размещена на офи- циальном сайте РУП «Стройтехнорм» www.stn.by в разделе «Стан- 242 дартизация». Выход на этот сайт осуществляется с официального сайта Минстройархитектуры www.mas.by — раздел «Нормативно- правовые акты». Введенные в действие с 1 января 2010 г. СТБ ЕН, подготовлен- ные Минстройархитектуры РБ к утверждению по ускоренной про- цедуре, находятся в свободном доступе на сайте РУП «Стройтех- норм» и предоставляются им всем заинтересованным лицам в уста- новленном порядке. По данным Минстройархитектуры РБ [1] утвержденные и вве- денные в действие в Республике Беларусь европейские стандарты не предполагают отмены действия национальных ТНПА, развива- ющих положения Норм бывшего СССР. Допускается применять их наряду с Еврокодами. Это дает возможность взаимного сотрудниче- ства между странами СНГ, включая экспорт белорусской строи- тельной продукции и услуг в эти страны, а также возможность при- влечения инвесторов из этих государств в Республику Беларусь. В то же время, принятые в Республике Беларусь ТКП EN и СТБ EN позволяют расширять экспорт строительной продукции и услуг в страны Восточной и Центральной Европы, а также снять техниче- ские барьеры при реализации зарубежных инвестиционных проек- тов на территории страны. Согласно [1], решение о применении при проектировании тех или других норм (ТНПА, Еврокоды) принимается заказчиком и проектной организацией с указанием этого условия в контракте (до- говоре) на проектные работы, задании на проектирование. Исходя из этого, в настоящей статье ниже даны комментарии по применению Еврокодов в Республике Беларусь на примере Евроко- да 7 для геотехнического проектирования объектов и обучения сту- дентов строительных специальностей. Структура, цели Еврокодов и их статус В 1975 году Комиссия европейских сообществ СЕС приняла ре- шение о программе действий в области строительства, основанной на статье 95 Римского договора. Целью программы было устране- ние технических преград в торговле и гармонизация технических требований в европейском союзе и установления системы общих технических правил для проектирования зданий и инженерных со- 243 оружений, которые, в конечном счете должны заменить различные правила разных стран - членов Сообщества. Через 15 лет Комиссия с помощью Руководящего комитета, со- стоящего из представителей государств - членов Сообщества, под- готовила программы Европейских норм и правил (Еврокодов), пер- вое поколение которых было опубликовано в 1980 году. В 1989 году Специальным соглашением между Европейским ко- митетом по стандартизации (CEN) и Европейской комиссией подго- товка и публикация Еврокодов были переданы CEN, таким образом обеспечив в будущем статус Еврокодов как стандартов Европейско- го сообщества (EN). Программа Строительных Еврокодов включает следующие стан- дарты: - EN 1990, Еврокод 0: Основы строительного проектирования - EN 1991, Еврокод 1: Воздействия на конструкции - EN 1992, Еврокод 2: Проектирование бетонных и железобе- тонных конструкций - EN 1993, Еврокод 3: Проектирование стальных конструкций - EN 1994, Еврокод 4: Проектирование сталежелезобетонных конструкций - EN 1995, Еврокод 5: Проектирование деревянных конструк- ций - EN 1996, Еврокод 6: Проектирование каменных конструк- ций - EN 1997, Еврокод 7: Геотехническое проектирование - EN 1998, Еврокод 8: Проектирование сейсмостойких кон- струкций - EN 1999, Еврокод 9: Проектирование алюминиевых кон- струкций В Еврокодах приводятся параметры, определяемые на нацио- нальном уровне, что позволяет учитывать географические, геологи- ческие и климатические условия, а также степень безопасности, приемлемую для конкретной страны-участницы. Для каждого пара- метра, определяемого на национальном уровне в Еврокодах приво- дятся рекомендованные значения (значения по умолчанию). При этом, страны-участницы могут устанавливать собственные значения параметров, определяемых на национальном уровне, если они обу- 244 словлены необходимостью гарантии безопасности при проектиро- вании и выполнении работ по строительству зданий и сооружений в пределах данной страны. Уточненные значения параметров указы- ваются в Национальном приложении. Область применения Еврокодов Страны-участницы ЕС и ЕАСТ определяют Еврокоды как реко- мендательные документы для обеспечения единства требований в области гражданского строительства. Директива ЕС 89/106/ЕЕС о выработке типовых договоров на проведение инженерно- строительных работ согласуется с европейскими соглашениями о технических условиях (стандарты EN и ЕТА) сдачи строительных объектов и продукции. Еврокоды включают общие правила строительного проектиро- вания, охватывающие как типовые традиционные конструкции в целом, так и их унифицированные инновационные компоненты. Для проектирования сложных объектов требуется дополнительное экспертное заключение. Применение Еврокодов с учетом национальных стандартов Еврокоды с учетом национальных стандартов должны содержать опубликованный CEN полный текст используемого Еврокода и Национальное приложение к нему, снабженное заглавной страни- цей, введением и приложениями. Национальное приложение может содержать информацию о па- раметрах, используемых в области гражданского проектирования и строительства: - величины и / или единицы измерения, для которых в Евро- коде предусмотрены другие обозначения; - величины, которые необходимо вводить самостоятельно, если в Еврокоде указано только обозначение; - специфические данные конкретной страны (географиче- ские, климатические и т.п.), например, карта снегового покрова и при необходимости: - информативные приложения; - альтернативные варианты и процедуры; - ссылки на дополнительную информацию, помогающую в применении Еврокода и не противоречащую ему. 245 Еврокоды, опираясь на Европейские Стандарты (EN), примени- мые к продукции и испытаниям, обеспечивают единство методов расчета прочности элементов строительных конструкций. Условия строительного проектирования и оценка устойчивости оговарива- ются только, в общем, с последующим учетом специфики применя- емых материалов. Таким образом, Еврокоды в качестве согласованной системы с едиными правилами обеспечивают свободу предоставления услуг в сфере гражданского проектирования. В декабре 2003 г. Еврокоды были официально рекомендованы Европейской Комиссией для строительного проектирования, расче- та прочности и устойчивости несущих конструкций. Странам- участницам ЕС было рекомендовано подготовить инструкции по применению Еврокодов, в частности в рамках высшего образова- ния, курсов переподготовки и повышения квалификации инженер- но-технического состава. На рисунке 1 показана структура системы европейских стандар- тов для зданий и инженерных сооружений на примере использова- ния Еврокода 7 «Геотехническое проектирование», который наряду с Еврокодами 0,1 и 8 является основополагающим при проектиро- вании всех типов сооружений, независимо от их материалов. По аналогии с описанной европейской практикой, но в более сжатые сроки, указанная работа по гармонизации европейских и национальных норм была проведен в Республике Беларусь (см. Введение). В связи с этим возникло много вопросов, связанных с их освое- нием в практике проектирования, производстве и порядке действия. Комментарии по вопросу применения Еврокода 7 Еврокод 7 предназначен для проектирования оснований и фун- даментов всех типов сооружений, в т.ч. подпорных конструкций. Он позволяет делать расчеты геотехнических воздействий на со- оружение, а также устойчивости грунта, подверженного воздей- ствию от сооружения. В документе имеются все предписания (тре- бования) и правила для выполнения геотехнической части строи- тельного проекта. 246 Рисунок 1. Структура системы европейских стандартов для зданий и инженерных сооружений на примере Еврокода 7 Еврокод 7 состоит из двух частей: EN 1997-1 «Геотехническое проектирование. Часть 1. Основные правила» [3]; EN 1997-2 «Гео- техническое проектирование. Часть 2. Исследования и испытания грунтов» [4]. В настоящей статье рассматривается только часть 1. Ее создание было тесно связано с разработкой EN 1990 «Еврокод 0: Основы строительного проектирования» (CEN, 2002) [5]. Выше указывалось, что каждое государство имеет право допол- нять основные правила EN, в т.ч. Еврокода 7 требованиями нацио- нального применения с целью уточнения расчетных моделей и пра- вил проектирования для каждой конкретной страны, но при любых 247 обстоятельствах национальные стандарты не должны противоре- чить базовым принципам Еврокода 7 во всех аспектах. Часть 1 Еврокода 7 «Основные правила» является общим доку- ментом, излагающим только принципы геотехнического проектиро- вания в рамках метода расчета по предельным состояниям (LSD). В частности в нем дается общий расчет геотехнических воздействий массива грунта на структурные элементы сооружения в виде: опор, фундаментов, свай, подземных частей зданий и др., а также дефор- маций и напряжений, возникающих в грунте от внешних воздей- ствий. Отдельные детальные сведения проектирования или расчет- ные схемы и принципы (точные формулы, графики и др.) приводят- ся в «информтивных» (рекомендуемых) приложениях и одном нор- мативном (обязательном) приложении А, где указаны «парциаль- ные (частные) множители и корреляционные коэффициенты для критических предельных состояний по прочности и рекомендован- ные значения». Информационные приложения (В-I) являются необязательными и содержат ценные материалы по проектированию плитных и свай- ных фундаментов в виде примеров методов оценки их несущей спо- собности и деформативности, которые могут быть приняты в каче- стве национальных В Еврокоде 7 изложены принципы определения геотехнических воздействий (Р), воздействий от сооружения (G и Q), «реакции» грунта (R), но также и деформации грунта и его прочность (R1) в соответствии с его «реакциями» (Е), под которыми понимают силы со стороны грунта, уравновешивающие воздействия сооружения (G и Q), и геотехнические воздействия (Р) на сооружение. Значения устойчивости грунта соответствуют предельным значениям его «реакций» в проверяемых предельных состояниях по прочности (ULS), то есть должно соблюдаться условие Е < R. Это предполагает, что должны быть предварительно определены нагрузки на элементы сооружений и их смещений при контакте с грунтом. При этом следует отметить, что многие из требований Ев- рокода 7 не применимы без обращения к численному моделирова- нию (например, как в случае определения сдвига фундаментов). Проверку предельных состояний по прочности (ULS), устанав- ливаемых частью 1 Еврокода 7 следует производить в соответствии с Еврокодом 0 «Основы строительного проектирования» [5]. 248 Проверяется не превышение следующих предельных состояний: - EQU — нарушение равновесного состояния сооружения или грунта, при котором прочность их материалов является несуще- ственной для обеспечения устойчивости; - STR — внутреннее повреждение или чрезмерная деформа- ция сооружения или его структурных элементов (опор, свай, стен подвалов и т.