Текст
Качество и оолговечностб
ограждающих конструкций
из ячеистого бетона
«Вища школа» 197 8
Качество и долговечность ограждающих конструкций из ячеистого бетона
Харьков
Издательство при Харьковском государственном университете издательского объединения «Вища школа» 1978
6СЗ
Г13
УДК 621.317
Качество и долговечность ограждающих конструкций из ячеистого бетона. Гаевой А. Ф., Качура Б. А. Харьков, издательское объединение «Вища школа», 1978. 224 с.
В монографии изложен опыт применения ограждающих конструкций из ячеистого бетона. Рассмотрены методы измерения влажности, приведены рекомендации по повышению влагостойкости, качества и долговечности материала в ограждении.
Предназначена для научных работников и специалистов домостроительных комбинатов и проектных органи-..заций.
Табл. 60. Ил. 53. Список лит л 337 назв.
Рецензенты: д-р техн, наук, проф. И. М. Грушко» канд. техн, наук, проф. В. П. Шевченко
Редакция научно-технической литературы Зав. редакцией Л. А. Гаврилова
30209—611
ГМ2ЭД^Б3-10-9-78
©Издательское объединение «Вища школа», 1978
Предисловие
Повышение эксплуатационных качеств и долговечности ячеистобетонных ограждающих конструкций — актуальная задача строительной индустрии. Она обусловлена возрастающим удельным весом материалов автоклавного твердения в общем объеме производства конструктивных строительных материалов. В СССР автоклавные изделия занимают третье место по объему производства после изделий из железобетона и глиняного кирпича.
В предлагаемой читателю монографий обобщен многолетний опыт совершенствования производства и повышения эксплуатационных качеств ограждающих конструкций из ячеистого бетона автоклавного твердения. Опыт накоплен на харьковских предприятиях строительной индустрии, одними из первых в стране освоивших производство ячеистобетонных конструкций для крупнопанельного домостроения. Значительное внимание уделено описанию взаимодействия наружного ограждения с окружающей средой. Эта малоизученная проблема раскрывает эксплуатационные качества ограждения, дает возможность прогнозировать долговечность и экономическую эффективность крупнопанельных ячеистобетонных конструкций.
Авторам удалось обосновать зависимость основных эксплуатационных качеств ограждения от его эксплуатационного влажностного состояния. Оригинальная трактовка влияния гигроскопической влаги в материале на его физико-механические и эксплуатационные характеристики в изделии позволила объяснить и оценить интенсивность воздействия атмосферы на ограждение. Исходя из доказательной посылки о том, что влага в материале является доминирующим фактором снижения его эксплуатационных качеств, авторы предложили новые способы определения влажностных характеристик ячеистого бетона (в равной степени пригодные и для других строительных материалов), которые характеризуются повышенной точностью и простотой реализации в условиях заводской лаборатории.
Целесообразны рекомендации авторов, направленные на повышение эксплуатационных качеств ячеистобетонных ограждающих конструкций и заключающиеся в обеспечении минимальной
влагоемкости материала в ограждении за счет его гидрофобиза-ции апробированными способами.
В монографии затронуты вопросы строительной климатолог гии, технологии производства ячеистобетонных изделий, теории адсорбции и массопереноса в строительных материалах, физико-механических характеристик ячеистого бетона в зависимости от его влагосодержания, гидрофобных взаимодействий в материале, надежности ограждающих конструкций, а также строительного производства, эксплуатации и прогнозирования свойств материала в ограждении. Отметим, что в отличие от традиционного изложения проблемы повышения качества и долговечности строительных конструкций, которая, как правило, замыкается в узком диапазоне решения вопросов технологии их изготовления, монография построена на базе современного комплекса знаний о природе явлений, обусловливающих эксплуатационные качества и долговечность ограждения.
Книга позволит строителям различных специализаций значительно расширить кругозор, будет способствовать развитию новых направлений в области производства строительных изделий.
О. /7. МЧЕДЛОВ-ПЕТ РОСЯН, чл.-кор. АН ГССР, д-р техн, наук, проф.
Введение
XXV съезд КПСС подчеркнул, что важнейшими задачами капитального строительства на 1976—1980 гг. являются повышение эффективности капитальных вложений, обеспечение дальнейшего роста и качественного совершенствования основных фондов, быстрейшего ввода в действие и освоения новых производственных мощностей во всех отраслях народного хозяйства в результате улучшения планирования, проектирования и организации строительного производства, сокращения продолжительности и снижения стоимости строительства [2]. В ст. 15 новой Конституции СССР сказано: «Высшая цель общественного производства при социализме — наиболее полное удовлетворение растущих материальных и духовных потребностей людей» *. Большая роль в решении этой задачи принадлежит капитальному строительству.
В десятой пятилетке объем капитальных вложений в народное хозяйство возрастет на 24—26%, производительность труда в строительстве — на 29—32%. Дальнейшее развитие получат индустриализация строительства и ее основные направления: повышение сборности и заводской готовности, применение новых материалов, изделий и конструкций, увеличение уровня механизации и автоматизации производственных процессов, совершенствование технологии строительного производства, улучшение организации и управления в строительстве. Все это создает предпосылки для решения главной задачи десятой пятилетки — роста эффективности и качества капитального строительства.
Экономическая эффективность полносборного строительства во многом зависит от решения стеновых ограждающих конструкций. Так, в крупнопанельном домостроении на стеновые ограждающие конструкции расходуется около 45% бетона и 40% металла. В производстве стеновых материалов и конструкций занято 25% всех рабочих и сосредоточено 20% основных фондов промышленности стройматериалов. Стоимость смонтированных
• Конституция (Основной Закон) Союза Советских Социалистических Республик. М., Политиздат, 1977, с. 10.
стеновых конструкций превышает 25% общей стоимости современных полносборных зданий.
Как известно, капитальное строительство — наиболее материалоемкая отрасль народного хозяйства, потребляющая в год более 1 млрд, т различных материалов. Главнейшая задача современного строительства — снижение веса зданий и материалоемкости, так как уменьшение расхода материалов на 1% равноценно экономии 300 млн. р. А. Н. Косыгин, выступая на XXIV съезде КПСС, указывал, что «для получения наибольшего результата от снижения материалоемкости требуются новые научно-технические, конструкторские решения, новые технологические режимы... уменьшение веса изделий. Большой вес изделия, как известно, вовсе не свидетельствует'о его высоких технических качествах. Наоборот, как правило, технически передовым является более легкое изделие» [1, с. 143]. Эта закономерность характерна для всех видов строительства, в первую очередь крупнопанельного и каркасно-панельного.
Дальнейший научно-технический прогресс строительной индустрии обусловлен повышением качества строительных деталей и изделий, совершенствованием способов контроля качества. Недопустимо, чтобы даже незначительные отклонения эксплуатационных качеств от заданных СНиПом и проектом повторялись в тысячах изделий и зданий. Качество строительного изделия определяется совокупностью его экономических и технических свойств. Для ограждающих конструкций они проявляются в процессе эксплуатации, когда расходуется их ресурс по прочностным, теплозащитным, звукоизоляционным, декоративным и другим характеристикам. Поэтому, говоря о качестве строительного изделия, следует рассматривать не все его свойства, а только те, которые способствуют выполнению ограждением его назначения в течение проектного срока эксплуатации.
Эксплуатационные свойства ограждения зависят от его влажностного режима, а также определяют надежность и долговечность здания в целом. Максимальные теплозащитные свойства, несущая способность и атмосферостойкость материала в ограждениях (их стоимость составляет 39—47% в одноэтажных и 26—30% в многоэтажных промышленных зданиях, а ежегодные расходы на восстановление их эксплуатационных качеств превышают половину годовых капитальных вложений в промышленное строительство) обусловливают их экономическую эффективность, которая достигается путем всестороннего учета физико-механических свойств материала, его влажностного состояния в ограждении и эксплуатационных качеств.
Оценка влияния влажности ячеистого бетона в ограждении на его эксплуатационные свойства — актуальная задача в деле повышения качества и экономической эффективности строительства. Роль экономической эффективности от повсеместного, оперативного и достаточно точного контроля влажностного состоя
ния материала в ограждении чрезвычайно велика. Однако выразить ее в денежной форме трудно, так как в большинстве случаев экономия достигается не в результате самого процесса измерения влажности, а при целенаправленном использовании полученной информации, основным источником реализации которой является сокращение или устранение материальных потерь, обусловленных отсутствием прогнозов влажностного состояния ограждающих конструкций.
В монографии рассмотрены вопросы обеспечения качества и долговечности ячеистобетонных ограждающих конструкций путем применения прогрессивных методов изготовления крупнопанельных стен из ячеистого бетона для жилищного и промышленного строительства (глава I); оценки и учета влияния климата на эксплуатационные качества ограждения (глава II); теоретического определения и экспериментального прогнозирования снижения физико-механических и эксплуатационных свойств ячеистого бетона под действием влаги (главы III, IV); сравнительной оценки эксплуатационных качеств и долговечности ячеистого бетона в зависимости от его влагосодержания с помощью простых и надежных способов измерения сорбционной влажности и водопоглощения (глава V). Сорбционная влажность ячеистого бетона определяет его эксплуатационные качества. Ее снижение в ограждении позволяет значительно повысить его долговечность. В главе VI, которая написана Г. Г. Александровым (он же является соавтором § 7 главы II), исследованы способы гидрофобизации ячеистобетонных ограждающих конструкций, оценена эффективность их применения в аспекте снижения влагосодержания ограждения на сорбционной и сверхсорбционной стадиях.
Значительный вклад в исследование влажностного режима эксплуатации, атмосферостойкости и долговечности ячеистого бетона для повышения качества ограждающих конструкций внесли А. Т. Баранов, К. И. Бахтияров, Р. Е. Брилинг, В. Н. Богословский, Г. А. Бужевич, Ю. М. Бутт, Б. Ф. Васильев, А. В. Вол-женский, X. С. Воробьев, К. Э. Горяйнов, А, Н. Крашенников, М. Я. Кривицкий, К. К. Куатбаев, А. П. Меркин, Ё. С. Силаен-ков, М. Т. Солдаткин, В. П. Шевченко, Л. Б. Циммерманис. Нами использованы результаты исследований этих и ряда других ученых, а также собственные данные определения эксплуатационных качеств и влажностных характеристик ячеистого бетона в крупнопанельных стеновых ограждениях.
Авторы выражают глубокую благодарность чл.-кор. АН ГССР, д-ру техн, наук, проф. О. М. Мчедлову-Петросяну, д-ру техн, наук, проф. И. М. Грушко и канд. техн, наук, проф. В. П. Шевченко за ценные замечания, высказанные при рецензировании.
| Совершенствование технологии глава производства и строительства зданий с ячеистобетонными ограждающими конструкциями
§ 1. Промышленные, жилые и общественные панельные и каркасно-панельные здания
Наружные стены крупнопанельных и каркасно-панель* ных зданий вследствие перераспределения усилий в системе здания и передачи всех действующих нагрузок на элементы несущего каркаса являются ненесущими и выполняют только функции защиты помещений от атмосферных воздействий. Они решаются по принципу навесных ненесущих конструкций, кото-рые крепятся к каркасу здания и передают в местах креплений все действующие на стену нагрузки. Основное достоинство подобных стен — их легкость по сравнению с традиционными несущими стенами.
В отечественной практике строительства распространены однослойные самонесущие бескаркасные панели размером «на комнату» или <на две комнаты». Все шире применяются однослойные панели из керамзитобетона, а также из ячеистых бетонов.
Ячеистый бетон был предложен в 1914 г. И. В. Аулсвортом и Ф. Л. Дайером, которые запатентовали способ изготовления газобетона введением в цементное тесто газообразователя (алюминий, цинк) для создания пузырьков водорода, обеспечивающих пористую структуру бетона (патент США 1,087, 098).
Бетон, изготовленный из гидравлического вяжущего, тонкодисперсного кремнеземистого компонента, порообразователя и воды, с развитой и равномерной пористостью (диаметр пор 1—3 мм) называется ячеистым. Он формируется в результате твердения смеси гидравлического вяжущего с тонкодисперсным заполнителем в процессе механического (пенообразование) или химического (газообразование) воздействия. В зависимости от вида порообразователя ячеистые бетоны подразделяют на газобетоны (порообразование возникает при введении в смесь газообразующих добавок — алюминиевой пудры или пасты) и пенобетоны (пористая структура создается путем добавления в смесь пенообразователей — ГКЖ). При изготовлении материала на цементе и песке получают газо- или пенобетоны, на извести (с добавкой цемента или без) и песке — газо- или пеносиликаты. Если в состав бетона входят зола или шлак, то такой материал называют газо-или пенозолобето-Н'ом (газо- или пеноаолосиликат). Ячеистый бетон, изготовленный ;из шлака, золы и песка — газо- или пеношлакозолобетон.
Ячеистые бетоны, твердеющие при автоклавной тепловлажностной обработке (давление пара (7—11) 10е Н/м2, температура 170—200° С),—бетоны автоклавного твердения. Тепловлажностная обработка (температура 80— 90° С) при атмосферном давлении или естественном твердении ячеистобетонной смеси позволяет получать ячеистые бетоны безавтоклавного твердения.
Применение легких бетонов для ограждающих конструкций дает возможность сократить затраты труда, продолжительность строительства, снизить стоимость и массу здания, а также вес конструкций, поскольку их теплотехнические свойства позволяют уменьшить толщину наружных стен жилых домов, общественных и промышленных зданий в два разд по сравнению с кирпичными [191]. Установлено, что при стеновых панелях из ячеистого бетона в промышленном строительстве более эффективно, чем с другими материалами ограждающих конструкций, решаются стыки панелей с колоннами.
Применение ячеистых автоклавных бетонов способствует снижению веса зданий, повышению эффективности труда в строительстве и в конечном счете приводит к уменьшению стоимости зданий и сооружений. Так, наружные стены жилых и промышленных зданий из ячеистых бетонов на 20—40% легче стен из легкобетонных и железобетонных панелей и в 3—5 раз легче кирпичных, а их стоимость на 10—407о ниже. Стоимость 1 м2 стены из глиняного кирпича, керамзитобетонной (объемная масса 1200 кг/м3) и ячеистобетонной панелей (800 кг/м3) соответственно 12,85; 17,33 и 9,43 р. Капиталовложения при организации производства изделий из ячеистых бетонов также на 10— 40% меньше, чем при производстве изделий из легких бетонов или кирпича. Эти показатели характеризуют эффективность применения изделий и конструкций из ячеистого бетона объемной массой 700 кг/м3 и прочностью 50 кг/см2 (в высушенном состоянии). Его производство освоено всеми действующими заводами, из него изготовляют почти все современные ячеистобетонные конструкции.
Для производственных зданий сначала разрабатывали пло-ские плиты покрытий размерами 0,5 X 2,5 и 0,5 X 3 м, а затем более крупные размерами 1,5 X 6 м (ребристые и плоские). Они вполне индустриальны, так как выполняют функции несущих и теплоизоляционных элементов покрытий. Поскольку при их применении не требуется укладка какого-либо утеплителя, воз-ведение покрытий из этих плит характеризуется очень небольшой трудоемкостью (0,7 чел-ч/м2). Для стен производственных зданий широко применяют плиты размерами 1,2 X 6 и 1,8 X 6 м. В небольшом количестве аналогичные плиты длиной 12 м ис-пользуют в строительстве электростанций.
Дома с наружными стеновыми панелями из ячеистых бетонов впервые в Советском Союзе начали строить по инициативе Центрального научно-исследовательского института промышленных сооружений в 1953 г. в городе Березники. В дальнейшем строительство домов такого типа продолжали по проектам, разработанным бывшим Ленинградским отделением института Горстройпроект. Тогда же была впервые предложена «полосовая» двухрядная разрезка наружных стен, получившая в дальнейшем широкое применение при изготовлении изделий в автоклавах малого диаметра.
Стеновые панели полосовой разрезки имели поясные элементы длиной до 3,6 м (дома серии 439-Я), а затем до 6,4 м (дома серии 467). Однако серии жилых зданий с полосовой разрезкой нельзя считать совершенными, так как они состоят из большого количества монтажных элементов (поясных и простеночных оконных и дверных блоков) с небольшим весом. Монтаж этих элементов и особенно заделка оконных
и дверных проемов— трудоемкие операции, снижающие инду« стриальность строительства.
В 1957 г. трестом «Уралтяжтрубстрой» при участии институтов Гор строй проект и НИИЖелезобетон изготовлены панели наружных стен (однорядной разрезки) с оконными и дверными проемами в автоклавах диаметром 3,6 м. В 1959 г. началось массовое строительство домов подобного типа в Свердловске и
Нижнем Тагиле. Применяли также домах серий 464 и 468) сначала с проемами (оконными и дверными). Таблица 1 Сравнительные данные на 1 м2 сплошных стен из различных материалов и конструкций панели высотой на этаж (в одним, а затем и с двумя В 1960 г. Госстроем СССР была утверждена типовая серия 1-468, длительное время являющаяся одной из основных, предусмат-
Показатели Силикатный кирпич Ячеистобетонная панель I Керэмзн-тобетон-ная панель ривающих широкое применение конструкций из ячеистых бетонов. Эти
Толщина стены, см Вес 1 м2 стены, кг Стоимость 1 м2 стены, Р- 51 850 16—90 24 205 11—50 30 310 12—30 конструкции наиболее индустриал ьны, поскольку заполнение проемов и отделку осуществляют в заводских условиях. Кроме того, намного уменьшилась трудоемкость монта-
жа домов.
В 1962 г. в Харькове на заводе железобетонных конструкций № 3 (ЗЖБК-З) организовано производство сборных деталей из ячеистого бетона для жилищного строительства, а бывшим ДСК-2 освоен монтаж домов серии 1-468. Освоению технологии изготовления деталей и монтажа домов способствовало содружество работников бывшего ДСК-2, ЗЖБК-З, бывшего института ЮЖНИИ и треста «Харьковоргтехстрой». Бывшим Харьковским филиалом Гипрограда выполнена привязка домов этой серии для 5-го микрорайона жилого массива Павлова Поля и разработан проект разрезного варианта дома. По конструктивной форме панели наружных стен разрезной серии были представлены в виде простых прямоугольных элементов (горизонтальных поясов и простенков). Автоклавную обработку панелей производили в автоклавах диаметром 2 м.
В 1964 г. на ЗЖБК-З введены в эксплуатацию два автоклава диаметром 3,6 м, что позволило организовать производство наружных стеновых ячеистобетонных панелей размером «на ком-цату». Главное преимущество такой конструкции — высокое качество изделий, подаваемых на монтаж как полностью законченный элемент стены с законченными оконными и дверными проемами, отделанными откосами и готовыми наружными и внутренними фактурными слоями. В 1967 г. коллективом завода совместно с научной частью Харьковского ПромстройНИИпро-
екта была внедрена технология вибровспученного газобетона. Экономическая эффективность применения ограждающих конструкций из ячеистых бетонов показана в табл. 1, 2[191].
Таблица 2
Сравнительные показатели проектов пятиэтажных жилых домов в пересчете на 1 м2 общей площади
Показатели Дом серии 1-438А с наружными стенами из силикатного кирпича Крупнопанельные дома
дом серии 1-464А с керамзитобетонными панелями дом серии 1-468А с ячеистобетонными панелями
Вес, кг Расход основных материалов, кг 2280 1060 900
металл 14 29,3 28
цемент 100 180 90
известь 63 — 80
Расход железобетона, м8 0,323 0,38 0,49
Затраты труда на стройплощадке, чел.-дней 3,0 1,8 1,9
Сметная стоимость, р. 67,0 69,0 73,0
В дальнейшем осуществлены переводы производства на выпуск домов улучшенной серии 1-468А и 9-этажной экспериментальной серии 1-468Э с постоянным совершенствованием технологии изготовления изделий из ячеистых бетонов. В настоящее время на базе домов серии 1-468 проектируется харьковская серия домов, соответствующая новому СНиПу, мощностью 200 тыс. м2 общей площади жилых домов в год. Для каркасно-панельных зданий промышленного, гражданского и культурно-бытового назначения на ЗЖБК-3 выпускаются стеновые ячеистобетонные панели серии СТ-02-31 и ИИ-04 общим объемом около 40 тыс. м3 в год.
§ 2. Снижение материалоемкости и веса здания, повышение эффективности ограждающих конструкций
Конструкционно-теплоизоляционный ячеистый бетон, выпускаемый предприятиями страны, в основном имеет плотность 700 кг/м3 и прочность 5 МПа. Сравнительно небольшое число заводов производит конструкции из ячеистого бетона плотностью 600 кг/м3. Теплоизоляцию из ячеистого бетона на преобладающем большинстве предприятий изготовляют плотностью 400 кг/м3 и более. Такую продукцию нельзя считать эффективной. Несмотря на то что во ВНИИтеплоизоляции, НИИЖБе и других организациях разработана технология производства теплоизоляционного ячеистого бетона плотностью 250—300 кг/м3,
только отдельные заводы выпускают теплоизоляционный ячеис-тый бетон плотностью ниже 400 кг/м3.
В перспективе предприятия необходимо перевести на выпуск теплоизоляции из ячеистого бетона плотностью 250—300 кг/м3, а затем и 200 кг/м3. Залогом этого служат научно-исследовательские работы НИИЖБа, МИСИ, ВИСИ. Сотрудники МИСИ совместно с производственниками Белгород-Днестровского экс* периментального завода ячеистых бетонов получили теплоизоляцию из ячеистого бетона плотностью 180—200 кг/м3 и прочностью при сжатии 0,5—0,7 МПа. Ими разрабатывается технология ячеистого бетона плотностью 150 кг/м3 с эффективным покрытием. Такая теплоизоляция может стать самой эффективной из всех видов теплоизоляционных материалов, поскольку будет обладать относительно высокой жесткостью, огнестойкостью, эксплуатационной стойкостью, удовлетворительной механической прочностью и иметь невысокую стоимость [24].
Многочисленные теоретические и лабораторные исследования, опыт передовых заводов (Свердловский, Ворошиловградский, Автовский, Березниковский и др.) по переводу производства на выпуск конструкций из ячеистого бетона с пониженной объемной массой 600, а затем и 500 кг/м3 с контрольной прочностью соответственно не менее 4 и 3 МПа открыли возможность дальнейшего облегчения и удешевления конструкций из ячеистых бетонов. При этом возрастают производительность труда на заводах и использование их мощностей, увеличивается фондоотдача (уменьшаются удельные капиталовложения) [23]. Расчеты показывают, что снижение плотности ячеистого бетона на 100 кг/м3 дает экономию 560 тыс. т материала, из которого можно дополнительно изготовить 1,4 млн. м3 ячеистого бетона. Следовательно, уменьшение плотности ячеистого бетона наряду с повышением его теплозащитных свойств позволяет снизить толщину изделия, а значит, и материалоемкость конструкции и тем самым увеличить эффективность и эксплуатационные качества ячеистого бетона.
На начало девятой пятилетки в СССР работало более 100 предприятий по производству автоклавных бетонов общей мощностью около 7,3 млн. м3 в год, которые выпустили в 1971 г. 5,2 млн. м3 продукции. В последние годы построен ряд предприятий общей мощностью 4 млн. м3 в год. Таким образом, в 1979 г. объем производства автоклавных бетонов и конструкций из них с учетом полного использования действующих мощностей значительно увеличится и составит около 10% общего объема производства сборного железобетона, выпускаемого в СССР.
Анализ данных по применению различных конструкций без теплоизоляции из автоклавных бетонов в 1971 г. показывает, что около 40% всей продукции используется в жилищно-гражданском строительстве. Из них примерно 50% составляют крупноразмерные элементы наружных и внутренних стен, панелей,
перекрытий, покрытий из ячеистого и частично из тяжелого силикатного автоклавного бетона. Поскольку эффективность применения автоклавных бетонов в жилищно-гражданском строительстве значительно выше, чем в промышленном, а также в связи с возросшим количеством типовых проектов зданий с ограждающими конструкциями из автоклавных бетонов, можно ожидать, что применение последних в жилищно-гражданском строительстве в ближайшие годы возрастет до 50—55%. Это означает, что жилищно-гражданское строительство должно будет получить до 5—6 млн. м3 изделий из автоклавных бетонов в год. Такого количества достаточно, чтобы ежегодно обеспечивать стенами и покрытиями 25 млн. м2 общей площади жилых зданий или 22—23% годового плана жилищного строительства в СССР. Экономический эффект только по приведенным затратам при указанном объеме внедрения автоклавных бетонов в ограждающие конструкции жилых домов по сравнению с ограждающими конструкциями из бетонов на пористых заполнителях составит более 15 млн. р. в год. При этом окажется возможным снизить вес зданий на 3,5 млн. т и довести экономию цемента до 1,5 млн. т [214].
Несомненный интерес представляют исследования по технологии ячеистого бетона, твердеющего при давлении 0,4 МПа, Она разработана НИИЖБом для получения газозолосиликата и газозолобетона и МИСИ — для производства газосиликата. Технология изготовления газосиликата опробована на Старо-Оскольском заводе, технология получения газозолосиликата и газозолобетона внедрена на Ступинском и Кураховском заводах ячеистого бетона. При такой технологии можно значительно продлить эксплуатационный период автоклавов, срок действия которых при расчетном давлении истек или скоро истекает. Этот режим упрощает паросиловое хозяйство заводов и может оказаться весьма эффективным.
Необходимо также при назначении рациональных режимов тепловлажностного твердения в автоклавах более широко использовать принципы инженерного расчета, разработанные во ВЗИСИ.
Следует уделить серьезное внимание дальнейшему изучению доавтоклав-ного выдерживания ячеистобетонных массивов. Вызревание ячеистобетониоЙ массы в камерах с регулируемой температурой и влажностью приведет к повышению качества ячеистобетонных изделий и интенсификации твердения бетона, что подтверждается исследованиями и опытом Автовского домостроительного комбината.
Необходимы более глубокие исследования микро- и макроструктуры порового пространства ячеистого бетона и модификация структуры новообразований различными приемами, в том числе химическими добавками.
Должны быть продолжены работы по увеличению долговечности ячеистобетонных изделий, расширению приемов и номенклатуры внешней отделки стеновых панелей из ячеистого бетона.
Все это позволит повысить эффективность производства и применения ячеистого бетона, повысить долговечность и качество изделий из него.
§ 3. Вопросы качества изделий из ячеистого бетона
Применение в современном строительстве ячеистого бетона отвечает задачам десятого пятилетнего плана развития народного хозяйства страны по широкому использованию эффективных материалов, облегчающих вес конструкций и зданий, уменьшающих их материалоемкость, повышающих общую эффективность и качество строительства. Высокие физико-механические и эксплуатационные свойства ячеистого бетона, возможность применения местного сырья для его производства обусловливают стремительный рост выпуска этого материала. В прошлом пятилетии производство стеновых материалов из ячеистых бетонов увеличилось более чем в три раза. Одно из решающих условий выполнения поставленной задачи — дальнейшее совершенствование технологии ячеистого бетона, разработка новых, более производительных технологических решений.
В последнее время стали чаще применять методы математической статистики для контроля состояния производства, точности технологических процессов и качества готовой продукции, пользуясь которыми можно объективно оценить качество работы смены, бригады и отдельного работника, точность действия агрегата и технологической линии. На заводах, выпускающих ячеистый бетон, ведут сотни контрольных замеров, результаты которых записывают в журналы, но практически не используют, Хотя они несут ценную информацию. Руководителям производства, работникам заводских лабораторий и ОТК следует шире применять статистические методы при анализе результатов контроля, оценке качества материалов, готовой продукции и совершенствовании производства изделий из ячеистых бетонов.
Большое значение имеют разработанные Уральским Пром-стройНИИпроектом совместно с НИИЖБ Госстроя СССР «Рекомендации по внедрению статистических методов контроля технологических процессов производства ячеистых бетонов». Они дают возможность организовать статистический контроль и анализ полученных результатов с целью повышения качества выпускаемой продукции и предназначены в первую очередь для заводов ячеистобетонных изделий. Как известно, ячеистые бетоны характеризуются сравнительно невысокой однородностью свойств, вследствие чего обычно применяющиеся методы выборочного контроля не выявляют истинную картину качества выпускаемых из них изделий. Требуется постоянное совершенствование производства, одним из способов которого является использование приведенных в рекомендациях методов. Кроме того, в рекомендациях описаны средства оценки контролируемых параметров, точности, настроенности и стабильности технологических процессов, методика определения вязкости бетона, кратности пены, водотвердого отношения, соотношения между за-
полпителем и вяжущим, даны примеры статистической обработки результатов контроля. Применение статистических методов контроля стабильности технологического процесса при производстве ячеистых бетонов позволяет наряду с общей технологической дисциплиной и культурой производства повысить качество продукции и снизить ее себестоимость.
Экономические преимущества данных методов по сравнению с обычно применяемым контролем на заводах ячеистого бетона складываются из уменьшения некондиционной продукции и общего количества брака, а также увеличения долговечности изделий. Рекомендуемые методы внедрены в цехе ячеистого бетона на заводе сборного железобетона в Новотроицке, на заводах железобетонных изделий в Свердловске и Первоуральске.
Большая работа по совершенствованию технологии производства изделий из ячеистых бетонов, повышению их качества и долговечности ведется на ЗЖБК-З комбината «Харьковжил-сгрой».
Производство автоклавного ячеистого бетона в Харькове начато в первые послевоенные годы на ЗЖБК-З. Основными изделиями служили мелкоразмерные кровельные плиты 0,5 X 1>2, плиты КАП-12 и некоторое количество стеновых панелей для промышленного строительства. Общий выпуск составлял 15—20 тыс. м3 изделий в год. Формование велось в индивидуальных формах по литьевой технологии, а в качестве порообразователя применяли техническую пену. Использование в качестве вяжущего низкосортной извести явилось причиной того, что пеносиликатные изделия характеризовались низкой трещин остойкостью, расслоением материала, малой морозостойкостью, что уменьшало долговечность конструкций.
Ориентация завода на выпуск стеновых панелей главным образом для жилищного строительства с включением ЗЖБК-З в систему комбината «Харь-ковжилстрой» поставила перед коллективом предприятия ряд новых задач. Кроме изменения номенклатуры изделий необходимо было резко повысить качество ячеистого бетона, увеличить выпуск панелей, изыскать способы придания им надлежащего архитектурного вида и т. д. Опыт выпуска первых партий стеновых панелей в 1961—1962 гг. для строительства жилых домов серии 1-468р (разрезной вариант) в микрорайонах жилого массива Павлова Поля показал, что технология изготовления стеновых панелей требует серьезных доработок. Главная трудность состояла в том, чтобы преодолеть отслоение пленки защитно-декоративного покрытия на фасадной стороне панели, снизить усадочные деформации пеносиликата и устранить расслаивание материала. Не были решены вопросы отделки фасадной поверхности панелей, так как предложенная научной частью ПромстройНИИпроекта технология окраски панелей оказалась малоэффективной из-за отслаивания силикатной пленки от фасадной поверхности и отсутствия фасадных красок достаточной стойкости.
Решая задачи повышения качества стеновых панелей и увеличения их выпуска, коллектив ЗЖБК-З совместно с такими научно-исследовательскими институтами и организациями, как ПромстройНИИпроект и ХИСЙ, МИСИ, ВНИИСтром, Рижский политехнический институт, а также трестом «Харьковоргтех-строй» и проектными организациями «Харьковгипростроймате-риалы» и «Южгипроцемент» в последние годы выполнил следующие наиболее важные работы: перевод газовых шахтных печей
на безбалочную систему обжига извести; мокрый помол песка; комплексная вибротехнология изготовления стеновых газосиликатобетонных панелей; формование стеновых панелей в оснастке с отделяющимся поддоном; облицовка стеновых панелей дроблеными каменными материалами, стеклянной плиткой «ириска», стеклянной крошкой на полимерном и силоксановом клеях; производство плитного утеплителя из ячеистого бетона. Были проведены исследования и производственные опробования работы по виброиндуктотермическому способу формования панелей из газосиликатобетона, нанесению защитных покрытий на арматуру в электростатическом поле высокого напряжения, конвейерному производству стеновых панелей для жилищного и культурно-бытового строительства с гидрофобно-антикоррозийной защитой [57, 170].
§ 4. Подготовка сырьевых материалов
Физико-механические свойства ячеистого бетона, прежде всего однородность прочностных показателей, объемная масса, теплопроводность, морозостойкость и т. д., зависят не только от качества исходного сырья, но и от способа и качества его приготовления. Так, применение грубодисперсного кремнезема может привести к седиментации крупных частиц, и бетон получится неравномерным по плотности и прочности.