д.), при которых прочность материалов сооружения является значительной для обеспечения устойчивости; - GEO — разрушение или чрезмерная деформация грунта, при которых прочность дисперсного или скального грунта является значительной для обеспечения устойчивости; - U PL — нарушение равновесного состояния сооружения или грунта из-за «напорного» давлением воды (всплытия) или других вертикальных воздействий; - HYD — гидравлическое вспучивание, внутренняя эрозия и суффозия в грунте, вызванные гидравлическими градиентами. Предельные состояния должны быть проверены для сочетаний воздействий, соответствующих следующим проектным ситуациям [5]: постоянным и кратковременным (соответствующие комбинации называются основными); случайным; сейсмическим (которые отра- жены также в части 5 Еврокода 8, (EN 1998-5). Расчетные величины воздействий и их комбинаций определены в [5] (парциальные (частные) коэффициенты для постоянных воз- действий и коэффициенты для сопутствующих непостоянных воздействий). Для STR и GEO в EN 1997-1 [3] указано, что надо убедиться в соблюдении условия Ed < Rd (где Ed— расчетная величина эффекта всех воздействий; Rd — расчетная величина соответствующей устойчивости, или прочности). В связи с тем, что грунты (сыпучее тело) значительно отличают- ся от надземных конструкций (твердые тела), принцип проектиро- вания по «предельным состояниям» не нашел широкого примене- ния в европейской геотехнике. Поэтому, среди специалистов разра- ботчиков Еврокода 7 возникли существенные разногласия по фор- мату проверки предельных состояний STR и GEO. Некоторые ин- женеры-геотехники настаивали на двойной проверке (неопределен- ности внешней нагрузки и устойчивости грунта), а другие предпо- 249 читали использование только одного формата сочетаний воздей- ствий [10]. В связи с этим, в Еврокоде 7 рекомендуются три различных под- хода к проектированию: ПП1, ПП2, ПП3 (Design Approaches 1, 2, 3: DAI, DA2, DA3), выбор одного из которых должен происходить уже на уровне отдельной страны, то есть каждое государство может в своем национальном приложении определить тот подход, который будет использоваться там для всех типов геотехнических сооруже- ний (фундаментов на естественном основании, свайных фундамен- тов, подпорных конструкций, склонов, общей устойчивости). В настоящее время ПП1 (DAI) принят в Англии и еще в 6-ти Европей- ских странах; ПП2 (DA2) – примерно в 9-ти странах; ПП3 (DA3) – в 3-х странах. Сущность трех подходов к проектированию ПП1-ПП3 заключа- ется в следующем [4-6]: - ПП1 (DA1) — в этом подходе применяются отдельные рас- четные проектные значения из таблиц А1 и А2 [5] по отношению к геотехническим воздействиям, а также прочим воздействиям (в об- щих случаях задание размеров фундаментов - осуществляется по таблице А2 [5], а устойчивость сооружения — по таблице А1 [5]; - ПП2 (DA2) — применяются проектные значения из таблицы А1 [5] по отношению к геотехническим, а также прочим воздей- ствиям; - ПП3 (DA3) — применяются проектные значения из таблицы А2 [5]) по отношению к геотехническим воздействиям и, совместно с этим, применяются парциальные (частные) коэффициенты из таб- лицы А1 [5] по отношению к прочим воздействиям. Таким образом, 1-й подход к проектированию ПП1 (DA1) явля- ется двойной проверочной процедурой, взятой без изменения из предварительного стандарта ENV 1997-1. 2-й и 3-й подходы к про- ектированию (ПП2 (DA2) и ПП3 (DA3)) представляют собой новые процедуры, использующие один формат сочетаний воздействий. ПП2 (DA2) разработан с «коэффициентами устойчивости» для грунта (RFA), в то время как ПП3 (DA3) использует для грунта «ко- эффициенты материалов» (MFA). При этом, при любом подходе к проектированию (ПП1-ПП3) предельные состояния STR и GEO проверяются с помощью одних и 250 тех же значений частных коэффициентов, то есть для одних и тех же сочетаний воздействий. Один из основных разделов части 1 Еврокода 7 касается пре- дельных состояний по эксплуатационной надежности (SLS) и ре- гламентирует значения перемещений [4]), в частности: - не допускаются предельные состояния по эксплуатацион- ной надежности (SLS) для открытых каркасных конструкций, не засыпанных каркасов и несущих или сплошных кирпичных стен (максимальный относительный поворот может составлять 1/2000 и 1/300); - рекомендуется максимальный относительный поворот b = 1/500 для предельных состояний по эксплуатационной надежности (SLS) и b = 1/150 для предельных состояний по прочности (ULS); - для обычных сооружений с отдельными фундаментами ре- комендуется общая осадка до 50 мм. Приведенные ограничения могут служить только в качестве справочных, при отсутствии проектных данных предельных значе- ний для деформаций сооружений. Они касаются типовых зданий с равномерной интенсивностью нагрузок. Но, когда сооружение от- носится к повышенному уровню ответственности или когда нагруз- ка является неравномерной, их следует использовать как предвари- тельные. В заключение следует отметить, что несмотря на одинаковые подходы, заложенные в геотехническое проектирование сооруже- ний (2-а предельных состояния: по прочности и деформациям), в частных вопросах реализации принципа «надежности» Еврокоды и ТНПА имеют существенные различия. Поэтому, для успешного освоения принятых Еврокодов в практике проектирования в усло- виях Республики Беларусь, необходимо разработать комплекс ме- роприятий в соответствии с Руководством Евросоюза по внедрению Еврокодов в каждом отдельном государстве. В частности, наладить соответствующее обучение в области образования, переподготовки и повышения квалификации инженерно-технических специалистов строительных организаций. Учитывая большую потребность в специалистах, владеющих ме- тодами проектирования с использованием европейских строитель- ных норм (Еврокодов) на кафедре «Геотехника и экология в строи- 251 тельстве» БНТУ в типовом учебном плане специальности 1-70.02.01 «Промышленное и гражданское строительство» в разделе «Механи- ка грунтов, основания и фундаменты» предусмотрены лекционные часы, часы практических занятий и контрольных работ в 7 и 8 се- местрах по изучению Еврокодов и методов геотехнического проек- тирования с использованием Еврокода 7 с включением этих мате- риалов в курсовой проект по проектированию оснований фунда- ментов для промышленных зданий. Материалы по геотехническим расчетам из Еврокода 7 включены в разработанные на кафедре Ме- тодические указания к практическим занятиям и по разработке кур- сового проекта [7, 8]. Заключение 1. С 1 января 2010 г. Национальный комплекс технических нормативных правовых актов в области архитектуры и строитель- ства (ТНПА) дополнен большим блоком европейских норм и стан- дартов (Еврокодов), которые были подготовлены и введены в дей- ствие в очень сжатые сроки. В результате, при практическом при- менении указанных документов, возникло большое количество во- просов, связанных с практическим использованием утвержденных документов, их статусом, порядком действия и соотношения с национальными ТНПА. 2. Анализ Еврокодов и практика их применения, в частности при геотехническом проектировании сооружений показывает, что общие принципы и подходы к обеспечению безопасности и долго- вечности зданий, энергосбережения, комфортного пребывания лю- дей в значительной степени совпадают с требованиями националь- ных ТНПА, хотя в деталях, в частности в обеспечении надежности, имеют свои существенные отличительные особенности (в сторону занижения), обусловленные исторически сложившимися традиция- ми в области теории (применения расчетных моделей) проектиро- вания, производства определенных видов строительных материа- лов, технологии проведения работ, уровня развития инфраструкту- ры, направленности социальной политики и другими факторами. Но аналогичные отличия имеются также между требованиями нацио- нальных Евронорм различных стран Евросоюза, например, Герма- нии, Великобритании, Франции и др. (подходы к проектированию ПП1-ПП3 и др.). 252 При этом следует отметить, что в целом требования норматив- ных документов указанных стран значительно жестче отдельных требований национальных ТНПА Республики Беларусь, особенно с учетом принятых в последнее время изменений. Имеющиеся откло- нения в сторону, как ослабления, так и ужесточения требований связаны с технической оснащенностью строительного комплекса разных стран, наличием нормативно установленных иных мер и компенсирующих мероприятий, страхованием рисков, и не могут рассматриваться в отрыве от комплекса взаимоувязанных меропри- ятий принятых в конкретном государстве. 3. Для успешного освоения Еврокодов и европейских стандар- тов в практике проектирования необходимо разработать или приоб- рести соответствующее программное обеспечение европейских норм, произвести переподготовку и повышение квалификации раз- личных категорий специалистов. Организация обучения разработки и внедрения соответствую- щих программ в первую очередь должна коснуться системы высше- го и среднего специального образования посредством переподго- товки и повышения квалификации кадров, проведения круглых сто- лов, обучающих семинаров, международных конференций и др. ЛИТЕРАТУРА 1. Письмо Министерства архитектуры и строительства Рес- публики Беларусь и Департамента контроля и надзора за строитель- ством Государственного комитета по стандартизации Республики Беларусь от 3 марта 2010 года № 06-2-05/1345; от 4 марта 2010 года № 01 -2/2/134 «О введении в действие европейских стандартов и норм в области проектирования и строительства».-Минск: МАиС РБ, 2010.-2с. 2. CE 2003. Recommendation on the implementation and use of Eurocodes (2003/887/EC) / Official Journal of the European Union. 19.12.2003. EN L 332/62 &63. 3. CEN 2004. Eurocode 7: Geotechnical design. Part 1: General rules. EN 1997-1: 2004 (E, F, G). November 2004. Brussels: European Committee for Standardization, 2004. 253 4. CEN 2007. Eurocode 7: Geotechnical design. Part 2: Ground investigation and testing. EN 1997-2:2007 (E). March 2007. Brussels: European Committee for Standardization, 2007. 5. CEN 2002. Eurocode: Basis of structural design. European standard. EN 1990: 2002. Brussels: European Committee for Standardi- zation, 2002. 6. Frank R., Magnan J.P. A few thoughts about ultimate limit states verifications following Eurocode 7 (in French) / Proc. 12-th Euro- pean Conf. Soil Mechs. & Geot. Engng. Workshop on the Eurocodes. Amsterdam, 1999. V. 3. P. 2179-2183. 7. Расчет оснований фундаментов с использованием методов Еврокод 7/Механика грунтов, основания и фундаменты: Методиче- ские указания к выполнению курсового проекта для студентов строительных специальностей 1-70 02 01 «Промышленное и граж- данское строительство», 1-70 02 02 «Экспертиза и управление не- движимостью»//Каф. «Геотехника и экология в строительстве» (общая ред. М.