До недавнего времени песок и известь на ЗЖБК-З мололи раздельно в шаровых двухкамерных мельницах сухого помола. Песок карьерной влажности 6—8% подавался системой элеваторов, шнеков и питателей в сушильный барабан, затем в высушенном виде поступал в мельницу, а после помола до удельной поверхности 2000 см2/г — в расходные бункера. Это требовало значительных энергозатрат. Одного только природного газа на 1 т песка расходовалось 30 м3. Высушенный молотый песок вместе с другими компонентами снова затворялся водой в смесителе. Сушка песка, вызванная лишь необходимостью помола, и дальнейшая переработка кварцевого порошка, не считая больших энергозатрат на транспортирование и вентиляцию, сопровождались выделением большого количества кварцевой пыли, опасной для обслуживающего персонала. Более того, вентиляционные установки уносили много наиболее ценной тонкой фракции песка.
После переоборудования шаровой мельницы, заключающегося в герметизации корпуса и реконструкции выгрузочной горловины, а также монтажа системы пневмотранспорта шлама, реконструкции бункеров и дозировочного узла, сырьевое отделение было переведено на мокрую схему помола. Это позволило, кроме экономии топлива, упразднить 11 единиц технологического оборудования (сушильный барабан, элеваторы, шнеки, вентиляторы и др.) и на 15 кВт-ч снизить расход электроэнергии для изготовления ячеистого бетона.
Особенность подготовки сырья на заводе — совместный мок* рый помол песка и извести. Таким способом (одновременно с песком) измельчается до 20% потребного количества извести. Гидратация части известкового компонента в мельнице умень* шила общую экзотермию ячеистобетонной смеси, что дало воз*
можность заменить значительную часть портландцемента известью. Снижены энергозатраты на помол извести вследствие ее самодиспергации при гашении в мельнице. Наличие в песчаном шламе гашеной извести повысило его устойчивость и транспортабельность. В производственных условиях испытан способ мокрого помола всего расчетного количества извести с песком. В результате получен ячеистый бетон с более высокими физико-механическими свойствами. При решении вопроса сохранения температуры известково-песчаного шлама станет возможным применение описанной технологии подготовки исходного сырья.
С целью повышения эффективности строительного производства для изготовления изделий из бетонов автоклавного твердения в качестве исходного сырья необходимо использовать разнообразные побочные продукты металлургической, энергетической, горнодобывающей, химической и других отраслей промышленности. Предпочтение следует отдавать материалам, содержащим в своем составе большое количество окиси кальция (20— 30% и более) в свободном состоянии или в виде разнообразных силикатов и ферритов, способных к гидратации и твердению в условиях термообработки в автоклавах. Указанные материалы являются не только дешевыми заменителями извести, но и выступают в автоклавных бетонах в качестве длительно действующего источника «клинкерного» фонда [55]. П. П. Будниковым, А. Т. Барановым, А. А. Воробьевым установлена возможность замены 15—25% портландцемента при производстве автоклавного газобетона молотым известняком без снижения его прочности. В дальнейшем было исследовано [30] влияние добавок молотого доломита на прочность автоклавного газобетона и выявлено, что ими можно заменить до 30% цемента без уменьшения прочности газобетона.
Для расширения сырьевой базы местных строительных материалов и экономии цемента коллективом научных работников и специалистов (В. А. Здоренко, П. А. Кривилев, В. П. Сачко, Л. И. Коваленко, В. Т. Салтыков) на ЗЖБК-З проведены исследования по приготовлению легких бетонов с использованием отходов обогащения руд Курской магнитной аномалии (КМА). Изучение вскрышных пород КМА для их применения в строительстве при положительных результатах экспериментальных работ позволит обеспечить Белгородскую и соседние области центрального района страны дешевыми строительными материалами. Кроме того, отказ от отвалов и шламохранилищ будет способствовать очистке окружающей среды, освободит значительные площади плодородных земель и даст возможность избежать больших непроизводительных затрат на содержание миллионов тонн вскрышных пород.
Одно из направлений эффективного использования отходов при флотационном обогащении руд — применение их для при
готовления ячеистых бетонов. В работах, выполненных в Днепропетровском филиале научно-исследовательского института строительного производства, показано, что решающие факторы в выборе данного направления — химико-минералогический и зерновой составы отходов рудообогащения [38]. С учетом этого на ЗЖБК-З были завезены отходы флотационного обогащения руд Лебединского горно-обогатительного комбината для замены наибольшего по количеству компонента шихты — молотого кремнеземистого, составляющего по массе 72% шихты. Удельная поверхность отходов рудообогащения данного комбината (усредненная проба)—2900—3100 см2/г. При этом зерна размером 0,14—0,63 мм составляли 8%, а менее 0,14 мм —92%. Химикоминералогический состав характеризовался наличием 57— 58% кремнезема, 29—30% карбонатов и до 4% железорудных минералов: магнетита РезС>4 и гематита Fe2O3 в пересчете на РеОбщ. Введение в состав шихты для изготовления ячеистого бетона отходов рудообогащения вместо кремнеземистого компонента позволило получить бетоны прочностью при сжатии 25—75 кг/см2 и объемной массой 600—900 кг/м3. Замена кремнеземистого компонента на отходы рудообогащения обеспечивает снижение объемной массы бетона (при равной прочности с бетонами на кремнеземистом заполнителе) на 5—10%.
Учитывая, что стоимость операции измельчения кремнеземистого компонента на ЗЖБК-З составляет около двух рублей на тонну, введение отходов рудообогащения уже в процессе приготовления бетонной смеси уменьшает на 0,5—0,8 р. стоимость 1 т продукции. Экономический эффект увеличивается с введением в шихту для приготовления ячеистого бетона гранулированного шлака. Так, гранулированный шлак литейного производства Харьковского тракторного завода химического состава СаО = 22,9-4-34; SiO2 = 34,8—42,8; МпО = 8,7ч-16,1; Fe2O3 *= 3,1 -4-5,6; Д12О3 = 2,7-4-10,4; MgO = 2,2ч-5,8; S = 0,14-0,4 с модулем крупности Мкр = 3,46 и объемной насыпной массой у о = 1,43 кг/л снижает расход цемента до 20%. В этом случае при замене 10% цемента бетоны имеют прочность сжатия 7?сж — 504-53 кг/см2 и объемную массу уо = 790—800 кг/м3; при замене 20% цемента — 7?сж = 55н-60 кг/см2; у0 = 820 ч-830 кг/м3.
Таким образом, комплексное применение отходов рудообогащения КМА и шлаков машиностроительных заводов дает возможность расширить сырьевую базу местных строительных материалов и заменить до 20% цемента.
§ 5. Вибрационная технология изготовления ограждающих конструкций
Анализ технологического процесса изготовления ограждающих конструкций из ячеистых бетонов показывает, что наиболее важным и ответственным периодом, в значительной
мере определяющим продолжительность технологического процесса, свойства изделия, трудоемкость изготовления, точность геометрических размеров и архитектурную законченность, является формование. Поэтому успешное решение вопроса изготовления конструкций в необходимом количестве и с минимальными затратами материальных и трудовых ресурсов в основном зависит от выбранного способа формования конструкций, кинетики формирования структуры изделия на всех стадиях, особенно в доавтоклавный период, где он длителен и практически неуправляем, характеризуется наибольшей интенсивностью протекающих в смеси физико-химических процессов, связанных с количественным и качественным состоянием фаз и механических свойств смеси. Эти процессы в конечном счете влияют на производительность технологического цикла и некоторые технические свойства изделий.
Известны технологические решения приготовления формовочных смесей и формования изделий из ячеистого бетона, отличающиеся друг от друга технологическими особенностями и технико-экономической эффективностью. Однако они еще трудоемки, длительны, металлоемки и энергоемки, часто не обеспечивают требуемое качество изделий, трудно поддаются механизации и автоматизации. Так, продолжительность технологического цикла изготовления стеновых панелей по литьевой технологии составляет около 36 ч. Четвертая часть этого времени отводится только на доавтоклавную выдержку отформованных •панелей. В данный период в смеси протекают процессы формирования ячеистой структуры и ее закрепления. Попытки интенсифицировать процесс путем введения ускорителей твердения или теплового воздействия на смесь существенных результатов не дали.
Наиболее перспективна технология виб-ровспученного газобетона, теоретические основы которой наряду с основными параметрами заводской технологии разрабатывались на протяжении последних лет научно-исследовательскими институтами страны. Ее сущность заключается в том, что газобетонная или газосиликатная смесь затворяется значительно меньшим количеством воды, чем в случае обычной литьевой технологии. Так, водствер-дое отношение при новой технологии составляет 0,3—0,32 против 0,5—0,55 для обычной. Введение меньшего количества воды в исходную смесь способствует быстрому нарастанию структурной прочности материала, что в свою очередь позволяет сократить срок доавтоклавной выдержки изделий от 4—6 ч до 30—40 мин. В результате снижения исходного количества воды уменьшаются усадочные деформации в изделии, а следовательно, и количество трещин.
Наличие в сырце большого количества тепла дает возможность сократить время его обработки в автоклаве вследствие снижения времени набора пара. Однако с уменьшением исход
ного количества воды затворения повышается вязкость растворной смеси, что затрудняет получение ее необходимой гомогенности при перемешивании компонентов, а также усложняет или делает невозможным процесс вспучивания массы. Применяя специальное оборудование (вибросмеситель и виброформующий агрегат), можно преодолеть указанные трудности.
С помощью эффекта тиксотропного разжижения раствора при воздействии на него вибрации исходную смесь разжижают в вибросмесителе и перемешивают до необходимой степени гомогенности. Далее смесь подают в форму, где при постоянном воздействии вибрации происходит ее вспучивание. При этом вибрация положительно влияет на структуру и свойства материала. Время вспучивания при вибрации составляет 6—8 мин вместо 20—40 мин при обычной технологии, уменьшается размер пор и становится равномерным их распределение. Межпоровая структура получается более плотной и прочной, вследствие чего повышаются морозостойкость и прочность изделий.
Новая технология позволяет регулировать и совершенствовать процесс посредством введения различного рода поверхностно-активных веществ или других добавок, регулирующих пластические свойства раствора и сроки гашения извести. Для приготовления бетонной смеси по новой технологии расходуют те же материалы, которые использовали до ее внедрения, и в прежних нормах, за исключением пенообразователя ГК, который заменяют алюминиевой пудрой. Воду затворения берут в соотношении В/Т = 0,3-г-0,32 вместо 0,5—0,55 по старой технологии.
Цикл формования бетонной смеси по новой технологии состоит из следующих пределов. Сухую дозированную массу (цемент, известь и гипс) подают непосредственно в вибросмеситель. Туда же поступают песчаный шлам и (в случае необходимости) немного воды для корректировки пластичности массы. После предварительного виброперемешивания вводят алюминиевую пудру и производят виброперемешивание до готовности массы. Затем вибросмеситель собственным ходом перемещается к виброформовочному посту, где установлены формы. Машинист, обслуживающий установку, заполняет их бетонной смесью, которая вибрируется 6—8 мин. За это время она вспучивается и приобретает необходимую прочность, позволяющую снять формы с вибростола и погрузить их на вагонетку для дальнейшего дозревания. Перед этим подрезают «горбушку» на изделиях. После дозревания, которое длится 20—30 мин, изделия загружают в автоклав. Поступление массы в автоклав в разогретом состоянии дает возможность значительно сократить время пропаривания изделий, в результате чего цикл автоклавной обработки сокращается в среднем на два часа.
Таким образом, новая технология способствует сокращению разрыва между выстоечными площадями и пропускной способностью автоклава
(уменьшение времени доавтоклавного процесса на семь часов позволяет увеличить объем выпуска наружных стеновых панелей); получению большей прочности материала стеновых панелей по сравнению со старой технологией, повышению трещиностойкости и улучшению качества продукции; снижению трудовых затрат на изготовление наружных стеновых панелей; сокращению крановых операций на 10%.
Выявлены и другие положительные стороны новой технологии. В результате интенсификации массообменных процессов в смеси ускоряется и сам процесс вспучивания. Его длительность составляет 6—8 мин вместо 20—40 мин при литьевой технологии. Уменьшение расхода воды затворения, обеспечивая быстрое нарастание пластической прочности ячеистой смеси после вспучивания, способствует получению более плотного межпорового каркаса с большей механической прочностью.
Теоретические исследования и заводской опыт показывают, что внедрение новой технологии значительно интенсифицирует производство, увеличивает выпуск продукции на единицу производственной площади на 35—40% по сравнению с обычной.
Харьковский ЗЖБК-З — одно из первых предприятий в стране и первое на Украине, внедряющее комплексную вибротехнологию изготовления стеновых панелей из ячеистого бетона. Впервые в производственной практике была применена про-дольно-горизонтальная вибрация форм при вспучивании массы. В качестве источника вибрации использованы электромагнитные вибраторы мощностью 4 или 8 кВт, применяемые в горнорудной промышленности для транспортирования горной породы по вибролоткам. Их ценные особенности — высокая работоспособность и возможность плавного регулирования амплитуды колебаний от 0 до 1,8 мм. В результате внедрения вибрационной технологии решена задача широкого изготовления стеновых панелей для промышленного, жилищного и культурно-бытового строительства, а также достигнуты следующие технико-экономические показатели: снижение себестоимости работ — 4,1%; экономия трудоемких работ— 1800 чел.-дней; рост производительности труда—15,8%; снижение численности рабочих в цехе—3,7%. Общая экономическая эффективность вибротехнологии составила 147 тыс. р. в год.
Для автоматического программного регулирования, контроля, сигнализации, записи температуры и давления в автоклавах при запаривании ячеистобетонных изделий на ЗЖБК-З применена автоматическая система теплового регулирования автоклавов «Астра». Она состоит из комплекта регулируемых и измерительных приборов с унифицированным выходным сигналом постоянного тока до 5 мА. «Астра» обеспечивает программное регулирование процесса запаривания по температуре и давлению, измерение и запись регулируемого параметра, подачу светового и звукового сигналов в момент его отклонения от заданного значения, запрет подачи теплоносителя при открытой крышке автоклава, повторное использование отработанного пара.
Техническая характеристика: температура при рабочем давлении 8 кг/см2 (без воздуха в автоклаве) — 174,5° С; пределы измерения давления — 0—10; основная погрешность от верхнего предела регулирования—» 1,5%; отклонение регулируемого параметра от заданного—2,5—12,5%; максимальное время запаривания изделий — 23 ч.
Регулирование производят по заданной программе. Применение системы облегчает контролирование процесса термической обработки изделий и повышает качество выпускаемой продукции.
§ 6. Изготовление конструкций в формах с отделяющимся поддоном
Армированные строительные конструкции из ячеистого бетона изготавливают по трем технологическим схемам формования: в индивидуальных горизонтальных формах, в вертикальных кассетных формах и разрезкой больших массивов перед их автоклавной обработкой. Важнейшие положительные и отрицательные стороны перечисленных способов приведены ниже.
Положительные Отрицательные
Формование в индивидуальных горизонтальных формах
Равномерность вспучивания массы и высокая однородность бетона по 7 и Rc = 0,97.
Наибольшая эффективность применения вибротехнологии.
Сравнительная простота образования фактурных слоев.
Простота укладки, фиксации арматуры и закладных деталей.
Формование в кассетных формах Бесформовое запаривание изделий в автоклаве и повышение коэффициента заполнения до 0,4—0,45. Снижение металлоемкости оснастки более чем в два раза.
Получение двух гладких поверхностей панели.
Ускорение автоклавной обработки за счет первого этапа тепловой обработки в кассете.
Снижение расхода пара при автоклавной обработке.
Низкий коэффициент заполнения автоклавов (0,15—0,2), высокая металлоемкость оснастки (1 т/м3).
Большая трудоемкость сборки, разборки, чистки и смазки форм.
Потребность в больших площадях для выстаивания форм.
Нарушение герметичности форм и их геометрических размеров вследствие быстрой деформации.
двухстадийной термообработкой
Необходимость применения высокопластичных смесей с В/Т = 0,57.
Неоднородность структуры ячеистого бетона, достигающая 20%.
Необходимосгь длительного (около 8 ч) первого этапа обработки для достижения распалубочной прочности. Повышенный расход цемента.
Сложность фиксации арматуры и закладных деталей.
Трудность создания офактуренной фасадной поверхности.
Неизбежность околов углов и ребер на промежуточных операциях.
Повышенный расход смазочных материалов.
Резательная
Повышение коэффициента заполнения автоклава до 0,4.
Универсальность формовочной оснастки.
Сокращение расхода металла на бортоснастку на 30%.
Высокая точность геометрических размеров изделий.
Сокращение отходов материалов на образование «горбушки».
Гибкость при изменении номенклатуры изделий.
Снижение расхода смазки.
технология
Потребность в дополнительном оборудовании (резательные машины, фрезерные станки и т. д.).
Механическая обработка поверхностей панелей, фрезерование отверстий, штраб, пазов, фасок.
Невозможность создания фактуры в процессе формирования изделий.
Увеличение продолжительности автоклавной обработки до 21—26 ч.
Трудность вспучивания массива на высоту и стабилизации смеси, снижение коэффициента однородности до 0,8. Трудность применения вибротехнологии.
Отметим, что способ формования панелей в индивидуальных формах с горизонтальным расположением на всех технологических стадиях имеет следующие недостатки: низкий коэффициент заполнения автоклавов(0,16—0,21), высокую удельную металлоемкость формовочной оснастки, недостаточную гибкость производства. Но ему свойственны и положительные стороны, которые часто не учитывают при сопоставлении различных способов формования. Важнейшие из них: значительная однородность ячеистого бетона по высоте формования, большая эффективность использования комплексной вибрационной технологии, возможность создания в процессе формовки различных фактурных слоев и облицовок на фасадной стороне панели, простота укладки и фиксации арматурных каркасов и заладных деталей и др. Изготовление одно- и двухмодульных неразрезных панелей высотой на этаж (для жилищного строительства) с применением автоклавов диаметром 3,6 м возможно только в индивидуальных горизонтальных формах.
Вертикальный способ формования ячеистого бетона в кассетах с двухэтапной тепловой обработкой панелей, при котором изделия сначала пропариваются в кассете, а затем проходят автоклавную обработку в вертикальном положении, дает возможность повысить коэффициент заполнения автоклавов до 0,4—0,45, увеличить оборачиваемость форм и, следовательно, снизить металлоемкость производства, а также получить другие преимущества. Эффективность этого прогрессивного способа ограничена некоторыми недостатками. К ним прежде всего следует отнести необходимость первого этапа тепловой обработки для обеспечения распалубочной прочности бетона, использование высокопластичных смесей, повышенный расход цемента. Самый существенный из них — трудность или вообще невозможность применения для офактуривания фасадной поверхности панелей таких хорошо зарекомендовавших себя материалов, как дробленые камни, стеклянная крошка, брекчия, стеклянная «ириска» и т. д. Поэтому указанный способ может оказаться
неприемлемым для выпуска ограждающих конструкций полной заводской готовности, фасадная поверхность которых офактурена наиболее эффективными и надежными материалами.
Особое внимание в последнее время уделяют резательной технологии, которая позволяет повысить коэффициент заполнения автоклавов малых и средних диаметров (2 и 2,6 м). Ей свойственны универсальность применяемых форм и снижение их удельной металлоемкости, уменьшение расхода смазки и материала на образование «горбушки», точность геометрических размеров. Однако ее практическая реализация затруднена необходимостью проведения комплекса дополнительных мероприятий, являющихся особенностью данного способа формования или используемых для преодоления его недостатков. Наиболее существенные из них: потребность в дополнительном технологическом оборудовании (резальные машины, станки для фрезерования), приспособлениях и оснастке (кондукторы для фиксации арматуры, захватные устройства, применяемые при снятии бортов форм, распалубке и транспортировке изделий). Это связано со значительным расходом металла и снижает эффект уменьшения металлоемкости форм, фрезерование граней панелей, образование пазов, фасок, четвертей, отверстий, после автоклавной обработки ведет к большим энергозатратам и потере некоторой части материала, что снижает или делает невозможной экономию материала на «горбушке».
Сопоставительный анализ технико-экономических показателей свидетельствует о том, что кассетная двухстадийная и резательная технологии более эффективны, чем технология формования в горизонтальных формах. Их разработка и промышленное освоение — результат изыскания путей наиболее эффективного использования технологического оборудования, прежде всего автоклавов. Загрузка отформованных изделий в разопа-лубленном виде при формовании их в вертикальных кассетных формах и в виде разрезанного массива позволяет повысить производительность автоклавов и, следовательно, эффективность всего производства в два и более раз. Это в конечном счете оправдывает отказ от важных достоинств горизонтальной технологии. Однако эффективность указанных способов формования стеновых панелей значительно снижается из-за их недостатков, что в ряде случаев, особенно на действующих заводах, может сделать их применение нецелесообразным.
Естественно, что наиболее эффективным был бы способ формования, максимально объединяющий в себе преимущества приведенных способов и лишенный их главных недостатков. На основе сопоставительного анализа различных способов формования стеновых панелей из ячеистого бетона, проведенного для выбора и обоснования оптимальной технологической схемы производства этого вида продукции на Харьковском ЗЖБК-З, был разработан новый способ изготовления стеновых панелей лен
точной разрезки (рис. 1). Он заключается в том, что стеновую панель формуют по вибрационной технологии в горизонтальной форме состоящей из бортов 1 и поддона 2. Борта изготавливают таким образом, что, соединенные между собой, они образуют жесткую раму. Один из продольных бортов, воспринимающий впоследствии нагрузку от изделия, усиленный. На период
Рис. 1. Схема технологического процесса изготовления конструкций в формах С отделяющимся поддоном:
/—формование в горизонтальной форме, 1—борт, 2— поддон; 3— вибростол, // — выдержка изделия в форме, 4 — микроклиматические камеры; /// — перевод формы в вертикальное положение, 5 — кантователь; /V —загрузка изделия в автоклав, 6 — автоклавная вагонетка, 7 — автоклав.
вспучивания смеси раму временно закрепляют на поддоне. После вспучивания на вибростоле 3 отформованное изделие в форме II выдерживают необходимое время для приобретения сырцом определенной прочности, обеспечивающей поворот формы с изделием после выдержки в вертикальное положение. Анализ устойчивости газобетонной смеси показал, что для панели шириной 1,8 м и объемной массой 500, 600 и 700 кг/м3 подобный поворот с учетом динамических нагрузок можно осуществить без нарушения целостности структуры, если пластическая прочность материала каркаса достигнет 420, 500, 640 г/см2 соответственно. При формовании панелей по вибрационной технологии этого достигают после 1,5—2-часовой выдержки форм в нормальных условиях. Выдерживание отформованных панелей в
специальной микроклиматической камере 4, обеспечивающей сохранение в изделии тепла гидратации, гарантирует определенный уровень прочности при выдерживании в течение одного часа.
После выдержки и обработки «горбушки» форма на кантователе 5 поворачивается в вертикальное положение III и панель в рамке (обойме) переносится на автоклавную вагонетку 6. Освободившийся поддон укомплектовывают свободной рамкой и подают на формование очередного изделия. При загрузке изделий в автоклав 7 рамки с панелями подвешивают на вагонетке на опорных кронштейнах, устроенных на торцовых бортах, или устанавливают на продольно несущий борт IV. Между рамками оставляют зазор в 10 мм для обеспечения прямого контакта запариваемого изделия с паровой средой. Описанная загрузка панелей позволяет повысить коэффициент заполнения автоклава до 0,42. Кроме того, ускорение прогрева панелей дает возможность сократить период изотермической выдержки панелей толщиной 20 см до 5 ч. Все это наряду с повышением коэффициента заполнения автоклавов позволяет в 2,5 раза увеличить их производительность по сравнению с обычной обработкой аналогичных панелей в индивидуальных формах. Для распалубки панели после автоклавной обработки снимают верхний продольный борт, так как один из торцовых бортов закреплен шарнирно, и свободно вынимают изделие из рамки.
Наиболее ответственный момент новой технологии — кантование формы перед отделением сырого изделия в рамке от поддона, что производится только при достижении ячеистой смесью определенной степени связности или структурной прочности. Это необходимо для обеспечения устойчивости смеси в условиях резко возрастающего гидростатического давления в нижних слоях при повороте и динамических воздействиях в процессе транспортирования рамки с «сырым» изделием в автоклав. Не следует передерживать формы перед кантованием, поскольку снижается их оборачиваемость.
Важнейшая задача новой технологии — организация контроля механических свойств ячеистой массы. Имеющиеся стационарные приборы для измерения пластической прочности не могут быть использованы для оперативного контроля непосредственно в формах. В лаборатории долговечности бетонов ПромстройНИИпроекта и строительной лаборатории Харьковского ДСК-1 разработан портативный ручной пластомер, который позволяет проследить кинетику пластической прочности на всем протяжении доавтоклавной выдержки изделий. Он работает, как и все конические пластомеры, по принципу измерения глубины проникновения в измерительную среду конического индектора при определенной нагрузке. Пластомер (рис. 2) состоит из корпуса с рукояткой, в нижней части которого имеется втулка с опорным диском. Внутри корпуса находятся подвижная относительно него система, конус, направляющие штоки и
механизм привода барабана со шкалой. Подвижную часть прибора можно фиксировать в исходном положении защелкой спускового механизма. Перед измерением пластической прочности подвижную часть прибора устанавливают в исходное положение, при котором вершина конуса должна находиться в плоскости опорного диска. Прибор с помощью опорного диска размещается на поверхности ячеистой массы, а подвижную часть освобождают нажатием на курок спускового механизма. Под действием постоянной для данного прибора нагрузки конус
Рис. 2. Пластомер.
погружается в массу. В зависимости от степени ее связности глубина погружения различна. Шкала вращающегося барабана проградуирована по пластической прочности. Применение плас-томера позволяет точно определить время дальнейших технологических операций — обработки «горбушки», кантования и т. д.
При автоклавной обработке изделий в бортоснастке без поддона значительно меняются условия тепло-массопереноса в запариваемом материале, что существенно сказывается на кинетике прогрева изделий. Такая обработка отличается от обычного теплового способа в горизонтальных формах тем, что с паровой средой автоклава изделие контактирует непосредственно двумя наибольшими гра
нями, т. е. 84% всей поверхности вместо 42% при запаривании в форме. С точки зрения интенсивного теплового воздействия при автоклавной обработке панель в бортоснастке без поддона находится в более благоприятных условиях, продолжительность обработки на 4 ч меньше обычного способа.
Чтобы установить степень влияния новых условий запарки на кинетику прогрева слоев панели, температурные перепады по толщине изделия и выявить возможность сокращения режима автоклавной обработки, на промышленных образцах проведены соответствующие экспериментальные исследования. Для послойного измерения температуры на заданной глубине в изделиях устанавливали медь-константановые термопары, которые оплавляли стеклом, а соединительные проводники во фторопластовой изоляции выводили под крышу автоклава. Через многопозиционный переключатель термопары соединяли с потенциометром. Собранную схему предварительно тарировали.
Результаты измерений показывают, что прогрев всех слоев запариваемой без поддона панели толщиной 20 см заканчивается через 3,5 ч, а при подъеме давления и температуры, среди
автоклава до заданного уровня (8 атм и 174° С)—за 2 ч. Панель прогревали равномерно с двух поверхностей. Максимальный перепад температур между точкой на глубине 1 см от поверхности и точкой с наиболее низкой температурой, находившейся в центре панели, составлял 60° С. Но уже через час начинались интенсивный прогрев центра панели и выравнивание температуры во всех слоях.
Кинетика прогрева и распределение температур в панели, запарившейся в форме, значительно отличались от предыдущих. Выход всех слоев панели на изотерму закончился только через 7 ч 20 мин. В этом случае наиболее неблагоприятным для прогрева был слой, расположенный на расстоянии четверти толщины панели, считая от поддона. Перепад температур достигал максимума через 2 ч и составлял 90° С. С дальнейшим прогревом он уменьшался и полностью исчезал только через 7 ч 20 мин.
При автоклавной обработке панель в бортоснастке без поддона находится в более благоприятных условиях, так как изотермический прогрев всех слоев начинается на 4 ч раньше. Это позволяет сократить продолжительность изотермической выдержки. Поскольку процессы твердения вяжущего протекают менее интенсивно, изотерма была сокращена только на 2 ч. Продолжительность стадии сброса давления при запаривании панелей в форме в производственных условиях составляет 4—5 ч. Благодаря тому что при автоклавной обработке панели имеют открытые боковые поверхности, улучшаются условия миграции влаги и снижаются давления в ней, продолжительность данной стадии уменьшена на 2 ч. Таким образом, продолжительность автоклавной обработки панелей в бортоснастке без поддона составляет 2 + 5 + 2 ч, что на 4 ч меньше ранее принятой.
Приведенный способ является не только более производительным технологическим процессом, но и обеспечивает изготовление изделий, соответствующих техническим нормам и действующим стандартам, а в некоторых случаях улучшает их свойства. Так, послеавтоклавная влажность ячеистого бетона изделия составляла 16—18% и через 3—4 ч выдерживания на складе не превышала нормируемого предела. Новый способ формования панелей позволяет применять любой из известных видов облицовки фасадной поверхности и открывает ряд новых возможностей (копирование или нарезание рельефа) в связи с появившимся доступом к фасадной поверхности до автоклавной обработки. Основные технико-экономические показатели нового способа приведены в табл. 3. Он наиболее эффективен по сравнению с другими способами, а его практическая реализация не вызывает затруднений и сводится к реконструкции формующей оснастки и автоклавных вагонеток. В результате внедрения технологии достигнут экономический эффект в размере 5 р. 20 к. на 1 м3 изделий, что в пересчете на годовой выпуск ЗЖБК-З 36 тыс. м3 составляет 187 тыс. р.
Табл ица 3
Технико-экономические показатели способов формования стеновых панелей из ячеистого бетона
Показатели Горизонтальные формы Кассетные формы с двух-стядайной обработкой Резательная технология В формах с отделяющим поддоном
Расчетная мощность, тыс. 40 90 70 80
м8/год Расход металла для фор- 5,6 2,2 — 1.2
мы на 1 м3 мощности, кг/м3 Коэффициент заполнения 0,2 0,45 0,4 0,42
автоклава Продолжительность тех- 18—22 25—30 30-35 11-12
нологического цикла, ч в том числе: доавтоклавная выдержка 2-8 15-19 9 1—2
автоклавная обработка 16 11 21—26 10
Съем готовой продукции 15,4 33,2 — 50
с формовочной площади, м3/м2 Расход смазки на 1 м3 0,6 1.0 0,3 0,45
готовой продукции, кг/м3 Затраты труда иа 1 м3 готовой продукции, чел.-ч 14,7 6,7 17,2 6,9
§ 7. Поточно-конвейерные линии формования ограждающих конструкций
Существующие технологические схемы производства ячеистобетонных изделий имеют большое количество подъемнотранспортных механизмов, которыми транспортируются формы, тележки, полуфабрикат и готовая продукция. Наличие этих механизмов вызывает большие трудности при создании комплексно-механизированного и автоматизированного производства. В 1972 г. на Рижском цементно-шиферном заводе для выпуска ячеистобетонных изделий по литьевой резательной технологии внедрены две конвейерные линии, на которых определены участки выполнения технологических операций: чистки и смазки форм, заливки и твердения массы, снятия «горбушки», резки массива и штабелирования форм [49]. Принцип работы линий показан на рис. 3. Пустую форму с помощью мостового крана 3 устанавливают на электропередаточную тележку 2 и подают на конвейер 5, где ее очищают, смазывают, а при остановке против мешалки 11 заливают газомассой. Конвейеры работают циклично, формы заливают в течение 50—60 с с интервалом 5—7 мин. В процессе движения форм происходит вспучивание массы. Срезанная специальным устройством «горбушка» поступает в мешалку, откуда через дозатор подается на переработку. После разрезки массива форма электротельфером грузоподъемностью
5 т помещается на конвейере, с которого перегружается на электропередаточную тележку, а затем мостовым краном грузоподъемностью 5 т подается в автоклав размером 2,6 X 19,1 м. Конвейерные линии, длиной 40 м каждая, состоят из двух ветвей ролико-втулочных цепей Галля с шагом 50,8 мм. Цепи находятся на высоте 50 мм от пола и перемещаются по направляющим со скоростью 16—9 м/мин. На приводных и натяжных валах устанавливают1 по две звездочки. Одновременно на конвейере находится 10—12 форм размером 3000 X 1500 мм и массой около 3 т каждая.
Рис. 3. Технологическая схема производства изделий из ячеистого бетона:
1 — автоклав: 2 — электропередаточная тележка; 3 — мостовой кран*. 4 — выставочный путь; 5 — конвейерная линия; 6 — устройство для смазки форм; 7 — весовой дозатор вяжущего; 8 — шнек; 9 — мешалка алюминиевой суспензии; 10 — объемный дозатор воды; II— мешалка; 12 — емкость для вяжущего; 13—объемный дозатор отходов; 14 — объемный дозатор алюминиевой пудры; 15 — пульт управления; 16 — мешалка для отходов; 17 — устройотво для снятия «горбушки»; 18 — электротельфер; 19 — резательное устройство; 20 — штабелировщик.