И.Никитенко).-Минск: БНТУ, 2011.-с.34-38. 254 РАЗДЕЛ VII. РЕКОНСТРУКЦИЯ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ 255 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.012.45 ИССЛЕДОВАНИЕ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПОКРЫТИЯ ИЗ ТРЕХСЛОЙНЫХ МЕТАЛЛИЧЕСКИХ ПАНЕЛЕЙ С УТЕПЛИТЕЛЕМ ИЗ МИНЕРАЛОВАТНЫХ ПЛИТ БАРАНЧИК В.Г., МИНЧЕНЯ Т.П., БАРАНЧИК А.В. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В Республике Беларусь широко применяются трехслойные ме- таллические панели с утеплителем, в том числе и из минераловат- ных плит. Белорусские фирмы, выпускающие панели, зарекомендо- вали себя с положительной стороны не только у нас в республике, но и за ее пределами. Однако материалы статьи говорят о том, что еще не все производители могут гарантировать качество своей про- дукции. Исследуемое здание - одноэтажное прямоугольной формы, раз- мером в плане 33,0×126,0 м. Высота здания в коньке – 8,6 м, считая от уровня чистого пола здания. Общий вид объекта см. на рисун- ке 1. Здание каркасное, выполнено в смешанном каркасе - колонны и ограждающие конструкции железобетонные, покрытие по сталь- ным стропильным конструкциям. Основными несущими конструк- циями здания являются: столбчатые фундаменты; железобетонные сборные колонны квадратного сечения; стены из трехслойных па- нелей с металлическими обшивками с утеплителем из минераловат- 256 ных плит и из сборных однослойных железобетонных панелей; стальные прогоны; стальные стропильные балки и треугольные фермы покрытия; трехслойные металлические панели покрытия с утеплителем из минераловатных плит. Наружные стены здания в осях «А», «Г» выполнены из сборных однослойных железобетонных панелей. Торцевые стены здания по осям «1», «22» выполнены из трехслойных панелей с металличе- скими обшивками с утеплителем из минераловатных плит. На железобетонные колонны в осях «А-Б», «В-Г» опираются стропильные стальные прокатные балки. Балки двутаврового сече- ния прокатные, имеют высоту – 294 мм, ширину полки – 99,8 мм, толщину полки – 12,0 мм. Пролет балок – 7,5 м, балки уложены по уклону i=0,264. В пролете «Б-Г» стропильные конструкции выполнены в виде треугольных ферм. Фермы изготовлены из замкнутых гнутосварных профилей в заводских условиях. Верхний и нижний пояса ферм вы- полнены из профиля  120х100х6, решетка из профиля  80х5. Для опирания панелей покрытия по балкам и фермам уложены стальные прогоны. Прогоны - прокатные швеллеры с высотой сече- ния – 200 мм, шириной полки 76,0 мм. Прогоны закреплены к коро- тышам из уголка, закрепленным к верхнему поясу ферм. В местах стыка панелей к прогонам доварены дополнительные элементы из равнополочного уголка 63х6, т.к. стык панелей по длине не был предусмотрен и разработан в проекте на здание. Геометрическая неизменяемость и пространственную жесткость покрытия обеспечивается системой связей. В осях «1-2», «9-10», «10-11», «21-22» установлены поперечные горизонтальные связи по верхним поясам ферм. Нижние пояса ферм имеют продольные связи в виде распорок из замкнутого гну- тосварного профиля 100х8 через 6,0 м по длине. Продольные свя- зи по верхним поясам ферм выполнены в виде распорок из спарен- ных уголков 75х5. Для снижения изгибающих моментов от скатной составляющей, пролет прогонов в плоскости ската уменьшен за счет постановки тяжей из круглой стали Ø16, подкрепляющих прогон в середине пролета. Тяжи воспринимают скатную составляющую и передают её в коньковые узлы стропильных ферм. Дефектов снижающих не- 257 сущую способность ферм прогонов и балок покрытия в ходе вы- полнения работ не обнаружено. Рисунок 1. Общий вид объекта. Панели покрытия здания – трехслойные с утеплителем из мине- раловатных плит изготовленные в 2011 г. Панели покрытия здания опираются на стальные прогоны, уло- женные с шагом по горизонтали 3,0 м. Шаг прогонов по уклону со- ставляет 2,95 – 3,15 м. Панели покрытия трехслойные с утеплите- лем из минераловатных плит - Минераловатные плиты производ- ства ОАО «Гомельстройматериалы». Панели имеют толщину 120 мм. Верхняя и нижняя обшивка панелей изготовлена из оцинкован- ной стали с защитным полимерным покрытием. Стык панелей при- нят с замком Roof-Lock. Панели выполнены по двухпролетной неразрезной схеме. Пло- щадка опирания панелей на прогон составляет для крайних панелей 60 – 65 мм (ширина уголка), для средних – 76 мм (ширина полки швеллера). Панели закреплены на прогонах при помощи 4-х само- резов на каждом прогоне. Из дефектов панелей покрытия следует отметить: некоторые па- нели имеют вздутия верхней обшивки с отслоением верхнего слоя обшивки (см. рисунок 2); некоторые панели имеют расслоение 258 верхней и нижней обшивок от слоя утеплителя (см. рисунок 3). Прогибы данных панелей составляют до 120 мм. Панели фактиче- ски лежат на связях между прогонами (см. рисунок 4, 5). Поверочные расчеты исследованных строительных конструкций покрытия здания выполнены в соответствии с требованиями дей- ствующих норм [1-6] на фактические характеристики материалов с сохранением конструктивной схемы здания. Расчет балок покрытия, уложенных в осях «А-Б», «В-Г», выпол- ненных из широкополочного двутавра №30Ш1 показал, что балки обладают достаточной несущей способностью для восприятие экс- плуатационных нагрузок. Расчет ферм покрытия уложенных в осях «Б-В», выполненных из замкнутых гнутосварных профилей, показал, что фермы покрытия обладают достаточной несущей способностью для восприятия экс- плуатационных нагрузок. Рисунок 2. Отслоение верхней обшивки на промежуточной опоре трехслойных панелей с утеплителем из минераловатных плит. 259 Рисунок 3. Расслоение трехслойных панелей с утеплителем из минераловатных плит. Рисунок 4. Прогибы в пролете «А-В» трехслойных панелей с утеплителем из мине- раловатных плит. 260 Рисунок 5. Прогибы в пролете «А-В» трехслойных панелей с утеплителем из мине- раловатных плит. Расчет прогонов покрытия показал, что при принятой схеме по- крытия (с укладкой трехслойных панелей с утеплителем из минера- ловатных плит), несущая способность прогонов недостаточна для восприятия эксплуатационных нагрузок. Перегрузка прогонов со- ставляет при установке связей из круглой стали – 16%, при отсут- ствии – 122%. Перегрузка вызвана тем, что панели покрытия не об- разуют жесткий диск покрытия и скатная составляющая восприни- мается прогонами. В проекте принято сплошное раскрепление про- гонов из плоскости. Панели покрытия уложены по прогонам так, что площадка опи- рания в местах стыка панелей составляет менее 65 мм. Расчет пане- ли на смятие показал, что несущая способность панели на опоре не достаточна. Панели имеют повреждения в виде вздутия и отслоения обшивок. Обнаружен непроклей панелей. Необходимо отметить, что при укладке панелей рез панелей в местах стыков производился вручную, что не может обеспечить не- обходимую перпендикулярность смежных граней панелей по СТБ 1808-2007. Распределение клея по поверхности обшивок должно быть равномерным. Отсутствие необходимого количества клея на 261 обшивках привело к тому, что между обшивками панелей и утепли- телем образовался зазор, что не допускается СТБ 1808-2007 и при- вело к недопустимым прогибам и образование дефектов в панелях покрытия. На основании анализа результатов исследования строительных конструкций покрытия и выполненных поверочных расчетов сдела- ны следующие выводы: 1. Балки покрытия, уложенные в осях «А-Б», «В-Г» и выпол- ненные из широкополочного двутавра №30Ш1, находятся в исправ- ном состоянии. Состояние балок оценивается I категорией (исправ- ное). 2. Фермы покрытия, уложенные в осях «Б-В», выполненные из замкнутых гнутосварных профилей, находятся в исправном состоя- нии. Состояние ферм оценивается I категорией (исправное). 3. Прогоны покрытия находятся в ограниченно работоспособ- ном (не вполне удовлетворительное) состоянии — опасность обру- шения отсутствует. Состояние прогонов оценивается III категорией (ограничено работоспособное). Необходимо уменьшить скатную составляющую нагрузки. Рекомендуется рассмотреть следующие варианты: - Установка дополнительных прогонов с расчетом стропиль- ных ферм на дополнительные внеузловые моменты. Требуется за- мена панелей покрытия. Покрытие из трехслойных панелей с утеп- лителем из минераловатных панелей. Требуется демонтаж и замена панелей покрытия. - Установка дополнительных связей между прогонов и пере- дача скатной составляющей на стропильные конструкции. Покры- тие из трехслойных панелей с утеплителем из минераловатных па- нелей. Требуется демонтаж и замена панелей покрытия. - Замена прогонов на швеллеры №22 по ГОСТ 8240-89. По- крытие из трехслойных панелей с утеплителем из минераловатных панелей. Требуется демонтаж, замена панелей покрытия и установ- ка одной связи по скату. - Замена кровельного покрытия с укладкой профилированно- го настила и креплением его через волну к прогону и создание тем самым жесткого диска. Скатная составляющая в расчетах не учиты- вается, установка связей по скату не требуется. Требуется демонтаж 262 панелей покрытия. В этом случае возможно повторное применение панелей демонтированных с покрытия здания как ненесущих в ка- честве утеплителя. 4. Серия Б 1.032.2-3.09 по которой выпущены панели постав- ленные на объект не утверждена и не зарегистрирована в установ- ленном порядке. Работать по данной серии на территории Респуб- лики Беларусь нельзя. 5. Панели покрытия не обладают достаточной несущей спо- собностью для восприятия эксплуатационных нагрузок. Прогибы панелей достигают 120 мм. Панели находятся в неработоспособном (неудовлетворительном) состоянии — необходимо срочное ограни- чение нагрузок. Требуется замена панелей покрытия. После выполнения предложенных рекомендаций строительство здания было продолжено. ЛИТЕРАТУРА 1. СТБ 1808-2007. «Панели металлические трехслойные с утеплителем из минераловатных плит. Технические условия». Мн., 2007г. 2. СТБ 1610-2006. «Панели металлические с утеплителем из минераловатных плит и пенопласта. Методы испытания нагружени- ем. Правила оценки прочности и жесткости». Мн., 2006г. 3. СТБ 1740-2007. «Панели металлические с утеплителем из минераловатных плит и пенопласта. Минеральные плиты и пено- пласты. Методы определения прочности и и модулей упругости при растяжении, сжатии и сдвиге». Мн., 2007г. 4. СНиП II-23-81*. Стальные конструкции/Госстрой СССР. – М.:ЦИТП Госстроя СССР, 1990. – 96 с. 263 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.012 ИССЛЕДОВАНИЕ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ЗДАНИЯ-ПАМЯТНИКА АРХИТЕКТУРЫ НАЧАЛА XX ВЕКА БОСОВЕЦ Ф.П., ЛОВЫГИН А.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Обследуемый объект построен в 1917 г. и располагался в центре старой части г. Минска, а ныне по ул. Мясникова, 38. Здание строи- елось по функциональному назначению, как учебное заведение, для реального училища. В довоенные и послевоенные годы функцио- нальное назначение здания часто менялось, но по планировке оста- валось первоначальным. В настоящее время здание принадлежит БГУ и используется как учебный корпус, в котором расположен «Институт переподготовки и повышения квалификации судей, ра- ботников прокуратуры и учреждений юстиции в БГУ». В плане здание – прямоугольной формы с размерами по наруж- ным обмерам 13,0×30,2 м. По высоте здание 3-этажное, беспод- вальное с чердачной крышей. Высота помещений на превом этаже – 3 м., на втором – 3,5 м, на третьем – 3,8 м. На всех этажах преду- смотрены учебные аудитории и рабочие кабинеты. В средней части здания выделены коридоры, сообщение между этажами и выход на чердак обеспечивает лестничная клетка, расположенная в осях А-Б и 4-5. Дополнительная лестница расположена в торце здания в осях Б-В и 1-2 и связывает только первый и второй этажи. 264 Рисунок 1. Фасады здания По конструктивной схеме здание запроектирвано с жесткой схе- мой, где несущими конструкциями являются продольные стены, на которые опираются монолитные железобетонные перекрытия, 265 обеспечивающие устойчивость здания на горизонтальные и верти- кальные нагрузки. Капитальные стены выполнены из полнотелого керамического кирпича рпазмером 120×270×65 мм., марки на сжатие М120-150, связанного сложным цементно-известковым раствором марки М10- М25. Стены с наружной стороны оформлены архитектурными деталя- ми классического стиля. Главный вход в здние расположен в центре фасада по оси А и выделен небольшим ризолитом, который возвы- шается над карнизом на 2 м. По всем этажам предусмотрены гори- зонтальные выступающие пояски, а по углам здания выделяются пилястры. Перемычки над оконными проемами выложены в виде пологих арок. Карнизная часть стены выполнена из фигурного кир- пича под классический орнамент. Первый этаж облицован небольшими бетонными блоками. Тол- щина наружных стен составляет со штукатуркой – 590 мм, внутрен- ней – 730 мм. По морозостойкости кирпич обладает маркой не ниже F50. глубина заложения фундаментов 1,29…1,43 м от поверхности земли. Фундаменты ленточные из полнотелого кирпича по ширине равной толщине стен, подошва фундамента выполнена без ушири- тельной подушки. Под подошвой имеется бетонная подготовка толщиной 200-260 мм. Основаниями фундаментов служат супеси и суглинки. Прочность и несущая способность кирпичных стен здания не вы- зыывает сомнений. Однако во всех наружных стенах обнаружены сквозные трещины с шириной раскрытия от 0,5 до 2,0 мм. Основное количество трещин концентрируется в зонах оконных проемов, где жесткость стен значительно снижена. Следует отметить, все трещи- ны в основном располагаются у оконных проемов верхних этажей (рисунок 4). При просадках грунтов трещины располагаются в зоне цоколя. Анализ за характером развития трещин показал, что все они стабилизировались и могут «дышать» от температурных перепадов. Причиной появления трещин несомненно силовой характер. Из опроса технических работников никто не помнит, когда они появи- лись. По-нашему мнению, рассматриваемое здание, одно из немно- гих, которое сохранилось с довоенного периода в г. Минске. Види- мо, основная причина и характер их образования (в верхних этажах) свидетельствуют, что они образовались от взрывной волны при 266 взрыве бомб и снарядов вокруг здания в период военных действий в 1941 г., при бомбардировке г. Минска гитлеровскими захватчиками. Рисунок 2. Трещины на фасадах здания Во внутренней продольной стене по оси Б, как наиболее загру- женной, обнаружена лишь одна трещина между вторым и третьим этажами, с шириной раскрытия до 2,0 мм. Хотя в этой стене много дверных проемов и ниш. Все внутренние поперечные стены по кон- 267 структивной схеме самонесущие, имеют толщину 480 и 570 мм. В этих стенах располагаются ветканалы и дымоходы. Следует отме- тить, что здание было построено с печным отоплением. Состояние наружных кирпичных стен, пораженных многочис- ленными трещинами, снижает монолитность и жесткость стены. Для повышения жесткости кирпичной коробки здания стены на уровне перекрытия над первым этажом и уровне чердака стягива- ются стальными тяжами Ø25 S400. Междуэтажные перекрытия. Перекрытия над первым и вторым этажами выполнены из монолитной железобетонной плиты, опира- ющейся на стальные второстепенные балки из двутавра №18 и на продольные кирпичные стены. Стальные балки уложены с шагом 1000-1100 мм. Плита железобетонная опирается на нижние полки двутавров, принята толщиной 100 мм и заармирована арматурными сетками с рабочей сеткой Ø6 мм (А-I) с шагом 300 мм. Класс бетона плиты С8/10. Железобетонные плиты несут нагрузку от собственной массы и массы звукоизоляционной засыпки и в основном играют роль разделительных элементов между этажами. Полезная нагрузка и нагрузка от конструкции пола воспринимается стальными балка- ми из двутавра №18. В железобетонных плитах обнаружены лишь усадочные трещины, идущие вдоль стальных балок. Прочность и несущаяспособность перекрытий достаточна, перекрытия характе- ризуются II-III категорией. Состояние деревянных конструкций. Чердачное перекрытие и стропильная система крыши выполнена из деревянных конструк- ций. Древесина за длительный срок эксплуатации поражена гнилью и жуками-точильщиками на 70%. Состояние конструкций оценива- ется V категорией, как неудовлетворительное. По ТКП [8] срок службы чердачных перекрытий и стропильной деревянной системы 50 лет. Если и производился какой-либо ремот в 1954 г., то время уже составляет более 60 лет, что говорит о необходимости ее пол- ной замены. Оконные блоки. За длительный срок эксплуатации оконных болков и постоянного воздействия на них солнечной радиации и атмосферных осадков в древесине образовались трещины, а пере- плеты покоробились и перекосились, из-за чего выпадают из пере- плетов стекла. Деревянные пробки, заделанные в кирпичные стены, к которым крепятся оконные блоки, поражены трухлявой гнилью. 268 Коробки вываливаются из оконных проемов. Создается большая опасность пользоваться окнами для проветривания аудиторий. Со- стояние оконных блоков оценивается V категорией, требующей их 100% замены. ЛИТЕРАТУРА 1. СНБ 5.03.01-02. Бетонные и железобетонные конструкции: – Минстройархитектуры РБ, Минск, 2003. – 140 с. 2. СНБ 5.01.08-2000. Кровли. Технические требования и пра- вили приемки. 3. СНиП II.-22-81. Каменные и армокаменные конструкции. Нормы проектирования. М. : Госстрой. 4. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия. М. : Госстрой, 1999. 5. ТКП 45-1.04-208-2010. Здания и сооружения. Техническое состояние и обслуживание строительных конструкций и инженер- ных систем и оценка их пригодности к эксплуатации. 6. ТКП 45-1.04-37-2008. Обследование зданий и сооружений. Порядок проведения. 7. ТКП 45-1.04-15-2004. Техническая эксплуатация жилых и общественных зданий. 8. ТКП 45-2.04-43-2006. Строительная теплотехника. Строие- тльные нормы проектирования. 9. Казачек В.Г. Обследование и испытании зданий и сооруже- ний. Москва, 2004. 269 1. БЕЛОРУССКИЙ НАЦИОНАЛЬНЫЙ ТЕХНИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК72.023(44) ЖЕЛЕЗОБЕТОН В ТВОРЧЕСТВЕ БРАТЬЕВ ПЕРРЕ БУДЫКО Н.С. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Появление железобетона в архитектуре Франции в середине XIX века оказало сильное влияние на направленность творческих поисков архитекторов. Первые опыты использования бетона при строительстве жилых домов, общественных и промышленных со- оружений дали возможность выявить некоторые физические и кон- структивные свойства бетона. Интересно, что едва ли не главными достоинствами бетонных монолитных конструкций «с металличе- скими стержнями» называли их огнестойкость и гигиеничность. Последующие разработка и изучение свойств бетона, системы ар- мирования открыли новые возможности для использования этих конструкций. Уже к началу XX века значительно увеличились мас- штабы научных исследований в области железобетона, что вызвало появление специальной литературы, посвященной этому вопросу. Создавались фирмы, занимающиеся строительством сооружений из железобетона. Франция приняла регулирующие производство и ис- пользование железобетона постановления. С 1906 года железобетон получил во Франции официальное при- знание. Но только Тони Гарнье и братья Огюст и Густав Перре сде- 270 лали железобетон материалом архитектуры нового времени. Впо- следствии Огюст Перре назовет это «ретроспективным возрождени- ем». Родившийся в Брюсселе в 1874 году в семье строителя, Огюст Перре учился в Школе изящных искусств в Париже, не окончив ко- торую, начал работу в строительной фирме отца вместе с братьями Густавом и Клодом. Все творчество Огюста Перре связано с железобетоном, поиска- ми возможностей применения нового материала, выявления его эс- тетических достоинств и выразительных средств, с помощью кото- рых можно в полной мере раскрыть преимущества железобетона. В основе концептуального подхода к решению этой дилеммы лежит его собственное высказывание: «Техника, поэтически выра- женная, претворяется в архитектуру» Хрестоматийным примером использования железобетонного каркаса впервые в практике строительства служит жилой дом по ул. Франклина в Париже, построенный в 1905 году братьями Перре. Все последующие постройки архитекторов демонстрируют их та- лант конструкторов и архитекторов, умение искать, находить и впервые в истории строительства применять новые конструктивные и планировочные решения, архитектурные формы и декоративные приемы, совмещая все это с жесткой экономией финансов. В гараже на улице Понтье в Париже, возведенном в 1905 году, впервые использован лицевой бетон. Фасад гаража, выполненный из бетона и стекла, до сего времени выглядит современным. Театр Елисейских полей (1911-1913г.