Технологию производства ячеистобетонных изделий на конвейерных линиях, особенно процесс твердения массы при движении форм, тщательно изучали в ВНИИТеплоизоляции, Рижском политехническом институте и СПКО «Оргтехстрой» Мин-промстройматериалов Латвийской ССР. Исследования показали, что данный способ формования и транспортирования полуфабриката к автоклавам не оказывает отрицательного воздействия на качество выпускаемой продукции. Внедрение формовочного конвейера при производстве ячеистобетонных изделий позволило резко повысить производительность труда.
ВНИИСтроммашем совместно с Гипростроммашиной и ВНИИЖелезобетоном на базе отечественной технологии в свое время был разработан, а заводами Минстройдормаша принят к серийному изготовлению комплект технологического оборудова-
-ния в составе виброгазобетономешалки СМ.С-40 и виброплошад-ки К-494, которыми оснащали многие предприятия [85]. В последующем заводами Минстройдормаша была изготовлена конвейерная линия СМС-69 для производства изделий из ячеистого бетона с использованием комплексной вибрации и резательной технологии. Состав формующей и вспомогательной ветвей конвейерной линии: шумобезопасный смеситель СМС-40Б емкостью 5 м3; виброплощадка с горизонтально направленными колебаниями СМС-71 грузоподъемностью 15 т; установка для резки ячеистого бетона СМС-89 (оборудование для основных технологических операций); конвейер СМС-83; установка для переноса массива СМС-136; установка для распалубки СМС-72; машина для чистки и смазки поддонов и бортоснастки СМС-73 и СМС-84; передаточная тележка СМС-76; комплект форм и автоклавных решеток (оборудование для вспомогательных технологических операций).
Научно-исследовательскими институтами в содружестве с производственниками ведется постоянная работа по модернизации существующего и разработке нового, более производительного оборудования для изготовления изделий из ячеистого бетона. Так, ВНИИСтромом на Белгород-Днестровском экспериментальном заводе ячеистых бетонов и изделий внедрена модернизированная машина СМ-1211, свободная от недостатков в части недоработки конструкций узла вертикально-продольной разрезки, необходимости герметизации прорезей в поддоне при виброформовании, наличия частых чередующихся трещин и обрушения сырца бетона в конце разрезки, слабой работоспособности механизма срезки «горбушки», недостаточной жесткости тележек транспортной части машины и направляющих балок рейки [164].
Широкое внедрение резательной технологии при доавтоклав-ной распиловке осложнено некоторыми ее отрицательными особенностями, основными из которых являются значительные колебания удельного сопротивления резанию из-за неодинаковой объемной массы, вида вяжущего и продолжительности выдержки массивов ячеистого бетона до момента резки. Напряжение в режущей струне может превысить предел прочности материала струны на растяжение и произойдет ее разрыв. Кроме того, разрезка массива с малой пластической прочностью приводит к слипанию материала на поверхности реза. Имеются и другие Недостатки, связанные с армированием крупноразмерных массивов большим числом мелких каркасов, что трудоемко и сложно.
Для решения поставленных вопросов предложена послеав-токлавная распиловка ячеистого бетона [251], основанная на технических подходах, применяемых при распиловке каменных материалов. Как известно, в камнедобывающей и камнеобрабатывающей промышленности наиболее распространены машины, в которых режущим инструментом служат дисковые пилы и
фрезы. НИИЖБом совместно с экспериментальным конструкторским бюро ЦНИИСКа им. В. А. Кучеренко разработаны две модификации установок для дисковой распиловки ячеистобетонных массивов. В сочетании с доавтоклавной разрезкой после-автоклавная распиловка позволяет повысить производительность предприятий по изготовлению элементов армированных конструкций, механизировать один из наиболее трудоемких процессов технологического цикла и обеспечить высокое качество продукции.
Рис. 4. Схема пневмотранспорта отходов обработки изделий из ячеистого бетона:
1 — S — стружкопылепрнемники для вертикальных нижней и верхней горизонтальных фрез; 4 — гибкие воздухопроводы; 5 — транвпортная сеть; 6 — групповой циклон; 7 — бункер; 8 — барботажнв’й пылеуловитель; 9 — вен-тилятер.
В производстве крупных ограждающих конструкций из ячеистого бетона применяют продольно-резальную машину и оборудование для калибровки. В результате калибровки геометрические размеры изделий получаются с точностью ± 1—2 мм. Калибровку производят на фрезеровальных агрегатах. При этом образуется большое количество стружки и пыли, что ухудшает условия труда и снижает производительность. Для удаления стружки и пыли, образующихся при фрезеровании и распиловке, создания нормальных условий труда предложена [132] специальная установка пневмотранспорта отходов отработки из ячеистого бетона (рис. 4).
Новый способ формования панелей (в формах с отделяющимся поддоном) в сочетании с вибротехнологией обеспечивает возможность разработки высокоэффективного поточно-конвейерного производства панелей полной заводской готовности. Полученные параметры легли в основу рабочего проекта конвейерной линии ЗЖБК-З, где применяют оснастку с отделяющимся поддоном и вертикальную загрузку изделий в автоклав. Рабочий
проект разработан Харьковским филиалом института «Гипростройматериалы» и институтом «Южгипроцемент».
Конвейер (рис. 5) имеет 15 позиций. Расположение форм (поддонов) поперечное. Технологический процесс осуществляют следующим образом. Подготовленную рамку устанавливают на поддон, находящийся на кантователе в вертикальном положении,
Рис. 5. Схема конвейерных линий формования панелей:
1 — кантоват?ль; 2 — передаточная секция; 3 — конвейер подачи форм; 4 — машина для укладки дробленых каменных материалов; 5 — вибростолы; 6 — машина для придавливания «горбушки»; 7 — конвейер выдержки изделий; 8 — виброгаяомешалка СМС-40; 9 — вибростолы; 10 — щелевая камера; 11 — конвейер для подачи форм панелей; А — участок производства стеновых панелей для соцкульт-бытстроительства (помольное н смесительное отделения); Б — участок производства стеновых наружных панелей для жилых домов; В — автоклавное отделение; Г — линия распалубки и передачи форм; Д — цех гидрофобнэации.
закрепляют на нем и переводят собранную форму в горизонтальное положение. С определенным ритмом (12 мин) форма движется на пост укладки фактурных материалов. Последние (дробленый щебень, брекчия, плитки, поризованный раствор) механическим способом укладываются на поддон, после чего форма перемещается на пост укладки арматурных каркасов и закладных деталей, где рабочий с помощью крана выполняет необходимые операции по укладке каркаса. После поста осмотра готовности формы ее подают на виброформовочный пост, где производят укладку смеси и ее вспучивание. Форма с изделием передается на нижний ярус конвейера, который представляет
собой щелевой тоннель с непрерывно движущейся цепной лентой. В тоннеле предусмотрено автоматическое поддержание заданных климатических условий. Пройдя в течение одного часа камеру, форма с изделием передается на пост обработки «горбушки». В созданном варианте конвейера имеется машина для прикатки «горбушки», которая осуществляется приводным катком по технологии, разработанной Донецким ПромстройНИИпроектом. После прикатки «горбушки» форма с изделием перемещается на позицию кантования. Здесь с помощью кантователя она поворачивается на 90°, рамка с изделием отделяется от поддона и переносится краном на автоклавную вагонетку. Линия размещается в пролете площадью 585 м2 и имеет производительность 42,6 тыс. м3 панелей в год. Аналогичная поточно-конвейерная линия разработана и для изготовления наружных стеновых панелей высотой на этаж (одно- и двухмодульных). Отличие между ними заключается в том, что панели формуют в обычных горизонтальных формах без кантования. Производительность конвейера — 45 тыс. м3 панелей в год.
Таблица 4
Основные показатели сравниваемых способов
Параметры Стендовое формование в горизонтальных формах Конвейерный способ
литьевая технология вибрационная технология
Производственная площадь, м2 3493 3493 3493
Площадь формовочного пролета, м2 584 584 584
Годовая производительность, тью. м8 Расход материалов на единицу продукции! 14 20 42,6
цемент, кг 150 170 170
известь, кг молотый песок, кг 150 130 130
400 400 400
алюминиевая пудра, кг 0,4 0,4 0,4
вода, л 320 240 240
Число рабочих в смене 19 21 28
Стоимость технологического оборудования, тыс. р. 125,4 140 346
Потребность в формах, т Потребность в автоклавах (2x19 м 100 106 100
при Р = 8 атм), шт. 3 5 4
Стоимость зданий, гыс. р. 555,6 555,6 555,6
Стоимость сооружений, тыа. р. 557,6 557,6 557,6
Потребность в паре на единицу про- 0,7 0,65 0,5
дукции, т Потребность в электроэнергии на единицу продукции, кВт»ч 38 41,6 41,2
Технико-экономическая оценка формования стеновых панелей на поточно-конвейерной линии произведена в соответствии с
«Временными указаниями по технико-экономической оценке способов формования бетонных и железобетонных изделий» (М., НИИЖБ, 1967). В качестве эталона для сопоставления служила технологическая схема формования в индивидуальных горизонтальных формах, причем сравнивали литьевую и вибрационную технологии получения аналогичных стеновых панелей. Исходными параметрами являлись плановые данные ЗЖБК-З. Поскольку цехом выпускаются и другие изделия (термоизоляционные плиты, балконные экраны и т. д.), в расчетах учитывали производительную площадь здания, оборудование и другие показатели, относящиеся к сопоставляемому типу изделий (табл. 4). На основе приведенных в табл. 4 исходных данных рассчитана заводская себестоимость 1 м3 стеновой панели серии ИИ-04 по сравниваемым способам формования (табл. 5).
Расчет показал, что изготовление стеновых панелей СТ-02-31 и ИИ-04 на ЗЖБК-З на поточно-конвейерной линии с применением вертикальной загрузки изделий в автоклав более чем в два раза повышает производительность труда по сравнению со стендовой
Таблица 5
Сравнительный анализ экономической эффективности литьевой и вибрационной технологий изготовления ячеистобетонных изделий
Затраты Формование в горизонтальных формах Конвейерный способ формования
литьевая технология Вибрационная технология
Материалы и сырье Технологический пар Электроэнергия Полная заработная плата и отчисления на социальное страхование Содержание оборудования Цеховые расходы Общезаводские расходы Заводская себестоимость, р. Годовой съем с 1 м2 формовочной площади, м8 Годовая выработка на рабочего, м3 Трудоемкость 1 м3 изделия, чел.-ч Коэффициент заполнения автоклавов Металлоемкость форм на 1 м3 изделия, кг Приведенные затраты, р. 18,71 2,45 0,95 6,16 3,19 6,3 1,55 39,31 21 730 7,7 0,21 7,15 47,4 18,71 2,45 1,04 4,3 2,42 4,36 1,44 34,72 30 950 5 0,21 5,3 38,9 18,71 1,93 1,03 2,96 1,89 2,25 1,16 29,93 65 1520 3,7 0,4 2,5 32,44
вибротехнологией формования в горизонтальных формах и снижает стоимость 1 м3 ячеистого бетона на 4 р. 48 к. Годовая экономия от снижения себестоимости изделий составляет 180 тыс. р. Формование стеновых панелей для жилищного строительства на конвейерной линии уменьшает, себестоимость. 1 м3
панели на 2,8 р. в результате увеличения производительности формовочного пролета в 1,8 раза и снижения трудовых затрат. Годовая экономия от уменьшения себестоимости стеновых панелей для жилищного строительства — 126 тыс. р. Общая годовая экономическая эффективность внедрения конвейерных линий формования стеновых панелей на ЗЖБК-З 406 тыс. р. Срок окупаемости затрат на строительство — менее двух лет. Планом развития производственной базы комбината «Харьковжилстрой» предусмотрено строительство конвейерных линий в текущем пятилетии.
§ 8. Отделка ограждающих конструкций
В нашей стране с каждым годом расширяется производство эффективных ограждающих конструкций из ячеистых бетонов автоклавного твердения для индустриального сборного строительства. В этой связи возрастают требования к наружной отделке ограждающих конструкций, поскольку от нее зависит архитектурный вид городов, экономичность строительства и долговечность здания. Стеновая панель без декоративной отделки фасадной поверхности не может рассматриваться как законченная продукция. Современное строительство требует большого разнообразия и высоких архитектурно-художественных качеств наружных стеновых панелей. Требования, предъявляемые к отделке ограждающих конструкций из ячеистых бетонов,— более высокие, чем из других материалов. Кроме архитектурной выразительности, она должна надежно защищать ограждающие конструкции от действия атмосферных факторов, обеспечивая стенам нормальный температурно-влажностный режим в период эксплуатации.
В НИИЖБе, Уральском, Донецком и Харьковском Пром-стройНИИпроектах, ВНИИСтрсме, НИПИСиликатбетоне, ВНИИЖелезобетоне, ЦНИИЭПСельстрое и ряде других организаций разработаны различные способы отделки и защиты поверхностей панелей из ячеистых бетонов. С целью придания декоративного внешнего вида ячеистому бетону и защиты его от воздействия атмосферной (капельной) или парообразной влаги, а также газовой агрессивной среды, на поверхность стеновых панелей наносят защитно-декоративные покрытия из минеральных, органических или полимерминеральных материалов. Для этого в строительной практике применяют поризован-ные или плотные цементно-песчаные и известково-песчаные плитки, дробленую крошку из естественных или искусственных каменных материалов, полимериементные или силоксановые составы с присыпкой декоративной крошкой и без нее, лаки и краски, битумные материалы, кремнийорганические жидкости. Кроме того, начинают использовать и плиточные материалы,
г
Рис. 6. Классификационная схема основных признаков защитно-декоративных покрытий ограждающих конструкций из ячеистых бетонов.
устанавливаемые на относе. Выбор материалов диктуется функциональными и эксплуатационными признаками покрытий.
Классификация признаков дана на рис. 6. Типы применяемых защитно-декоративных покрытий приведены ниже.
Тип покрытия Вид покрытия
I II III IV V VI VII Ячеистый бетон, пропитанный кремни йорганической жидкостью ГКЖ-94 Ячеистый бетон, пропитанный битумом БН-5 Керамические неглазурованные плитки по ячеистому бетону с последующей гидрофоб изацией Каменные дробленые материалы фракции до 30 мм по ячеистому бетону с последующей гидрофобизацией Эмаль КО-174 с тальком с присыпкой декоративной крошкой (или без нее) Цементные краски со стеаратом кальция Керамические неглазурованные плитки по поризованному раствору Каменные дробленые материалы фракции до 30 мм по поризованному раствору Стеклянные плитки «ириска» по виброгазобетону Стеклянные плитки «ириска» по поризованному раствору Краски ХСПЭ, ЦПХВ, КЧ-112, ВА-17, ПВАЦ Пол и мер цементные составы с присыпкой декоративной крошкой или нанесением методом «настрела» Силоксановые составы с присыпкой декоративной крошкой или нанесением методом «настрела» Пол и мер цементный поризованный раствор Листы алюминия, асбоцемента, стемалита на относке с неплотными швами Плитки из искусственных и естественных материалов Деревянная обшивка на относе Плотные растворы (толщина слоя 5—7 мм) Эмаль ХСПЭ (5 слоев) Краски КЧ-479 и ХСЛ (3—4 слоя) Ячеистый бетон, пропитанный битумом БН-5 (толщина слоя 9—15 мм) Краски СВП, ИК-2, ИК-7, ХСЛ Эмали ХСЛ, ПФ 115, МС-286 (1—2 слоя) Уплотненный ячеистый бетон (толщина слоя 10—15 мм) Краски КЧ-26, ВА-27, силикатные, цементные, известковые
Область использования указанных покрытий зависит от их функциональных и эксплуатационных признаков. Так, наружные покрытия типов II, III применяют в стенах зданий промышленного, жилищно-гражданского и сельскохозяйственного назначения, имеющих сухой и нормальный влажностный режим эксплуатации помещений. Тип IV целесообразен для стен уникальных зданий повышенной этажности или сельскохозяйственных зданий с влажным режимом эксплуатации помещений. Внутренние покрытия типа V рекомендуется использовать в стенах зданий четвертой степени долговечности с мокрым режимом эксплуатации помещений, тип VI — в зданиях первой — третьей
степеней долговечности с влажным режимом помещений, тип VII — для стен и перегородок жилищно-гражданских и сельскохозяйственных зданий с сухим и нормальным влажностным режимом эксплуатации помещений [133].
В старых проектах заводов ячеистого бетона не были предусмотрены отделения для отделки ограждающих конструкций, вследствие чего на действующих предприятиях отделку производили, как правило, в неприспособленных и необорудованных для этой цели помещениях. Например, отделочные посты при формовании панелей «лицом вниз» размещают чаще всего в небольших по площади распалубочных отделениях, где освобождаемые формы очищают и смазывают, а на дно вручную укладывают отделочный материал. Существенно повысить производительность труда и улучшить качество отделки ограждающих конструкций можно только на конвейерных линиях при механизации и автоматизации отделочных работ.