г.), вмещающий более 2000 зрите- лей, является первым крупным общественным сооружением Перре, целиком возведенным из железобетона. Братья внесли много нового и в планировочное решение театра, включающее три зала, сделав более удобной его эксплуатацию и обеспечив возможность быстрой эвакуации зрителей. В 1915 году они разработали проект производственных соору- жений для порта в Касабланке (Марокко), в котором вновь прояви- ли себя новаторами: возвели тонкую железобетонную оболочку. В двадцатые-тридцатые годы, а затем в послевоенное время ар- хитекторы Перре очень плодотворно работали. В списке их постро- ек литейный завод, Морское министерство, центр атомных иссле- дований, ратуша, церкви и многое другое. С 1928 года Огюст Перре 271 был профессором Специальной школы архитектуры в Париже, а с 1948 года - почетным президентом Международного союза архи- текторов. К числу его новаторских работ относится церковь Божьей мате- ри утешительницы (Notre Dame de la Consolation), построенная в 1929 году из железобетона в городе Ранси недалеко от Парижа. К 1921 году город Ранси насчитывал почти 11000 человек и его население продолжало увеличиваться очень быстро. Отсутствие капитального церковного здания беспокоило епархию Версаля, к которой относился Ранси, так как существующая временная цер- ковь не отвечала потребностям города. Было принято решение о строительстве нового храма. На первый план выдвигались задачи максимально быстрого возведения сооружения и необходимость уложиться в определенную сумму денег. Инженер Гийо первым представил свой проект. Однако в даль- нейшем разработкой проекта церкви занялись братья Перре, архи- текторы, известные своими экспериментами в области новых кон- струкций. Город Ранси был местом, откуда осуществлялась доставка боль- шого количества военнослужащих на Марну, где произошла крово- пролитная битва 5-12 сентября 1914 года в Первую мировую войну. В связи с этим появилась идея сделать будущий храм монументаль- ным памятником погибшим в этой битве. Этому способствовало и крупное пожертвование частного лица. Необходимость завершить строительство в короткий срок с ми- нимальными затратами явилось главным основанием для построики церкви из бетона без каких-либо облицовок и других отделочных материалов. Несомненную роль сыграла и страсть Огюста и Густава Перре к экспериментированию, желание дальше развивать и испы- тывать возможности бетона не только как конструктивного матери- ала, но и как материала, способного создавать изобразительный ряд художественных форм, вызывать и передавать чувства и эмоции.. При разработке образного решения взгляды архитекторов обра- щались к готике, которая на протяжении веков вызывала восхище- ние архитекторов европейских стран рационализмом конструкций, воплотившимся в идее каркасной системы. XIX-начало XX веков были временем вновь обострившегося интереса к готической архи- тектуре. 272 Влияние готики явно прослеживается в образе храма, фасад ко- торого имеет симметричную композицию с высокой башней на главной оси. На этой же оси расположен вход в храм. Ступенча- тость объемов по бокам башни подчеркивает ее устремленность в высоту. Башня на фасаде церкви, типичная для готических храмов средневековья, возможно, ассоциировалась с обликом монумента, символизировала погибших солдат. «Подчас портал, фасад или це- лая церковь представляют символический смысл…», - писал о го- тике Виктор Гюго. Его слова оказались актуальными и в начале XXв. Рисунок 1. Башня храма. Фото автора В конструктивном отношении церковь в Ранси представляет каркас из железобетона с заполнением из сплошных и фигурных блоков. Конструкция храма повторяет решение некоторых предше- ствующих построек архитекторов Перре: жилого дома на ул. Фран- клина, театра Елисейских полей и некоторых других. Во всех со- оружениях использован железобетонный каркас с заполнением, ко- торое варьировалось. В данном случае заполнение выполнено в ви- де мелкоразмерных железобетонных модульных блоков, как сплошных, так и фигурных. Фигурные имеют рисунок в виде круга, креста, ромба с горизонтальной или вертикальной диагональю. Церковь представляет собой трехнефное сооружение зального типа. Зальные церкви были распространены в средневековье, но для 273 департамента Иль де Франс характерны не были. В качестве пере- крытия использованы цилиндрические монолитные железобетон- ные своды толщиной менее 50 мм. Центральный неф перекрыт сво- дом в продольном направлении, боковые нефы – многоволновыми цилиндрическими сводами в поперечном направлении. Оболочки опираются на круглые железобетонные колонны сплошного сече- ния, диаметром 430 мм, высотой 11000 мм. Каркасность конструк- ции ярко подчеркнута в башне: колонны каркаса выведены наружу и образуют жесткую структурную форму. Рисунок 2. Интерьер храма. Фото автора Рисунок 3. Фрагмент фасада. Фото автора Значительная часть наружных стен и апсид представляет собой решетчатую самонесущую конструкцию из сборных железобетон- ных фигурных модулей с различным рисунком, часть которых об- 274 разует большие и малые кресты. Фигурные модули, в свою очередь, имеют заполнение из прозрачного стекла и витражного, за счет чего создаются цветовые пятна – вкрапления, размеры которых кратны размерам модульных элементов. Основным декоративным мотивом служит изображение креста, которое многократно повторяется на поверхностях наружных стен в сочетаниях сплошных или фигурных модулей, работая на просвет за счет остекления части модулей. Тема креста использована и в размещении вентиляционных отверстий в интерьере: по оси цилин- дрического свода, перекрывающего центральный неф, вентиляци- онные отверстия образуют рисунок в виде креста с равными ветвя- ми. Рисунок 4. Икона в храме. Фото автора Бетонные своды, бетонные стены и пол, бетонные поверхности наружных стен, крест, венчающий башню, из бетона, даже иконы в церкви отлиты из бетона. Конечно, все это создает впечатление су- ровости и минимализма. Аскетичность декоративного убранства интерьера можно рассматривать как посыл к раннехристианским храмам. Несколько «разбавляет» бетон стекло решетчатых фасадов, через которые можно увидеть небо, силуэт одинокого дерева и ря- дом стоящих домов, так как церковь располагается в плотной за- стройке на неширокой улице, боковыми фасадами почти примыкая 275 к соседним зданиями. Возможно, пронизанный солнцем, интерьер храма воспринимается более оптимистично. Но понять современ- ников только построенной церкви, которые не приняли ее сразу, можно. Слишком новаторским, неожиданным, непривычным вы- глядел храм в начале XX века. Лишь спустя несколько лет в ней увидели образец современной архитектуры. Архитектурные сооружения Огюста и Густава Перре, талантли- вейших инженеров и архитекторов, имена которых неразрывно свя- заны с железобетоном, продемонстрировали всему миру бесконеч- ные возможности нового материала, доказав, что железобетон явля- ется материалом архитектуры нового времени. ЛИТЕРАТУРА 1. Мастера архитектуры об архитектуре: [Зарубежная архитек- тура. Конец XIX-XX век]: [избранные отрывки из писем, статей, выступлений и трактатов ] / под общ. редакцией Иконников А.В., Мац И.Л., Орлов Г.М. – Москва: Искусство, 1972. -590с.: ил. 2. Самин, Д.К. Сто великих архитекторов/ Д.К.Самин. – Москва: Вече,2003. – 591 с. : илл 3. Les frères Perret : l’œuvre complète (dir. de Maurice Culot, Da- vid Peycéré et Gilles Ragot). Paris : Institut français d’architecture, Ed. Norma, 2000, p. 146-147. 4. htt:/www.patri moine-religieux.fr/eglises edifices/93-Seine- Denis/93062-Raincy/139274-EgliseNotre-DomedduRaincy 276 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 693.22.004.18 К ВОПРОСУ ОЦЕНКИ ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ СБОРНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ МНОГОПУСТОТНЫХ ПЛИТ ПЕРЕКРЫТИЯ ЗВЕРЕВ В.Ф., ЛЕОНОВИЧ С.Н., ПЕЛЮШКЕВИЧ А.И., КАЗАЧЕНКО Н.Я. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В апреле 2012 года авторами статьи было выполнено обследова- ние конструкций перекрытия помещения тира, расположенного в подземном сооружении под стадионом БНТУ в г. Минске. Обследо- вание выполнялось с целью оценки технического состояния плит в связи с их частичным обрушением. Тир БНТУ расположен в подземном сооружении рядом со ста- дионом. Сооружение прямоугольной в плане формы с максималь- ными размерами – 76.5х5.3 м (по внутреннему обмеру), высота (от уровня пола до низа плит перекрытия) составляет 2.52 м. Вход в тир осуществляется через подвал общежития, располо- женного по ул. Дорошевича, 3. Сооружение имеет жесткую конструктивную схему, состоящую из продольных и поперечных несущих бетонных стен, связанных диском перекрытия из плит железобетонного настила. В январе 2012 года при проезде над помещением тира мусороуборочной ма- шины произошло обрушение двух плит перекрытия (рисунок 1). 277 Рисунок 1. Участок обрушение плит перекрытия На момент проведения обследования помещение тира не эксплу- атируется, обрушенный участок огорожен и закрыт деревянными щитами, а также выполнено временное усиление плит перекрытия, расположенных рядом с обрушившимся участком (рисунок 2). Рисунок 2. Конструкция временного усиления плит перекрытия 278 В ходе натурного обследования установлено, что основными не- сущими конструкциями перекрытия сооружения являются сборные железобетонные многопустотные плиты. Плиты имеют два типо- размера – 5.8×0.8×0.22 м; 5.8×1.2×0.22 м. Опирание плит по оси «А» осуществляется на монолитные бе- тонные стены; по оси «Б» на сборные ж/б опорные плиты размером 800×600×80(h) мм (рисунок 3). Рисунок 3. Поперечный разрез сооружения В результате контрольных вскрытий (рисунок 4) установлено армирование конструкций. Встречается как стержневое армирова- ние, так и армирование высокопрочной проволокой. Рисунок 4. Контрольные вскрытия плит перекрытия 279 Средняя прочность бетона многопустотных плит перекрытия по результатам неразрушающего контроля составляет 25.9..27.2 МПа, что соответствует классу С16/20. К выявленным дефектам плит перекрытия следует отне- сти: - обрушение двух плит покрытия; - силовые поперечные трещины в плитах перекрытия шири- ной раскрытия 0.8…1.6 мм (рисунок 5); Рисунок 5. Поперечные трещины в плитах перекрытия - длина участка опирания плит на стену по оси «Б» составляет 70..80 мм, что меньше допустимого значения (min 120 мм) – рису- нок 5; - намокание плит перекрытия с оголением и коррозией арма- туры; В результате контрольных вскрытий установлена следующая конструкция покрытия по плитам (рисунок 4): - слой обмазочной гидроизоляции – 10 мм; - асфальтобетон – 60 мм; - цементно-песчаная стяжка – 160…180 мм; - 6 слоев асфальтобетона – 260 мм. 280 Рисунок 6.Узел опирания плит перекрытия на стену по оси «Б». По результатам обследования с учетом фактического армирова- ния, прочностных и геометрических характеристик были выполне- ны поверочные расчеты сборных железобетонных плит перекрытия. Сбор нагрузок приведен в таблице №1, несущая способность плит – в таблице №2. 281 Таблица 1. Сбор нагрузок на плиты перекрытия Нагрузка Норм. qn, кН/м2 γf Расч. q, кН/м2 Постоянные: 1. 6 слоев асфальтобетона δ=260 мм; ρ=2100 кг/м3 5.46 1.35 7.37 2. Цементно-песчаная стяжка δ=180 мм; ρ=1800 кг/м3 3.24 1.35 4.37 3. Слой асфальтобетона δ=60 мм; ρ=2100 кг/м3 2.16 1.35 2.92 4. Обмазочная гидроизоляция δ=10 мм; ρ=1000 кг/м3 1.26 1.35 1.7 Итого постоянная 12.13 16.4 Временная: Снеговая нагрузка (г. Минск, II Б) 1.2 1.5 1.8 Всего: 13.3 18.2 Таблица 2. Определение расчетных нагрузок согласно [5]: Первое основное сочетание 16.4·1.0 + 1.8·0.7 = 17.7 кН/м2 Второе основное сочетание 16.4·0.85 + 1.8·1.0 = 15.7 кН/м2 282 Таблица 2. Ведомость несущей способности конструкций № п/п Наименование конструкции Габаритные раз- меры конструк- ций, м Армирование Действующая нагрузка (без учета с.в.), кН/м2 Несущая спо- собность кон- струкции (без учета с.в.), кН/м2 1 2 3 4 5 6 1. Многопустотная плита перекры- тия 5.8х1.2×0.22 38Ø3В-II 17.7 10.7 2. Многопустотная плита перекры- тия 5.8х1.2×0.22 48Ø3В-II 17.7 12.5 3 Многопустотная плита перекры- тия 5.8х1.2×0.22 5Ø12АII 17.7 6.2 283 Таким образом, выполненные поверочные расчеты многопустот- ных плит перекрытия свидетельствуют об их недостаточной несу- щей способности. Визуальное и инструментальное обследование многопустотных плит перекрытия, поверочные расчеты и анализ полученных ре- зультатов позволили сделать следующие выводы: - техническое состояние плит перекрытия помещения тира оценивается в соответствии с п.8.3.5 [3] как предельное (предава- рийное) – V категория [4]; - учитывая характер дефектов и повреждений плит перекры- тия, сложность, трудоемкость и высокую стоимость работ по их усилению, было рекомендовано произвести их демонтаж. ЛИТЕРАТУРА 1. СНиП 2.01.07-85. Нагрузки и воздействия / Госстрой СССР. – М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1988. – 36с. 2. Изменения №1 РБ к СНиП 2.01.07-85. Приказ Минстройар- хитектуры РБ №166 от 18.06.2004. 3. ТКП 45-1.04-208-2010. Здания и сооружения. Техническое состояние и обслуживание строительных конструкций и инженер- ных систем, оценка их пригодности к эксплуатации. Основные тре- бования. – Мн.: Минстройархитектуры РБ, 2010. 4. ТКП 45-1.04-37-2008. Обследование строительных кон- струкций зданий и сооружений. Порядок проведения – Мн.: Мин- стройархитектуры РБ, 2008. 5. СНБ 5.03.01 – 02. Бетонные и железобетонные конструкции. – Мн.: Минстройархитектуры РБ, 2003. – 139с. 284 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.012 ОЦЕНКА ТЕХНИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ ЗДАНИЯ ПО УЛ. СМОЛЕНСКОЙ, 33 В Г. МИНСКЕ ПОДЛЕЖАЩЕГО РЕКОНСТРУКЦИИ ПОД АДМИНИСТРАТИВНО-ТОРГОВЫЙ ЦЕНТР КОЛЕДА С.М., СКВАРКО Ю.Л. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Основополагающей целью данной работы является проведение обследования несущих и ограждающих конструкций здания по ул. Смоленской, 33 в г. Минске, оценка их технического состояния и разработка рекомендаций и мероприятий по устранению выявлен- ных дефектов и повреждений в связи с реконструкцией здания под административно-торговый центр. Обследуемое здание выполнено двухэтажным, в одном блоке, без подвала, с размерами в плане 72,7х20 м. Высота этажа – 3,8 м. Оно было введено в эксплуатацию в 1956 г. В 1998 г. в связи с обра- зованием трещин в несущих балках покрытия здания был выполнен комплекс усилений конструкций. Усиление балок можно было вы- полнить как увеличением сечения, так и изменением конструктив- ной схемы, а также совместным применением обоих методов. В 2003 г. был выполнен ремонт кровли с дополнительным утеплением и заменой рулонного ковра, а в 2010 г. выполнен ремонт рулонного ковра: новое основание под рулонный ковер и верхний слой ковра. 285 Обследование строительных конструкций осуществлялось в со- ответствии с требованиями ТКП 45-1.04-37-2008 «Обследование строительных конструкций зданий и сооружений. Порядок прове- дения» и ТКП 45-1.04-208-2010 «Здания и сооружения. Техническое состояние и обслуживание строительных конструкций и инженер- ных систем и оценка их пригодности к эксплуатации». Конструктивная схема здания представляет собой неполный кар- кас с несущими наружными продольными и поперечными кирпич- ными стенами. Наружные стены, несущие столбы второго этажа и перегородки внутри здания выполнены кладкой из керамического рядового кир- пича. На первом этаже колонны выполнены из железобетона, на вто- ром стойки устроены каменными. Пространственная жесткость зда- ния обеспечена совместной работой конструкций каркаса, плоских дисков перекрытий и наружных кирпичных стен. Несущей кон- струкцией перекрытия над первым этажом является плоская моно- литная железобетонная плита, устроенная по капителям колонн. Конструкция покрытия состоит из системы несущих железобе- тонных главных балок, установленных на кирпичные стойки. На главные балки и наружные несущие стены опираются второстепен- ные балки, по которым уложены плоские плиты покрытия. Кровля здания – плоская совмещенная, с неорганизованным наружным водостоком. Покрытие кровли – рулонное, из наплавля- емых материалов. Впоследствии отдельных нарушений при производстве строи- тельных, монтажных и иных специальных работ, а также длитель- ной эксплуатации здания появились различного рода повреждения и дефекты конструкций, влияющие на их несущую способность и долговечность; в отдельных элементах здания образовались дефек- ты, которые требуют немедленного устранения. Несущая способность и прочность наружных кирпичных стен здания и внутренних столбов в уровне второго этажа при действу- ющих нагрузках обеспечена. Техническое состояние наружных кирпичных стен удовлетворительное (2 технического состояния): имеются трещины по кладке раскрытием до 0,4…1,0 мм, увлажне- ние и промерзание стен. Сопротивление теплопередаче наружных стен здания составило RT=0,74 м 2оС/Вт, что ниже нормативных зна- 286 чений для условий реконструкции. Физический износ конструкций – 35%. Техническое состояние кирпичных перегородок на первом этаже здания неудовлетворительное: выявлены многочисленные наклон- ные и горизонтальные трещины раскрытием до 8 мм, которые обу- словлены наличием в основании фундаментов рыхлых насыпных грунтов (пески средней крупности, крупные) с коэффициентом уплотнения Купл ≤ 0,92 мощностью около 2 м. Техническое состояние покрытия крыши является неудовлетво- рительным. Сопротивление теплопередаче совмещенного покрытия составило Rпок =1,34 м 2оС/Вт, что ниже сопротивления теплопереда- че для условий реконструкции. Влажность цементно-песчаной стяжки составила, в среднем, W=8,4% по массе, что значительно превышает расчетное массовое отношение WА=2% по ТКП 45-2.04- 43-2006 для условий эксплуатации «А», а также максимально допу- стимую W=5% по СНБ 5.08.01-2000 «Кровли. Технические требова- ния и правила приемки». В результате обследования было выявлено, что конструкции фундаментов здания, исходя из анализа по открытым шурфам, находятся в удовлетворительном техническом состоянии. Фунда- менты выполнены: под наружные стены ленточными бутобетонными с шири- ной подошвы 740…880 мм, глубина заложения фундаментов отно- сительно дневной поверхности грунта составляет – 1530…1850 мм; под внутренние стены ленточными бутобетонными с шири- ной подошвы 1220 мм, глубина заложения фундаментов относи- тельно отметки пола первого этажа составляет 2410 мм; под внутренние несущие колонны фундаменты устроены столбчатыми из бутобетона с размерами подошвы в плане 1800х1900 мм, глубина заложения фундаментов составляет -3.140 м. Расчетное сопротивление колеблется от 391 до 885 кПа, что больше давления под подошвой с учетом дополнительной нагрузки от проектируемой крыши. Физический износ конструкций фунда- ментов – 20%. Монолитная плита перекрытия над первым этажом здания нахо- дится в ограниченно-работоспособном состоянии (3 категория тех- нического состояния): на отдельных участках бетон плиты имеет 287 поризованную структуру и трещины раскрытием до 1,0 мм. Физи- ческий износ конструкций плиты перекрытия – 35-40%. Несущие конструкции покрытия здания: главные и второстепен- ные балки, плиты находятся в неудовлетворительном техническом состоянии (4 категория), в конструкциях которых выявлены следу- ющие дефекты: силовые трещины раскрытием до 0,6…0,8 мм; про- гибы плит покрытия достигают 30 мм, а второстепенных и главных балок – 40 мм, недостаточная несущая способность конструкций на действие существующих нагрузок. Вышеприведенные дефекты обусловлены перегруженностью железобетонных конструкций су- ществующим составом покрытия. Физический износ конструкций составляет 65-70%. С целью восстановления эксплуатационных качеств здания и устранения выявленных дефектов рекомендуется выполнить сле- дующие ремонтно-строительные работы и мероприятия: Увлажнение и сырость по внутренней поверхности наруж- ных стен обусловлена их низкими теплотехническими характери- стиками. Необходимо выполнить дополнительную теплоизоляцию наружных стен здания, доведя их величину сопротивления теплопе- редаче до требуемых по ТНПА; Трещины в кирпичной кладке наружных и внутренних стен рекомендуется заделать инъецированием полимерцементного рас- твора; Произвести ремонт монолитной плиты перекрытия над пер- вым этажом в следующей технологической последовательности: – простучать нижнюю поверхность плиты, определяя зоны с нарушенной структурой бетона (преимущественно эти зоны распо- ложены на расстоянии 250 мм от трещин по плите); – удалить штукатурку по нижней поверхности плиты на дефект- ных участках. Обработать поверхность бетона плиты металличе- скими щетками, продуть участки сжатым воздухом; – оголенную арматуру плиты обработать преобразователями ржавчины согласно требованиям ТКП 45-5.09-33-2006; – к арматуре плиты прикрепить проволокой арматурные сетки из арматуры диаметром 4...5 мм S500 с ячейкой не более 50x50 мм и выполнить торкретирование нижней поверхности плиты бетоном класса по прочности не ниже С20/25 толщиной слоя 15...20 мм. 288 – по истечении 3...4 суток после торкретирования дефектных участков плиты выполнить инъецирование цементно-полимерного раствора в бетон плиты с неплотной поризованной структурой. – все работы на захватках выполнять при отсутствии полезной нагрузки на плиту перекрытия. Загружение плиты выполнять не ранее чем через 13... 14 суток после выполнения ремонтных работ. Произвести усиление фундаментов перегородок с трещина- ми методом передачи нагрузки от конструкций перегородки на бу- ронабивные сваи. Либо произвести демонтаж перегородок, их фун- даментов и выбрать грунт основания до отметки -1.500. После этого пролить грунт водой, уплотнить с помощью ручной вибротрамбов- ки. Далее отсыпать по 0,3 м песком средней крупности с послойным уплотнением до коэффициента уплотнения Купл ≥0,94…0,95. Произвести усиление второстепенных и главных балок по- крытия здания. Усиление главных балок рекомендуется выполнять подведением несущих стальных профилей, второстепенных – под- ведением стальных профилей либо устройством железобетонной «рубашки» с добавлением рабочей арматуры в нижней зоне балок. Усиление выполнять только после демонтажа существующего по- крытия кровли и до устройства нового покрытия. Оголение арматуры, каверны, незначительные сколы бетона, усушенные трещины по нижней поверхности плит перекрытия и покрытия требуется заделать: 1. очистить участки плит от отделоч- ных слоев; 2. удалить продукты деструкции бетона плит, обрабо- тать арматуру преобразователями ржавчины; 3. заделать дефекты цементно-песчаным раствором марки не ниже М200. ЛИТЕРАТУРА 1. Бетонные и железобетонные конструкции: СНБ 5.03.01-02. - Минстройархитектуры РБ, Минск 2003. – 140 с. 2. Нагрузки и воздействия: СНиП 2.01.07-85. - Госстрой СССР. - М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986. – 36 с. (с изм. №1 РБ). 