В 1967 г. на ЗЖБК-З по технической документации, разработанной институтом «Южгипроцемент», впервые в стране были задействованы две конвейерные линии отделки панелей для жилых, общественных и промышленных зданий. На конвейерной линии отделки панелей для жилищного строительства имеется 12 постов. Длина конвейерной линии 117 погонных метров. С помощью мостового крана панели устанавливают на специальные вагонетки, передача которых от одного поста на другой осуществляется посредством цепных толкателей. На постах конвейера производят следующие операции (по назначению постов): перестановка вагонеток с канатного толкателя на конвейерную линию; установка панелей с помощью мостового крана и закрепление ее на вагонетке; установка столярных блоков, конопатка, врезка скобяных изделий; механическая чистка и мойка наружной офактуренной стороны панелей; устройство наружных и внутренних откосов; установка подоконников и отливов; затирка и шпаклевка внутренней стороны панелей; шпаклевка, грунтовка и окраска дверных и оконных столярных блоков; остекление; гидрофобизация; сушка панелей; очистка вагонеток. Цикл конвейера—20 мин. Производительность одной конвейерной линии— 20 тыс. м3 изделий в год. Конвейер обслуживают один оператор, один слесарь и 20 рабочих-отделочников. Материалы для работы подают на посты конвейера посредством мостовых кранов. Защита наружной поверхности стеновых панелей от атмосферных влияний предусмотрена гидрофобным паропроницаемым слоем из кремнийорганических соединений. Экономическая эффективность от внедрения в производство отделочного конвейера составила 35 тыс. р. в год.
В качестве фактуры ограждающих конструкций ЗЖБК-З совместно с ВНИИ СМ освоена отделка жилых домов серии 1-468А декоративной крошкой на латексном основании. Технология производства работ следующая. На лицевую поверхность готовых
панелей после очистки и сушки наносят грунтовочный и полимерцементный составы, слой декоративной крошки и прозрачное латексное покрытие. Грунтовочный состав (смесь акрилатного латекса с водой в 10%-ном водном растворе стабилизатора ОП-7) в виде тонкой пленки разбрызгивают на поверхность панели. Полимерцементный состав (смесь цемента и наполнителей с водой, полимерные связующие, стабилизирующие добавки и при необходимости пигменты) готовят в турбулентном смесителе и распыляют сжатым воздухом на панель. В качестве декоративной крошки используют дробленый камень (мраморные, гранитные породы), бой стекла, фарфора, гранулированный шлак, пески и другие материалы фракции 1—2, 2—3, 3—5 мм в естественном виде или окрашенные в различные цвета. На ЗЖБК-З изготовлена специальная машина, с помощью которой укладывают в один — два слоя декоративную крошку. После этого в течение 5—10 мин панель сушат и неприставшие зерна удаляют с поверхности. Закрепляют крошку нанесением на панель неразбавленного латекса. Для нанесения крошки на торец панели применяют изготовленную на заводе специальную установку. Этот метод отделки панелей экономичен, дает возможность разнообразить фасады зданий, создавать на торцовых стенах декоративные панно, решать в различных цветовых гаммах фрагменты дома, в частности торцы зданий, панели лестничных клеток и ограждений лоджий, парапеты и т. д.
Известно, что основные технологические приемы облицовки изделий из ячеистого бетона дроблеными материалами были разработаны Первоуральским заводом силикатных бетонов. ЗЖБК-З совместно с научной частью Харьковского Промстрой-НИИпроекта и трестом «Харьковоргтехстрой» впервые применена виброукладка каменной крошки, что значительно улучшило качество фактуры. Облицовка панелей каменными крошками повысила их трещиностойкость и ликвидировала отслоения силикатной пленки. Водоноглошение ячеистого бетона с облицованной поверхностью снизилось на 30—40%.
Облицовку панелей выполняют в процессе их формования. На дно формы ровным слоем укладывают каменную крошку принятой фракции (5—10 или 10—20 мм), затем с помощью сита ее присыпают песком с таким расчетом, чтобы в него была погружена Ч3 часть толщины облицовочного слоя. Форму ставят на вибростол. Кратковременным вибрированием (2—3 с) слой окончательно выравнивается, причем песок перемещается в нижний слой крошки. После этого форму подают на укладку ячеистобетонной массы. При распалубке панели фасадную сторону тщательно очищают от песка и гидрофобизируют. Описанный способ защитно-декоративного покрытия успешно использован ЗЖБК-З при изготовлении панелей по литьевой технологии (жилой массив Павлова Поля, клиника грудной и
сердечной хирургии и другие объекты). С переводом цеха на комплексную вибротехнологию он оказался неприемлемым, так как фактурный слой при вибровспучивании смеси смешивался с раствором.
В новых условиях для наружной облицовки панелей применяется стеклянная плитка «ириска» размером 25 X 25 мм, наклеенная на бумажные коврики. Перед формованием панели коврики укладывают на предварительно смазанный клеем поддон формы. После автоклавной обработки и распалубки панелей фасадную поверхность очищают от бумаги, промывают и
Номер цикпоб
Рис. 7. Изменение усилия отрыва плитки при попеременном замораживании — оттаивании.
гидрофобизируют. При ширине шва между плитками 5 мм общая поверхность защитно-декоративного покрытия панели составляет 70% фасадной поверхности. Кроме декоративных свойств, такая облицовка служит средством защиты ячеистого бетона от агрессивного действия атмосферной среды.
Для проверки стойкости облицовки и ее защитных функций на образцах, выпиленных из серийной панели, проведены исследования. Установлено, что прирост влаги при стандартном испытании на капиллярный подсос в 2,4 раза меньше, чем в необ-лицованных образцах. Так, влажность облицованных образцов через трое суток испытаний составила 7%, необлицованных — 17,2%; через пять суток—8,2 и 19% соответственно. При испытании на морозостойкость образцы выдержали 35 циклов без отслоений облицовки и других видимых разрушений. Прочность ячеистого бетона при этом несколько возросла. Потеря веса составила 1,4%.
Научной частью Харьковского ПромстройНИИпроекта и строительной лабораторией ЗЖБК-З определены усилия отрыва плитки при нормальном действии нагрузки методом плавного нагружения предварительно наклеенных на плитки стальных анкеров. Исследования проводили на трех образцах в сухом и водонасыщенном состояниях, а также через каждые пять циклов попеременного замораживания и оттаивания. В процессе испытаний каждого вида образцов отрывалось по три плитки. Из рис. 7 видно, что с увеличением числа циклов замораживания величина усилия отрыва плитки уменьшается по линейному закону. Однако даже после 35 циклов она продолжает оставаться
достаточно высокой, чтобы обеспечить надежную стойкость облицовки панелей.
Сцепление облицовочного слоя исследовано по методике Уральского ПромстройНИИпроекта, согласно которой он имеет надежное сцепление с ячеистым бетоном, если при нагрузке на призмы 20 X 20 X 60 см, равной 0,7 от разрушающей, не наблюдается его отслоений. Во всех случаях плитки отделялись при нагрузке 0,8 от разрушающей или одновременно с разрушением.
Таким образом, исследования, а также натурные наблюдения за состоянием стеновых панелей в домах позволяют сделать вывод о том, что облицовка стеновых панелей из вибровспученного ячеистого бетона стеклянной плиткой «ириска», применяемая на Харьковском ЗЖБК-З, отвечает всем требованиям по долговечности и одновременно служит защитным покрытием, в значительной степени предохраняющим панели от увлажнения.
ЗЖБК-З совместно с трестом «Харьковоргтехстрой» освоена также отделка наружной поверхности ограждающих конструкций мелкозернистыми материалами методом напыления, являющаяся наиболее экономичной. Покрытия из этих материалов долговечны, обладают высокими декоративными качествами, а реализация способа их нанесения не требует капитальных вложений. Технология отделки и диапазон применяемых материалов предоставляют широкое поле деятельности для архитекторов, в процессе отделки элементов позволяют варьировать цвет, размеры фракции и структуру отделочного материала, а при использовании плоских инвентарных шаблонов получать рисунки на лицевой поверхности изделий. Технология декоративной отделки заключается в нанесении на стеновые панели, находящиеся в горизонтальном или вертикальном положении, слоя полимерце-ментного раствора, а затем мелкозернистого каменного материала. Полимерцементный раствор приготовляют в обычных растворомешалках из серых или цветных портландцементов, поливинилацетатной эмульсии или латекса, наполнителя размерами до 0,15 мм и воды. Мелкозернистые декоративные материалы, применяемые для отделки, получают из естественных и искусственных каменных материалов (гранита, кварцита, мрамора, плотного известняка, доломита, эрклеза, боя стекла, цветных стекловидных шлаков и т. д.) путем их дробления на центробежных дробилках с последующим рассевом по фракциям 0,63—1,25 и 1,25—2,5 мм. В последнее время в качестве мелкозернистого декоративного материала широко используют товарную стеклянную крошку преимущественно белого цвета. Процессы нанесения декоративного покрытия полностью механизированы и позволяют звеном в 3—4 человека выполнить отделку 150—200 м2 поверхности в смену.
Перед нанесением декоративного покрытия с отделываемой поверхности удаляют наплывы, тщательно очищают и увлажняют водой, через 3—5 мин наносят грунтовку на основе водной дисперсии полимера. Затем огрунтованную поверхность вырав
нивают полимерцементным раствором слоем до 0,5 мм и его рабочим слоем. Работу выполняют универсальной удочкой под давлением 8—10 атм. Толщина наносимого слоя раствора за* висит от крупности крошки и равна половине размера зерен. По полимерцементному раствору с помощью специального устройства наносят мелкозернистый каменный материал. Зерна каменной крошки распределяют равномерно по поверхности в один слой. Глубина погружения крошки составляет половину размера зерен. При отделке стеновых панелей в заводских условиях в зимнее время необходимо предусмотреть сушку офактуренных поверхностей ТЭНами или калориферами в течение 2—3 ч. При этом температура поверхности декоративного слоя не должна превышать 70° С.
Стоимость отделки определяется в основном применяемым декоративным каменным материалом, его крупностью: 0,8— 1,5 р. за 1 м2 отделываемой поверхности. Однако широко используемая в народном хозяйстве поливинилацетатная эмульсия (ПВАЭ) становится дефицитной. В поисках новых связующих ученые лаборатории долговечности строительных материалов Харьковского ПромстройНИИпроекта в содружестве с производственниками комбината «Харьковжилстрой» и его подразделений разработали и внедрили вместо ПВАЭ клей из карбонатно-силоксановых композиций, равноценный по свойствам поли-мерцементу, но менее дефицитный и более дешевый («Рекомендации по долговечной декоративной отделке поверхностей стеновых ограждающих конструкций промзданий с использованием силоксановых композиций».— Харък. ПромстройНИИ-проект, 1975).
Основные свойства карбонатно-силоксановых композиций (КСК) по данным Харьковского ПромстройНИИпроекта: жизнеспособность суспензии — 6—8 ч; когезионная прочность—100—120 кг/см2; адгезионная прочность —10—15 кг/см2; морозостойкость — 50—2С0 циклов; водостойкость —высокая. Экономические показатели', стоимость 1 т клея —20—30 р.; стоимость отделки 1 м2 —0,80— 1,70 р.; расход КСК на 1 м2 — 3,5 кг; расход крошки на 1 м2 — 2—3 кг.
Технологическая схема нанесения карбонатно-силоксанового клея и декоративного материала приведена на рис. 8. Пистолет-распылитель и крошкомет, используемые в заводских и построечных условиях, показаны на рис. 9, 10.
Вязкость КСК в зависимости от применяемой модификации находится в пределах 520—720 с (по ВЗ-4). Серийно выпускаемые пистолеты-краскораспылители, например марок СО-72, СО-43, СО-44, не могут быть применены для нанесения клеевой композиции такой вязкости. Харьковским ПромстройНИИпро-ектом разработана конструкция пистолета-распылителя, предназначенного для нанесения КСК с песчаным наполнителем [52}. Его принцип действия основан на аэрации клеевой композиции сжатым воздухом в камере смещения и дополнительном распылении частичек клея потоком сжатого воздуха в форсунке.
В результате отделываемые поверхности можно покрывать слоем клея равномерной толщины. Пистолет-распылитель пред-
Рис. 8. Технологическая схема хранения, приготовления и нанесения карбонатно-силоксанового клея и декоративной крошки на стеновые панели в условиях строительной площадки: А — хранение материалов; Б — компоненты силоксанового клея; В — декоративная крошка; Г — взвешивание компонентов; Д—приготовление силоксанового клея; Е — нанесение силоксанового клея и декоративной крошки:
1 — бункеры для хранения материалов; 2 — весы; 3 — смеситель турбулентного типа; 4 — красконагнетательный бачок; Б — пистолет-распылитель для клея; 6 — крошкомет;
7 — стеновая панель; 8 — Магистраль для сжатого воздухе давлением 5—6 атм.
7. 2 3
Рис. 9. Пистолет-распылитель для нанесения карбонатно-силоксанового клея:
1 — корпус смесительной камеры; 2 — форсунка; 3 — смесительная камера; 4 — сопло подачи сжатого воздуха; 6 — штуцер подачи сжатого воздуха.
ложенной конструкции доступен для изготовления в мастерских строительных организаций и удобен в эксплуатации. Все его части делаются из Ст. 3. Однако изготовление форсунки связано с термообработкой, увеличивающей срок ее службы. При разработке конструкции пистолета учтена необходимость простой сборки-разборки основных узлов, так как после прекращения работ по отделке его следует обязательно промывать.
Декоративную отделку поверхностей ограж-
дающих конструкций зданий с применением КСК и пистолета (в заводских или построечных условиях) осуществляют
следующим образом. Клеевая композиция из напорного, напри* мер красконагнетательного, бачка под давлением 5—6 атм,
создаваемым сжатым воздухом, поступает по шлангу через штуцер подачи массы в стальную трубу сечением полдюйма и по ней в смесительную камеру. Сюда же через штуцер и пробковый кран проходит сжатый воздух под таким же давлением. В смесительной камере клеевая композиция насыщается сжатым воздухом, рассекается форсункой с винтообразными вырезами и выбрасывается через отверстие диаметром 6—9 мм, создавая устойчивый воздухо-клеевой факел. На вводной трубе ре-
Рис. 10. Крошкомет: / — бункер для крошки; 2 — штуцер подачи сжатого воздуха; 3—перфорированная трубка; 4 — направляющие.
комендуется устанавливать пробковый кран для немедленного (в случае необходимости) перекрытия массы. Площадь факела — 10 дм2. Размеры пистолета-распылителя — 260 X 260 мм, масса 1,5 кг, производительность — до 100 м2-ч. Он показал хорошие эксплуатационные качества в заводских и построечных условиях при возведении новых и реконструкции старых зданий, отделке на стендах и конвейерных линиях.
Состав клея из КСК и расход компонентов (%): жидкое натриевое стекло (модуль 2,7—3.0, плотность 1,4 г/см2) — 13—14; едкий калий (40%-ный раствор)— 4,6; доменный основной гранулированный шлак (светлых тонов) — 8—12; мел молотый (белизна не менее 70%) — 33—37; песок кварцевый с крупностью зерен не более 0,63 мм — 28—32: вода —4—6.
Основные свойства КСК'. жизнеспособность суспензии — 6—8 ч; когезионная прочность— 100—120 кг/см2; адгезионная прочность— 10—15 кг/см2; морозостойкость— 50—200 циклов; водостойкость — высокая
Экономические показатели: стоимость 1 т клея — 20—30 р.; стоимость 1 м3 отделки — 0,80—1,70 р.; расход КСК на 1 м2—3—5 кг; расход крошки на 1 м2 2_— 3 кг.
Проведенные исследования свидетельствуют о том, что кар-бонатно-силоксановый клей обеспечивает высокую прочность сцепления всего защитно-декоративного слоя с панелью и затвердевшего клея с декоративной крошкой, а также высокую долговечность покрытия Покрытие на карбонатно-силоксановом клее достигает необходимой водостойкости через 1—3 ч, морозостойкости — через сутки.
Метод пневмонапыления на основе КСК применяют в построечных (обработка жилых и общественных зданий) и заводских
(отделка наружных стеновых панелей) условиях. Отделку наружных стеновых панелей в заводских условиях производят в вертикальном и горизонтальном положениях после гидротермальной обработки изделий. Технологический процесс отделки изделий защитно-декоративным покрытием на основе КСК состоит из нескольких последовательно выполняемых операций: подготовка и грунтовка поверхности, нанесение КСК и декоративной крошки.