3. Обследование строительных конструкций зданий и соору- жений. Порядок проведения: ТКП 45-1.04-37-2008. - Минстройар- хитектуры РБ, Минск 2009. – 45 с. 4. Здания и сооружения. Техническое состояние и обслужива- ние строительных конструкций и инженерных систем и оценка их 289 пригодности к эксплуатации: ТКП 45-1.04-208-2010. - Минстройар- хитектуры РБ, Минск 2011. – 23 с. 5. Строительная теплотехника. Строительные нормы проекти- рования: ТКП 45-2.04-43-2006. – Минстройархитектуры РБ, Минск 2007. – 32 с. 290 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 624.032 АНАЛИЗ ДЕФЕКТНОГО СОСТОЯНИЯ ОДНОЭТАЖНЫХ ЖИЛЫХ ДОМОВ В Д. ЧУДЕНИЧИ ЛОГОЙСКОГО РАЙОНА МАДАЛИНСКИЙ Г.Г., ГОРЯЧЕВА И.А., МАДАЛИНСКАЯ Н.Г. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь Жилые дома №1; №3; №5 в деревне Чуденичи по ул. Новой, од- ноэтажные, одноквартирные трехкомнатные с верандой. Жилые дома эксплуатируются с 2000 года. По планировке они идентичны типовому проекту 184-89-60/1.2, разработанному институтом "БелНИИгипросельстрой" в 1982 году. На момент обследования проектная и исполнительная докумен- тация отсутствует. Жилые дома прямоугольные в плане размерами 11900х9300мм. Строительный объем – 304.9м3. Общая площадь – 85.97м2. Жилая площадь – 40.72м2. Конструктивная схема жилых домов стеновая, с поперечными несущими стенами из блоков ячеистого бетона (наружные) и кирпичными (внутренними). Обследованием фундаментов в шурфах установлено, что фунда- менты выполнены из сборных бетонных блоков ФБС. Глубина за- ложения фундаментов ниже отметки сезонного промерзания грун- тов. Наружные стены толщиной 400мм выполнены из ячеистобетон- ных блоков производства ОАО "Забудова". 291 Внутренние стены кирпичные толщиной 250мм. Чердачное перекрытие выполнено из сборных железобетонных многопустотных плит. Перегородки в зданиях кирпичные толщиной 120 и 85мм. Кровля скатная с наружным неорганизованным водостоком. Не- сущими конструкциями покрытия являются деревянные наслонные стропила с системой стоек и подкосов. Покрытие из цементно- песчаной черепицы производства ОАО "Забудова". По периметру здания устроена отмостка из мелкозернистого бе- тона шириной 500…700мм. Система вентиляции зданий естественная. Циркуляция воздуха происходит через вентканалы расположенные на кухне, топочной, ванной и санузле. Здания оборудованы водопроводом, канализацией. Отопление и горячее водоснабжение жилых домов от водогрейных котлов. В результате общего обследования определена фактическая конструктивная схема жилых домов, выявлены основные несущие конструкции и их расположение, осмотрены дефектные участки стен. При детальном обследовании уточнена конструктивная схема зданий, размеры элементов, состояние материалов и конструкций в целом. При этом выполнены работы по выборочному отбору проб ячеи- стобетонных блоков, для определения физико-механических харак- теристик. При детальном обследовании установлены основные характер- ные дефекты: - трещины по вертикальным и горизонтальным швам кладки; - участки разрушения кладки в угловых зонах стен; - сетка трещин по отделочному покрытию. Как было отмечено выше, наружные стены жилых домов выпол- нены из ячеистобетонных блоков производства ОАО "Забудова". Кладка стен выполнена на тонкослойном клеевом растворе. При обследовании установлено, что качество заполнения горизонталь- ных и вертикальных швов кладки не соответствует действующим ТНПА. По результатам лабораторных испытаний, выполненных НИИЛ БиСМ БНТУ, средняя плотность блоков естественной влаж- 292 ности 649кг/м3 и 557кг/м3 высушенных. Прочность на сжатие 2.28…2.34МПа. При этом значение массовой влажности блоков кладки со стороны наружной поверхности находится в пределах 30…45%. Стены толщиной 400 мм (один блок), выполнены пере- вязкой вертикальных швов по цепной порядовой схеме. Сопряже- ние наружных стен с внутренними выполнено без перевязки и кон- структивного армирования. Отсутствует конструктивное армирова- ние угловых участков стен и под перекрытием. Наружная отделка стен выполнена полимерным штукатурным составом толщиной 2..5 мм с окраской вододисперсионным соста- вом. Отделка наружных стен внутри помещений выполнена полимер- ным штукатурным составом толщиной 8…15 мм, стены оклеены обоями в жилых помещениях и облицованы керамической плиткой в санузлах. На наружной поверхности стен образовалась сетка трещин ши- риной раскрытия до 1мм по вертикальным и горизонтальным швам кладки, повторяющих контуры блоков кладки, покрывающая ~ 70…75% площади поверхности стен. Наибольшее распространение и ширина раскрытия трещин установлена в самонесущих стенах, и в угловых зонах на участках сопряжения несущих и самонесущих стен. Ширина раскрытия вертикальных трещин в угловых зонах от 5 до 30 мм, сопровождается значительными деструктивными повре- ждениями блоков из ячеистого бетона, деформированием участков стен из плоскости, расслоением кладки по толщине блоков. На отдельных участках наружных стен собственными силами жильцов выполнен ремонт путем затирки трещин и оштукатурива- нием цементно-песчаным, местами полимерным, раствором по стеклопластиковой сетке. На момент обследования на отремонтиро- ванных участках образовались трещины, местами штукатурный раствор отслаивается вместе с сеткой. В жилых помещения обследованных домов установлены следы периодического замокания (выпадение конденсата), грибок на участках примыкания наружных стен к перекрытиям. Несущими конструкциями чердачного перекрытия являются сборные многопустотные железобетонные плиты. 293 Двускатная кровля зданий – деревянная стропильная система из древесины хвойных пород. Стропильные ноги в коньке и в средней части опираются на про- гоны, которые поддерживаются стойками. Стойки через деревянные лежни опираются на кирпичные столбики из силикатного кирпича. Опирание через мауэрлат. При обследовании, конструктивного армирования по верхнему обрезу кадки наружных стен из ячеистобетонных блоков не уста- новлено. При обследовании плит перекрытий, перемычек над оконными проемами и деревянных конструкций стропильной системы, сверх- нормативных прогибов, трещин и других дефектов и повреждений, свидетельствующих о снижении несущей способности на момент обследования, не установлено. Оценка технического состояния строительных конструкций жи- лых домов по результатам выполненного обследования, анализа технических заключений по результатам обследования и исследо- вания состояния зданий и сооружений со стенами из блоков ячеи- стого бетона, выполненных институтом "БелНИИС" и ОАО "Забу- дова", выполнялась на основании ТКП 45-1.04-208-2010 и ТКП "Проектирование конструкций малоэтажных гражданских зданий с комплексным применением ячеистобетонных изделий". На основании анализа результатов натурного обследования тех- нического состояния основных несущих и ограждающих конструк- ций одноквартирных жилых домов №1; 3; 5 по ул. Новая в деревне Чуденичи Логойского района, можно сделать следующие выводы о техническом состоянии обследованных конструкций: 1. Фундаменты жилых домов дефектов и повреждений, указы- вающих на недостаточную несущую способность, не имеют, и их можно отнести к I категории технического состояния. 2. Наружные несущие и самонесущие стены, выполненные из ячеистобетонных блоков не клеевом растворе, с последующим их оштукатуриванием, имеют массовые дефекты в виде трещин шири- ной раскрытия до 30мм, расслаивание блоков по толщине, выпучи- вания кладки самонесущих стен из плоскости. Наиболее интенсив- ное трещинообразование происходит в самонесущих стенах, а так- же в угловых зонах сопряжения несущих и самонесущих стен. На наружной поверхности стен образовалась сетка трещин, повторяю- 294 щая контуры блоков кладки. Техническое состояние несущих наружных стен неудовлетворительное (неработоспособное) и соот- ветствует IV категории технического состояния. Необходимо сроч- ное ограничение нагрузок, требуется капитальный ремонт, замена участков кладки и усиление. Техническое состояние самонесущих наружных стен предельное (предаварийное) и соответствует V категории технического состоя- ния – требуется отселение жильцов, срочное устройство временных креплений под чердачное перекрытие и кровлю, с последующей разборкой угловых зон и заменой кладки, усилением и ремонтом контура стен. 3. Массовое трещинообразование, в виде сетки трещин на наружной поверхности стен, повторяющий контуры блоков кладки, свидетельствует о том, что основной изначальной причиной обра- зования трещин, явились деформации кладки, вызванные влаж- ностной и карбонизационной усадкой ячеистого бетона стеновых блоков, имевших высокую отпускную и эксплуатационную влаж- ность. По данным ОАО "Забудова" (Материалы 2-го Международ- ного семинара "Растворы сухие строительные и композиции защит- но-отделочные), влажностная усадка автоклавных ячеистых бето- нов в условиях эксплуатации, вызывается действием капиллярных сил и удалением физико-химически связанной воды. При этом влажностная усадка ячеистого бетона плотностью 500…700 кг/м3 составляет 0.3…0.5мм/м. В свою очередь карбонизационная усадка вызывается разложением новообразований углекислотой и удале- нием из цементного камня физико-химической влаги. Карбонизаци- онная усадка ячеистого бетона 500…700 кг/м3 на известково- цементном вяжущем составляет 0.8…1.0мм/м. Из изложенного сле- дует, что минимальная полная эксплуатационная усадка бетона оп- тимальной структуры составляет в среднем 1.3мм/м. В процессе эксплуатации зданий, в результате усадочных де- формаций, в кладке стен образовались трещины и как следствие, из- за разных деформаций бетона и покрытия (отделочного слоя) обра- зовались трещины в отделочном слое. В дальнейшем при попадании влаги в трещины, они расширя- лись, а в отдельных местах произошло расслоение блоков, вслед- 295 ствие размораживания, а также температурных деформаций наруж- ных стен. 4. Образование трещин на участках сопряжения несущих и са- монесущих стен в угловых зонах связано с концентрацией напря- жений от усадочных и температурных деформаций в кладке при отсутствии конструктивного армирования угловых зон, а также ар- мирования кладки по верхнему и нижнему обрезу (низ перекрытия – верх фундамента). 5. В целом неудовлетворительное состояние наружных стен обследованных жилых домов связано с целым рядом факторов: - высокая массовая влажность кладки из ячеистобетонных блоков в период возведения, повлекшая развитие значительных де- формаций. - нарушение технологии производства работ при устройстве кладки стен из ячеистобетонных блоков на клею, вы- званное неполным заполнением растворных швов, а местами его полным отсутствием. - отсутствие перевязки и конструктивного армирования в ме- стах стыка внутренних несущих кирпичных стен с самонесущими наружными из ячеистобетонных блоков. - отсутствие конструктивного армирования по верхнему и нижнему обрезу кладки стен и в угловых зонах. - заниженная толщина наружного слоя штукатурки. - несвоевременное выполнение комплекса ремонтно- восстановительных работ. Высокая влажность (выше нормируемой) ячеистого бетона стен в настоящее время способствует дальнейшему разрушению кладки, а также снижает теплозащитные характеристики наружных стен. Из-за отсутствия проектной документации, сегодня трудно уста- новить возможные причины появления дефектов стен, связанные с ошибками проектирования. Для дальнейшей нормальной эксплуатации жилых домов №1; 3; 5 в деревне Чуденичи Логойского района следует выполнить ком- плекс ремонтно-восстановительных работ и работ по усилению сте- нового ограждения, с соблюдением требований действующих ТНПА. В первую очередь необходимо: 296 - отселить жильцов жилых домов; - установить дополнительные опоры под перекрытия вдоль несущих стен. Для разработки проекта капитального ремонта и усиления мож- но предложить следующий вариант: 1. Разгрузить наружные несущие стены установкой страховоч- ной системы. 