Поверхность панелей до нанесения защитно-декоративного покрытия очищают от пыли, масляных пятен, грязи. Раковины и трещины должны быть зашпаклеваны. Большие околы и раковины на панелях ремонтируют посредством дополнительного армирования, что достигается забиванием в ячеистый бетон костылей или гвоздей с последующим нанесением раствора. Наносить КСК на изделие можно после остывания поверхности до 30° С и высыхания мест ремонта. КСК наносят на предварительно огрунтованную поверхность с помощью краскораспылительного бачка и пистолета-распылителя, конструкция которого позволяет работать при давлении сжатого воздуха 5—6 атм. Клей наносят равномерным слоем толщиной, равной половине наименьшего диаметра зерен крошки применяемой фракции, через 10—20 мин. Грунтовочный слой наносят в виде тонкой равномерной пленки толщиной 0,3—0,5 мм с использованием того же оборудования. Декоративную крошку наносят с помощью крошкомета после обработки клеем с небольшим отставанием, чтобы граница площади с этим клеем на 20—30 см опережала линию нанесения крошки. При этом крошка утапливается в вязком растворе по всей поверхности и после затвердения надежно в нем удерживается.
Офактуренные изделия для упрочнения клеющего слоя и приобретения водостойкости выдерживают в помещении в течение 1—2 ч при температуре не ниже 18° С, после чего их транспортируют на строительную площадку, а в зимнее время — на склад, где они находятся не менее 18—24 ч до набора необходимой прочности и морозостойкости защитно-декоративного покрытия.
При вертикальном расположении ограждения отскочившая крошка попадает в инвентарные лотки, очищается и повторно используется. Если же ограждение расположено горизонтально, крошку можно собирать после затвердения раствора (через 20— 30 мин).
Цветовая гамма декоративной крошки определяет цвет защитно-декоративного покрытия ограждения. В качестве декоративного материала в основном применяют цветную крошку Запорожского стекольного завода, а также дробленые каменные материалы (Балаклавский известняк, отходы Кременчугского горнообогатительного комбината с добавлением слюды и т. д.). Пригодны гранит, кварцит, мрамор, шлаки и др. Расход
материалов на 1 м2 отделываемой поверхности (кг): грунтовочный состав — 0,4—0,6; карбонатно-силоксановый клей — 2,0; мелкозернистый декоративный материал — 1,8.
Для механизации процесса нанесения декоративного покрытия на поверхность стеновых панелей из ячеистых бетонов в заводских условиях Харьковский филиал института «Укроргтех-строй» разработал механизированную установку, которая внедряется на ЗЖБК-З. Она представляет собой портал, на котором смонтирована горизонтально перемещающаяся рама с кареткой
ПоА-А
Рис. 11. Механизированная установка для нанесения декоративного покрытия на поверхность стеновых панелей из ячеистых бетонов на ЗЖБК-З:
1 — эстакада; 3 — тележка; 3 — рама; 4 — каретка; 3 — растворомет; 6 — крошкомет.
(рис. 11). На каретке закреплено коромысло с двумя П-образ-ными штангами, на которые подвешены растворомет и крошко-мет. С помощью шатунов и штанг растворомет и крошкомет быстро и легко меняют свое положение. Воздух к соплу подается гибкими шлангами. В центре вертикальной рамы на каретке, поднимающей установку вверх и вниз, смонтирован электромотор. В нижней части рамы под крошкометом на подвеске установлен сборник отскакивающей крошки. Высоту отделываемой поверхности фиксируют специальной рейкой с ползуном.
Установка работает следующим образом. Обрабатываемую панель в вертикальном положении размещают перед установкой. При этом растворомет должен находиться в крайнем верхнем положении. Каретка с растворометом движется вниз и раствор наносится на поверхность изделия. После нанесения раствора на первую захватку рама автоматически перемещается по горизонтали на один шаг и растворомет начинает подниматься вверх. Включается в работу крошкомет. Теперь на первую захватку наносится каменная крошка и одновременно на вторую
захватку — раствор. Растворомет и крошкомет перемещаются до тех пор, пока не будет полностью отделана поверхность панели. После этого рама автоматически возвращается в исходное положение.
Для широкого промышленного внедрения клея из КСК Харьковским филиалом института «Укроргтехстрой» разработаны технология приготовления карбонатно-силоксанового клея и технологическая часть проекта цеха по производству КСК на ДСК-1. Годовая производительность цеха по производству КСК принята с учетом замены остро дефицитной поливинилацентной эмульсии (ПВАЭ), применяемой для отделки фасадов зданий.
Рис. 12. Цех по производству карбонатно-силоксанового клея на ДСК-1: 1 — бункер песка; 2— элеватор; 3 — силос для песка: 4 — конвейер ленточный;
5 —бункер молотого граншлака; б — конвейер винтовой; 7 — бункер молотого мела; 8 — силос молотого граншлака; 9 — растворосмеситель; 10— емкость едкого калия; 11 —бак для жидкого стекла; 12 —бак для воды.
Она составляет 2500 т в год. В основу технологического процесса производства КСК положено смешение жидкого стекла, 40%-ного раствора едкого калия, воды с мелом, кварцевым песком и молотым доменным гранулированным шлаком (рис. 12).
Песок поступает в приемный бункер и ленточным элеватором подается в силос. Едкий калий с железнодорожных цистерн сливается в емкости и насосом перекачивается в расходный бак. Граншлак поступает в приемный бункер и ленточным элеватором транспортируется в силос. Мел в мешках и молотый гран-шлак размещают на поддонах в цехе и по мере надобности подают подвесным краном на тароразрывную машину, а потом в бункер. Жидкое стекло поступает в бочках и сливается в бак емкостью 1,5 м3. Емкость специального скипового подъемника связана с весовым механизмом. Песок подается в емкость скипового подъемника ленточным конвейером, граншлак и мел —
винтовым конвейером, едкий калий, вода, жидкое стекло — через дозаторы непосредственно в растворосмеситель. Компоненты поступают в мешалку в следующем порядке: загружают жидкое стекло и заранее приготовленный 40%-ный раствор едкого калия, после их кратковременного перемешивания в растворосмеситель последовательно вводят мел, кварцевый песок и молотый граншлак. Время перемешивания компонентов 5— 10 мин, до выхода однородного материала. Полученную суспензию пропускают через вибросито с ячейкой 1,25 X 1,25 мм.
Подвижность клея проверяют по расплыву конуса высотой 30 мм, диаметры нижнего и верхнего оснований которого равны 26 и 16 мм соответственно. Расплыв конуса должен составлять 55—65 мм. Готовый клей сливают в кюбель и отправляют потребителю.
Дозировка компонентов КСК по массе: 0,8 X 2,0 = 1,6 т, где 0,8 м3— выход клея; 2,0 т/м3—его обьемная масса.
Расход компонентов на один замес (кг): жидкое стекло — 240; гранулированный шлак—160; кварцевый песок — 480; мел молотый — 560; едкий калий (40%-ный раствор) — 80; вода—80. Всего 1600 кг. Количество рабочих в смене, занятых на производстве карбонатно-силоксанового клея,— 2 чел.
Расход материалов на 1 м2 отделываемой поверхности наружных стеновых панелей (кг): стекло жидкое — 0,45; гранулированный шлак — 0,33; кварцевый песок — 0,90; мел молотый—1,05; едкий калий — 0,15; вода—до рабочей консистенции.
Основные технико-экономические показатели цеха по производству КСК: годовая производительность — 2500 т, или 830 000 м2 защитно-декоративного покрытия; режим работы: количество рабочих дней в году— 264, количество смен — 2, продолжительность смены — 8 ч, количество рабочих — 4; себестоимость отделки 1 м2 поверхности панели (р.): с ПВАЭ—1,47, с КСК — 1,25; общая сумма капитальных вложений — 61,1 тыс. р., в том числе: оборудование — 17 тыс. р.; прибыль—195 тыс. р.; срок окупаемости капиталовложений — 4 месяца; коэффициент экономической эффективности — 3,2.
На экспериментальном участке малой механизации комбината «Харьковжилстрой» создан высокопроизводительный экипаж штукатуров-фасадчиков для отделки фасадов панельных и кирпичных зданий. Он состоит из пяти штукатуров, владеющих смежными профессиями механизаторов строительного производства (см. схему).
При комплектовании экипажа все его члены прошли подготовку электробезопасности при учебно-курсовом комбинате и аттестованы соответственно своей квалификации. Кроме того,, три члена экипажа (мужчины) овладели профессией монтажника навесных люлек. Все это создало условия для максимального самообслуживания и полной или частичной взаимозаменяемости членов экипажа.
Процесс производства работ имеет цикличный характер и его можно условно разделить на четыре этапа (цикла): I — подготовка механизмов и материалов к работе, экипаж производит перестановку двух люлек на новую захватку, их осмотр, испытание, механическое обслуживание штукатурного агрегата и
Профессия Разряд Функции членов экипажа
основная смежная основные совмещаемые
Машинист Слесарь-мон 5 Обслуживание ме- Монтаж-демоитаж
штукатурного агрегата тажник люлек ханизмов люлек
Штукатур Электрик, монтажник люлек 6 Механизированное нанесение раствора (соплование) Обслуживание электрооборудования, монтаж люлек
Слесарь-моторист, монтажник люлек 5 То же Обслуживание механизмов, дублирование машиниста, монтаж люлек Управление люлькой, подсобные работы
— 4 Разравнивание поверхностей
— 4 То же То же
загрузку его материалами, подготовку поверхностей стен к нанесению раствора, временное закрытие оконных проемов специальными быстросъемными щитами; II — нанесение слоев обрызга
Рис. 13. Механизированная отделка фасадов набрызгом с применением карбонатно-силоксанового клея:
1 — люлька самоподъемная ЛЭ-100-300; 2 — пистолет-распылитель; 3 —шланг для сжатого воздуха; 4 — шланг для раствора; 5 — агрегат для приготовления и подачи сложных растворов; 6 — агрегат для приготовления КСК; 7 — склад сыпучих материалов.
и грунта компрессорным соплом, выравнивание их при помощи пенопластового полутерка с первой люльки (отделка кирпичных стен); III—нанесение фактурного слоя посредством кружки со
второй люльки, IV — нанесение структурной покраски карбо-натно-силоксановым клеем со второй люльки. Создание экипажа позволило увеличить натуральную выработку на одного» штукатура в 1,5—2 раза. В результате механизации процесса, внедрения агрегата с автоматическим регулированием производительности и прогрессивного инструмента повысилась производительность труда. Технологическая схема процесса приведена на рис. 13.
Указанная технология высокопроизводительной механизированной отделки фасадов может быть применена при возведении зданий, а также на ранее построенных зданиях с неотделанными фасадами, ремонте и восстановлении долговечности фасадов кирпичных и крупнопанельных зданий, в том числе с наружными стеновыми панелями из ячеистых бетонов.
§ 9. Изготовление плитного утеплителя
Научной частью Харьковского ПромстройНИИпроек-га строительной лабораторией ДСК-1 совместно с ЗЖБК-З разработана технология изготовления плитного утеплителя из ячеистого бетона, отличающаяся от известных способов высокой производительностью. Сущность ее заключается в следующем. Массив ячеистого бетона с заданным объемным весом формуют в специальной форме размерами, соответствующими диаметру автоклава (диаметр автоклава 2,6 м, форма может иметь размер 6000 X 1500 X 600 мм). Для формы характерно, что поддон, два торцовых борта и один продольный борт жестко соединены между собой с соблюдением нужных технологических уклонов и составляют одну целую часть. Другой продольный борт может отсоединяться от остальной части и крепиться к форме с помощью замков. Подготовленную (очищенную, собранную и смазанную) форму подают к посту виброформования, где в нее укладывают формовочную смесь и производят вибровспучивание. Далее форму размещают на выстойке и после соответствующей выдержки (1—1,5 ч), когда ячеистая масса приобрела необходимую прочность структуры, поворачивают на 90° отсоединяющимся бортом вниз и устанавливают в таком положении на автоклавную вагонетку. Форму кантуют одновременно с ее подъемом специальной траверсой. Продольный борт, ставший после поворота формы поддоном, отсоединяется от остальной ее части, которая снимается с массива ячеистого бетона. Таким образом, на вагонетке краном размещают три (для автоклава диаметром 2,6 м) вертикально стоящих массива высотой 1,5 м, шириной 0,6 м и длиной 6 м. Между массивами оставляют зазор 25—30 мм для свободного прохода пара.
Вагонетку с тремя массивами сырца перемещают к посту разрезки, который представляет собой постоянно установленную на пути ее движения металлическую раму с горизонтально натянутыми резальными струнами. Расстояние между послед
ними соответствует толщине утеплителя. Вагонетка толкателя протягивается через струны, которые разрезают массивы на горизонтальные пластины. Резательное устройство может производить и поперечные разрезы через нужный интервал длины. Вагонетку с тремя разрезанными массивами подают в автоклав, а снятые с массивов формы оснащают свободными бортами и снова подают на формовку. После автоклавной обработки плиты утеплителя снимаются с вагонетки, принимаются ОТК, загружаются в контейнеры и отправляются потребителю.
Предлагаемый способ изготовления позволяет повысить коэффициент заполнения автоклава до 0,4—0,45, уменьшить удельный расход пара в результате сокращения продолжительности обработки и увеличения загрузки в два раза, снизить удельную металлоемкость оснастки в 1,8 раза, увеличить производительность труда в два раза. Новая технология дает возможность снизить себестоимость утеплителя на 30—35% против производства по существующей.
Эксплуатационные качества ячеистобетонных ограждающих конструкций
§ 1. Влага в ограждении
Содержание влаги в ограждении обусловлено влажностным режимом эксплуатации помещений, климатическими параметрами района строительства, физико-механическими характеристиками материала ограждения и его конструктивными особенностями. Влага в ограждении негативно влияет на физико-механические характеристики материала, снижает атмосфе-ростойкость, долговечность, надежность и теплозащитные качества ограждающей конструкции. Влажностный режим ограждения характеризует изменение его влагосодержания во времени и рассматривается на стадиях изготовления (технологическая влажность стеновой панели); послепостроечной (влажность ограждения в первые годы эксплуатации здания); эксплуатационной (равновесное влагосодержание материала в ограждении относительно воздействующих на него влажностных факторов внутренней и наружной сред). В процессе эксплуатации здания влагосодержание материала в ограждении периодически изменяется относительно своего среднего значения, возрастая в апреле — мае и достигая своего среднего в декабре — январе (35, 45, 60]. Для снижения влажности ограждения необходимо знать причины появления в нем влаги [250].
Технологическая влага находится в ячеистобетонной стеновой панели при выходе из автоклава и определяет величину отпускной влажности изделия, которая регламентирована ГОСТ 11118—73 и составляет 22—35% по массе для бетонов соответственно на песке и золе. В процессе возведения здания ограждающая конструкция увлажняется строительной влагой, вносимой в ограждение при мокром оштукатуривании, хранении на открытых складах и т. п. Для обеспечения нормального теплотехнического и влажностного режима эксплуатации ограждения необходимо до сдачи здания в эксплуатацию удалить из ограждения технологическую и строительную влагу. С этой целью применяют искусственную сушку стен, интенсивное отопление и вентиляцию.
Атмосферная влага смачивает наружную поверхность ограждения при косом дожде. Дождевая влага проникает вглубь ограждения вследствие капиллярного подсоса материала и является
одним из главных источников влагонакопления в стенах здания [252]. Чтобы снизить накопление атмосферной влаги в ограждении, его наружной поверхности придают гидрофобные свойства (см. главу VI).
Эксплуатационная влага накапливается в ограждении при эксплуатации зданий преимущественно производственного назначения (прачечные, бани и т. п.) с мокрым влажностным режимом эксплуатации, когда производственная влага смачивает пол и нижнюю часть стены. Для предотвращения смачивания ограждающих конструкций эксплуатационной влагой предусматривают водозащитные мероприятия: облицовку стен керамической плиткой, нанесение водостойких защитно-декоративных покрытий и другие приемы повышения водонепроницаемости.
Гигроскопическая и конденсационная влага накапливаются в толще ограждения в результате адсорбции молекул воды из воздуха внутренней поверхностью материала и конденсации паровоздушной смеси в зоне точки росы ограждения. Снижение содержания гигроскопической и конденсационной влаги в ограждении достигают путем применения материалов с низким сорбционным потенциалом и оптимизации тепловлажностного режима эксплуатации здания.
Натурные исследования влажностного состояния ячеистобетонных стеновых панелей показывают, что технологическая и строительная влага удаляется из ограждения в течение первых 2—3 лет эксплуатации здания. Основной источник увлажнения ограждения — атмосферная влага, интенсивность воздействия которой зависит от климатических параметров района эксплуатации.