2. Поочередно разобрать кладку угловых зон и переложить ее новыми материалами с установкой конструктивного армирования, соблюдая требования ТНПА. 3. Стены входа разобрать и восстановить заново. 4. Выполнить оштукатуривание наружной и внутренней по- верхности стен, после разделки и зачеканки трещин с шириной рас- крытия более 0.5мм, плотным полимер-цементно-песчаным раство- ром марки не ниже М100, с соблюдением требований ТНПА (пер- вый грунтовочный слой). 5. По контуру наружных стен, в уровне нижнего обреза стен и под перекрытием, установить напрягаемые тяжи, закрепив их к вер- тикальным уголкам по углам зданий. 6. По вертикальным поверхностям проемов установить обрам- ление их уголков, установить стальные арматурные сетки на всю высоту стен, закрепив их к установленным уголкам и оштукатурить поверхность стен торкретированием цементно-песчаным раствором. 7. Рассмотреть вопрос о дальнейшей тепловой реабилитации (утеплению) наружного контура стен, в соответствии с действую- щими ТНПА. 8. Капитальный ремонт зданий выполнять только после разра- ботки проекта капитального ремонта с усилением и проекта произ- водства работ со строгим соблюдением мероприятий по технике безопасности. ЛИТЕРАТУРА 1. ТКП 45-1.04-208-2010. Здания и сооружения. Техническое состояние и обслуживание строительных конструкций и инженер- ных систем, и оценке их пригодности к эксплуатации./ Мин- стройархитектуры РБ, 2011. 297 2. ТКП 45-1.04-206-2010. Ремонт, реконструкция и реставра- ция жилых и общественных зданий и сооружений. Основные требо- вания по проектированию. Минск, 2011. 3. СНиП 3.03.01-87 Несущие и ограждающие конструкции. М., Стройиздат, 1988. 4. СНиП II-22-81 Каменные и армокаменные конструкции. Нормы проектирования. М., Стройиздат, 1983. 5. СНиП 2.01.07-85 Нагрузки и воздействия./Госстрой СССР. - М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986. – 36с. С изменением №1 РБ. 6. Пособие П1-03 к СНиП 3.04.01-87 Смеси растворные и рас- творы строительные. МАиС РБ, Минск, 2003. 7. Рекомендации по расчету и конструированию зданий с при- менением несущих и ограждающих конструкций из ячеистого бето- на/БелНИИС. – Минск, 1997. 8. Рекомендации по проектированию эффективных конструк- ций наружных стен из мелкоштучных кладочных материа- лов/БелНИИС. – Минск, 1996. 9. ТКП 45-1.04-37-2008 "Обследование строительных кон- струкций зданий и сооружений". 298 Б Е Л О Р У С С К И Й Н А Ц И О Н А Л Ь Н Ы Й Т Е Х Н И Ч Е С К И Й У Н И В Е Р С И Т Е Т С Т Р О И Т Е Л Ь Н Ы Й Ф А К У Л Ь Т Е Т М Е Ж Д У Н А Р О Д Н Ы Й Н А У Ч Н О - М Е Т О Д И Ч Е С К И Й С Е М И Н А Р ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И С Т А Н Д А Р Т О В Е В Р О П Е Й С К О Г О С О Ю З А В ОБЛА СТИ СТР ОИТЕЛЬ СТВА (г. Минск, БНТУ — 22–23.05.2013) УДК 691.327:53 УСИЛЕНИЕ СТРОИТЕЛЬНЫХ КОНСТРУКЦИЙ УГЛЕРОДНЫМИ ВОЛОКНИСТЫМИ ЛЕНТАМИ ПОЛЕЙКО Н.Л., ЛЕОНОВИЧ С.Н. Белорусский национальный технический университет Минск, Беларусь В условиях непрерывно растущего объема капитального строи- тельства, огромного фонда жилых, промышленных и общественных зданий и сооружений, увеличенного объема реконструкции вопро- сы возникновения дефектов в конструкциях и методы их устране- ния являются весьма актуальными. Неудачи при инженерно- геологических изысканиях, проектировании, при возведении зданий и сооружений, а также нарушения правил эксплуатации приводят к ряду дефектов, снижающих эксплуатационные качества зданий. Значительная часть дефектов вызывается нарушением техноло- гии производства бетонных работ, устройства оснований и фунда- ментов, монтаж сборных элементов. Из-за некачественного выпол- нения работ по благоустройству территории подмачиваются осно- вания, вызывая просадку фундамента, что влечет за собой наруше- ния в наземных конструкциях зданий. Справедливые нарекания вы- зывает монолитное бетонирование в зимнее время – низкое каче- ство бетона, нарушение технологии бетонирования, длительные перерывы в бетонировании, отсутствие контроля за тепловой обра- боткой приводят к значительному недобору прочности бетона. Де- 299 фекты в кровлях приводят к загниванию древесины, отсыреванию перекрытий, вызывают разрушение штукатурных поверхностей, коррозию арматуры и бетона. Многие дефекты случаются вслед- ствие неподготовленности технического персонала, отсутствие надлежащего контроля за качеством строительно-монтажных работ, а также в результате нарушения правил эксплуатации зданий и со- оружений. Новым, перспективным направлением в решении вопросов уси- ления железобетонных, каменных и деревянных конструкций и со- оружений, являются использование технологии приклеивания мате- риалов из углеродных волокон. Система приклеиваемых элементов материалов из углеродных волокон предназначена для увеличения несущей способности желе- зобетонных, стальных, каменных и деревянных конструкций. Ос- новными элементами системы являются углеволокнистые ленты, специальный клей для крепления лент к поверхности конструкций и ремонтный растворы для устранения дефектов в конструкциях. Углеродные ленты представляют собой полосы различной ши- рины толщиной 1,2-1,4 мм, полученные склеиванием углеродных волокон эпоксидной смолой. На кафедре «Технология строительного производства» Белорус- ского национального технического университета проведено иссле- дование физико-механических характеристик лент из углеродных волокон. Ленты имеют следующие физико-механические показате- ли (в продольном направлении вдоль волокон): - прочность на растяжение от 1300 до 2800 МПа; - модуль упругости при растяжении – от 165000 до 300000 МПа; - модуль упругости при изгибе – от 150000 до 250000 МПа; - относительное удлинение при разрыве – от 0,5 до 1,7 %; - объемное содержание волокон составляет более 68 %. Прочность сцепления (адгезия) клея к бетонному основанию выше, чем прочность бетона на отрыв. Система усиления строительных конструкций углеродными лен- тами имеет ряд преимуществ по сравнению с традиционными мето- дами усиления: - высокая прочность на растяжение; - высокий модуль упругости при растяжении и малая деформа- ция (относительное удлинение при разрыве); 300 - высокая устойчивость к динамическим нагрузкам; - малый собственны1й вес; - стойкость к коррозии; - простой способ крепления, не требующий сложного оборудо- вания; - простота в усилении криволинейных конструкций; - возможность нагружения конструкции через несколько часов после ее усиления; - система усиления строительных конструкций углеродными лентами не видоизменяет внешний вид конструкций и не требует значительных затрат для проведения отделочных и декоративных работ. Для определения влияния углеродных лент на прочность и жест- кость были проведены серии испытаний бетонных образцов. Бетон- ные образцы-призмы размером 100х100х400 мм изготавливались из тяжелого бетона класса В25. Серия образцов состояла из трех кон- трольных и шести основных образцов с наклеенной лентой. Размер ленты – длина 300 мм, ширина 20 мм и толщина 1,2 мм. На три об- разца наклеивались одна полоса ленты на три других образца две полосы ленты. Отношение площади сечения ленты к площади сече- ния образца (коэффициент армирования – μ) составляет 0,24 % и 0,48 % соответственно. Испытание на растяжение при изгибе проводили согласно ГОСТ 10180-90 «Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам» на испытательной машине ИР 5057 с записью диаграммы «нагрузка-деформация». Графики результатов испытаний приведе- ны на рис. 1. По диаграмме «нагрузка-деформация» определены модули упругости образцов при растяжении при изгибе. Результаты испытаний приведены в таблице 1. Таблица 1. Результаты испытаний бетонных образцов Вид образца Разрушающая нагрузка, кН Rbtb, МПа Максимальный прогиб, мм Модуль упруго- сти при изгибе, МПа контрольный 12,0 3,6 4,0 205 основной с одной лентой 19,7 5,9 5,0 315 основной с двумя лента- ми 21,0 6,3 5,0 335 301 Рисунок 1. Диаграмма разрушения бетонных образцов в координатах «нагрузка-деформация» Характер разрушения бетонных образцов, усиленных углеволок- нистой лентой – по косым трещинам, в опорной части вне зоны усиления. Внешний вид образца после испытаний приведен на рис. 2. Разрушение контрольных образцов происходило в результате вертикальных трещин в средней трети пролета. Для увеличения фи- зико-механических показателей необходимо увеличивать площадь приклеивания углеволокнистой ленты к образцам. Рисунок 2. Характер разрушения бетонных образцов усиленных углеволокнистой лентой 302 В результате поведенных исследований можно сделать следую- щие выводы: 1. Система усиления строительных конструкций углеволокни- стыми лентами позволяет увеличить несущую способность на 55-65 % в сравнении с контрольными образцами. Улучшается восприятие конструкцией динамических и ударных нагрузок. 2. В результате усиления конструкций углеволокнистыми лен- тами увеличивается жесткость конструкций – уменьшается относи- тельный прогиб и увеличивается модуль упругости при изгибе, снижаются деформации ползучести. 3. Значительное снижение напряжений, уменьшение относи- тельного прогиба конструкций приводит к увеличению нижней гра- ницы трещинообразования и уменьшению ширины раскрытия тре- щин. 4. Малый собственный вес системы усиления, не изменяемое поперечное сечение конструкций, отсутствие повреждения изделий при проведении восстановительных работ также благоприятно ска- зывается на несущей способности конструкций и сооружений в це- лом. ЛИТЕРАТУРА 1. ГОСТ 10180-90. Бетоны. Методы определения прочности по контрольным образцам. 2. СНБ 5.03.01-02. Бетонные и железобетонные конструкции. Научное издание ВОПРОСЫ ВНЕДРЕНИЯ НОРМ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И СТАНДАРТОВ ЕВРОПЕЙСКОГО СОЮЗА В ОБЛАСТИ СТРОИТЕЛЬСТВА Сборник научно-технических статей (материалы научно-методического семинара) 22–23 мая 2013 г. В 2 частях Часть 2 Подписано в печать 03.09.2013. Формат 60 84 1/16. Бумага офсетная. Ризография. Усл. печ. л. 17,61. Уч.-изд. л. 13,77. Тираж 150. Заказ 839. Издатель и полиграфическое исполнение: Белорусский национальный технический университет. ЛИ № 02330/0494349 от 16.03.2009. Пр. Независимости, 65. 220013, г. Минск.