§ 2. Климат района эксплуатации
Экономическая эффективность крупнопанельного домостроения, особенно из ячеистобетонных ограждающих конструкций, отличающихся пониженной относительно традиционных материалов атмосферостойкостью [206], определяется всесторонним учетом интенсивности воздействия внешней среды на материал ограждения. Оптимальное конструктивное решение здания — обеспечить при минимальных затратах и сроках окупаемости капитальных вложений его заданную долговечность и комфортность помещений — базируется на детальном изучении климата района эксплуатации.
Климат — это совокупность и последовательная смена в данном районе местности всевозможных состояний атмосферы (условий погоды), формирующихся в результате непрерывного воздействия различных климатообразующих факторов [91], Он зависит от широты местности, ее высоты над уровнем моря
и расположения относительно крупных водоемов, а также рельефа площади растительного и снежного покрова.
Основные климатообразующие факторы: географический — учитывает физико-географические особенности местности; радиационный — определяет количество солнечного тепла, поступающего в виде прямой и рассеянной солнечной радиации на землю, т. е. радиационный и тепловой баланс поверхности земли; циркуляционный — показывает преобладание переноса воздушных масс в различное время года и его влияние на температуру воздуха, для этого составляют карты среднего барического поля и показатели крупномасштабных синоптических процессов (циклонов, антициклонов).
Климатические исследования для обеспечения атмосферо-стойкости и долговечности зданий и сооружений предопределяют содержание строительной климатологии, основная задача которой заключается в разработке нормативных документов по учету специфики климата строительства, интенсивности атмосферных воздействий на ограждающие конструкции и климатических показателей с целью расчета и проектирования зданий.
Впервые климатические параметры для строительства были приведены в вышедшей в 1930 г. инструкции «Правила и нормы застройки населенных мест, проектирования зданий и сооружений». В 1934 г. было проведено первое климатическое районирование территории СССР. Развитие строительной климатологии, вызванное расширением жилищного и промышленного строительства, ростом жизненного уровня советского народа и постоянной заботой партии и правительства о повышении качества и эффективности строительства, привело к изданию в 1962 г. отдельной главы СНиП «Строительная климатология и геофизика». В 1972 г. эта глава была переиздана в уточненной редакции ряда климатических показателей. Основные климатические показатели, оговоренные в СНиП П—А.6—72: температура воздуха и почвы, влажность воздуха, осадки, ветер и солнечная радиация.
Для решения задачи строительной климатологии вначале изучают влияние климата на объект исследования (фундаменты, стены, кровля и другие элементы здания) и определяют климатические показатели (температура воздуха, ветер и т. д.), позволяющие учесть влияние атмосферных факторов на эксплуатационные качества здания. Затем, исходя из климатических показателей района эксплуатации (по справочным данным или результатам статистической обработки метеорологических наблюдений), разрабатывают метод расчета специализированных показателей климата. И,х представительность обусловлена статистико-климатической обработкой данных многолетних наблюдений. Внедрение результатов климатических разработок в практику строительства заключается в составлении рекомендаций по использованию специализированных показателей при расчете и проектировании зданий и сооружений. Они включены в соответствующие ГОСТ и СНиП, например «Нагрузки и воздействия», «Отопление, вентиляции, кондиционирование», «Указания
по определению гололедных нагрузок», «Пособие по проектированию ограждающих конструкций зданий» и др.
При решении ряда инженерных задач в процессе проектирования оснований и фундаментов, каркасов зданий и их ограждающих конструкций (теплотехнические и влажностные расчеты, прогнозирование долговечности и экономика теплоизоляции зданий) [193] необходимо учитывать интенсивность климатических воздействий. Климатическая нагрузка меняется во времени и обозначается как климатическая переменная х. Последняя определяет нормативную величину W указанной нагрузки (Л^=/(х)), которая регламентирована СНиПом и вводится в расчетную формулу для нахождения искомого параметра конструкции. Например, теплопотери здания Q через ограждение пропорциональны разности температур на его внутренней /в и наружной /н поверхностях и описываются уравнением теплопередачи
Q = х (/в —/н). (1)
где Q — количество тепла, КДж; X—коэффициент теплопроводности, Вт/м-К.
Комфортные условия помещения определяются температурой внутреннего воздуха /в=18—20° С. Какая температура наружного воздуха (метеорологической переменной) будет климатическим параметром? Уравнение связи между нормативным показателем и метеорологической переменной записываем по формуле Чаплина [91]
/я = 0,44.х + 0,6/а.м. (2)
Здесь /с. х — температура воздуха-за самый холодный месяц; 4. м—абсолютный минимум температуры воздуха (нормативные параметры климата района эксплуатации). Тогда расчетная формула для вычисления теплопотерь здания с учетом климатических особенностей района эксплуатации примет вид
Q = XUB~(0,4/c.x + 0,64.M)]. (3)
СНиП П-А. 6-72 не полностью учитывает влияние климата на здания и сооружения. Необходима стандартизация климатических воздействий, которые определяют микроклимат городов, влияют на температурно-влажностный режим ограждений, создают климатические нагрузки и снижают долговечность строительных конструкций [193, с. 120].
Дальнейшее развитие строительной климатологии позволит уточнить ряд существующих и ввести новые нормативы в практику строительного проектирования. Намечающееся разделение строительной климатологии на архитектурно-строительную, курортную, авиационную (аэродромы), транспортную и т. д. дает возможность повысить представительность результатов исследований. Рассмотрим основные климатические факторы, влияющие на долговечность ячеистобетонных ограждающих конструкций.
§ 3. Воздействие солнечной радиации
Поступающая на ограждающие поверхности здания солнечная радиация нагревает их в зависимости от широты местности и высоты над уровнем моря, времени года и суток, ориентации ограждения и отражательной способности его поверхности. Известно [91, с. 107], что температура наружной поверхности ограждения увеличивается за 1 ч в среднем на 4—5° при поглощении 93 Вт/м2 радиации. Такое количество радиации летом получают стены зданий в большинстве районов страны. В зимний период, когда температура воздуха отрицательная, поглощенная наружной поверхностью стены радиация повышает ее температуру до положительных значений. Это определяет необходимость учета радиационного нагрева поверхности ограждения при теплотехнических и тепловлажностных расчетах [35, с. 346], прогнозировании морозостойкости и долговечности ограждения.
На вертикальную поверхность стены поступает прямая, рассеянная и отраженная солнечная радиация. Прямую радиацию (коротковолновый спектр) оценивают проекцией прямого потока, достигающего стены, на перпендикуляр к ее поверхности. Облачность, пыль и туман рассеивают часть коротковолновой солнечной радиации. Ее поток, приходящий к стене со всех направлений, находят путем интегрирования перпендикулярных к поверхности стены составляющих потоков рассеянной радиации. Часть коротковолновой радиации отражается от поверхности земли и приходит на стену здания в виде диффузного потока, т. е. отраженной радиацией. Суммарное воздействие прямой, рассеянной и отраженной коротковолновой солнечной радиации на единицу площади стены в единицу времени определяет интенсивность суммарной солнечной радиации J (1 ккал/м2 • ч= 1,16 Вт/м2). В зависимости от свойства поверхности стены поступающая на нее суммарная радиация частично поглощается и отражается. Отражательная способность (альбедо) стены ас характеризуется отношением отраженной радиации к суммарной. Поглощение суммарной радиации поверхностью стены обусловливается коэффициентом поглощения &с, который устанавливают отношением поглощенной радиации к суммарной. Следовательно, Бс=1—ас. Ниже приведены значения коэффициента поглощения радиации различными материалами для ограждающих конструкций зданий.
Стекло кварцевое =» =1,7 мм) 0,1 Известняк серый шлифованный 0,36
Пленка полиэтиленовая Алюминий полированный 0,11 0,22 Керамика светлая облицовочная 0,42
Кирпич белый глазурованный Мрамор белый шлифованный 0,26 0,3 Асбест белый Рубероид РМ-350, покрытый алюминиевой краской 0,42 0,42
Ситалл белый 0,34 Извесгняк темный 0,5
Песчаник желто-коричневый 0,54 шлифованный
Перлитобетон 0,55
Газо- и пеносиликат 0,56—0,59 Бетон с гладкой поверх-0,54—0,65 ностью
Асбоцемент плотный серый 0,6 Кирпич силикатный белый 0,58—0,68 Кирпич глиняный красный 0,72 Черепица красная и корич-0,65—0,74 невая
Железо окисленное ржавое 0,74
Толь черный 0,86—0,89
Штукатурка цементная белая 0,32
» кремовая 0,42
» золотистая охра 0,42
» светлая окись хрома 0,55
» светло-голубая 0,59
Штукатурка терракот 0,67
Краска » масляная охра золотистая 0,44
» кармин 0,52
» кобальт зеленый светлый изумрудная 0,58 0,61
> охра красная 0,63
» сепия 0,64
» ультрамарин 0,64
» коричневая 0,65
» синяя 0,8
» кобальт фиолетовый 0,83
» сиена жженая 0,91
» черная 1 3,97—0,99
Железо кровельное черное 0,9
Рубероид 1 3,88-0,94
Под воздействием коротковолновой радиации стена нагревается и излучает в атмосферу длинноволновую радиацию, интенсивность которой пропорциональна температуре стены, направлена по внешней нормали к ней и составляет ее собственное излучение. Последнему противодействует длинноволновое излучение нагретой поверхности земли и воздуха.
Разность между собственным излучением стены и противоизлучением атмосферы и поверхности земли обозначают как эффективное излучение Ес поверхности стены. Тогда радиационный баланс наружной поверхности стены [13, с. 114]
(4) Следовательно, влияние солнечной радиации на тепловой режим ограждения зависит от двух внешних метеорологических параметров: потока суммарной коротковолновой радиации / на поверхность ограждения и его эффективного длинноволнового излучения Ес. Чтобы оценить влияние солнечных лучей на ограждение, следует исходить из интенсивности суммарной коротковолновой радиации, определяемой по результатам климатологических наблюдений и обобщений актинометрических данных, опубликованных в справочной литературе [234]. Однако они не удовлетворяют требованиям строительной физики и климатологии, так как на актинометрических станциях измеряют только прямую радиацию на горизонтальную и перпендикулярную к солнечным лучам поверхности. Интенсивность же прямой солнечной радиации на вертикальные поверхности различной ориентации не измеряют.
Для вычисления интенсивности радиации на вертикальные ограждения предложен ряд расчетных способов [256, с. 59; 135, с. 16], обеспечивающих достаточную точность. А. И. Круглова [135] рекомендует находить интенсивность солнечной радиации на вертикальную поверхность по формуле Кастрова — Савинова Д = [Jo sin /io/(sin ho + c)] cos 0, (5)
где Jq — солнечная постоянная на границе атмосферы; h — высота солнца в заданный момент времени; с — эмпирический коэффициент, характеризующий прозрачность атмосферы; cos 6 — угол падения солнечных лучей (между направлением солнечного луча и нормалью к поверхности в данной точке).
Для повышения точности расчетных значений интенсивности солнечной радиации на вертикальную поверхность А. И. Круглова предложила принимать значение коэффициента с не по усредненной величине, а в зависимости от географической широты
Рис. 14. Суточный ход интенсивности рассеянной 7, 2, прямой 3, 4 и суммарной 5, 6 солнечной радиации, поступающей при безоблачном небе на вертикальные ограждающие конструкции южной Ю и восточной В ориентаций в июне на широте 50°; J — интенсивность солнечной радиации, Вт/м2; т — истинное солнечное время, ч.
Рис. 15. Суточный ход интенсивности рассеянной /, 2, прямой 3, 4 и суммарной 5, 6 солнечной радиации, поступающей при безоблачном небе на вертикальные ограждающие конструкции южной Ю и восточной В ориентаций в декабре на широте 50°.
места и высоты солнца (0,26-г-0,41) и по уточненному значению постоянной Jq=0,126 Вт/см2. Представительность результатов расчета прямой и рассеянной радиации по формуле (5) с учетом приведенных поправок подтверждена высокой сопоставимостью экспериментальных и расчетных данных [192].
В работе [135] приведены таблицы расчетных значений приходящей на вертикальные поверхности прямой и рассеянной радиации для всех месяцев года широтного пояса от 38 до 64° северной широты (через 2°) при безоблачном небе для стен, ориентированных по восьми румбам.
На рис. 14, 15 изображены кривые суточного хода интенсивности прямой, рассеянной и суммарной радиации в июне и декабре для вертикальных ограждающих конструкций, расположенных на 50° и ориентированных на юг и восток.
Анализ суточных сумм суммарной солнечной радиации в зависимости от широты места, времени года и ориентации стены показывает следующее. В летний период суточные суммы сумарной радиации, поступающей на стены
всех ориентаций, больше в северных широтах, чем в южных. Наибольшее количество суточного солнечного тепла во всем' рассматриваемом широтном поясе поступает на стены юго-восточной и юго-западной ориентаций. Ввиду наибольшей продолжительности дня и низкого расположения солнца в северных широтах стены указанной ориентации получают максимальное количество солнечного тепла — 5662 Вт/м2 в сутки. В зимний период, когда солнце стоит низко над горизонтом, суточные суммы суммарной радиации увеличиваются с уменьшением широты места. Отметим, что в южных широтах количество суточной суммарной радиации на стены южной, юго-восточной и юго-западной ориентаций значительно превышает соответствующие значения летней суточной радиации. Например, на широте 38° в декабре за сутки на южную поверхность ограждения поступает 6904 Вт/м2, а в июне — всего 2506 Вт/м2.
При проектировании систем отопления, кондиционирования и вентиляции, а также определении теплового и влажностного режимов эксплуатации ограждающих конструкций необходимо знать интенсивность суммарной коротковолновой радиации за каждый час суток и ее суточные суммы на вертикальные поверхности ограждений различных ориентаций. Теплопередачу через ограждение при действии разности температур внутреннего и наружного воздуха и радиационного нагрева наружной поверхности рассчитывают исходя из понятий об условной температуре наружного воздуха (по А. М. Шкловеру)
/усл ~ Д/р ~ “F /®Н» (6)
где Д/р— эквивалентная температура солнечной радиации; J — количество суммарной часовой солнечной радиации, Вт/м2; ан — коэффициент теплоотдачи наружной поверхности ограждения, определяется по п. 2.14 СНиП П-А. 7-71.
Среднесуточное значение эквивалентной температуры солнечной радиации 135, с. 349]
Д/р = &с • 7/ан- (7)
Здесь J — среднесуточное значение интенсивности суммарной солнечной радиации от начала т0 и до конца т2п ее поступления на вертикальную поверхность ограждения, Вт/м2,
_ т2п
</ = [1/(т2л — То)] J Z('c)d'c- (Ь)
х2п
Интеграл f / (т) du выражает площадь криволинейной трапеции, образованной кривой суточного хода интенсивности суммарной солнечной радиации за время облучения ограждения (т2л — то), т. е. с осью абсцисс (рис. 14) [27, с. 74]. Подынтегральную функцию /(т)с!т вычисляют по квадратурной формуле Симпсона, для получения которой промежуток интегрирования т2л— то следует разбить на четное число 2п промежутков времени и найти для их границ значения интенсивновти радиации
Поскольку за период поступления суммарной радиации на ограждение может быть проведено нечетное количество измерений интенсивности, то для повышения точности вычисления суммы суммарной радиации предлагается обозначить первое измеренное (или установленное по таблицам) значение интенсивности радиации через Jq и присвоить четные индексы всем следующим часовым измерениям (J2, Л, •••> Jin-2. Jin). а получасовые значения интенсивности радиации будут выражаться нечетными индексами и определяться линейной интерполяцией часовых значений. В этом случае подынтегральная функция обусловливает суточную сумму суммарной радиации, которую вычисляют по формуле Симпсона [273):
Sj — f f (т) d~ — (hx/3) [Jo -Ь 4 ((Jо + J2V 2 (J2 Л)/2 . 4-
4“ (J2/1—2 4“ J2n)/2) + 2(J2 + Л + 4~ J2/1—2) 4- J2nJ. (9)
Подставляя полученный результат в формулу (8), находим среднесуточное значение интенсивности суммарной солнечной радиации — 7. В практических расчетах можно пользоваться табличными значениями часовой интенсивности прямой и рассеянной солнечной радиации [135, с. 85—160].
Воздействие ветра на здание уменьшает радиационный нагрев наружных поверхностей стен и учитывается при определении их коэффициента теплоотдачи
ан = 3 4- 2,5и0’8,
(10>
где v — расчетная скорость ветра, принимаемая по п. 2.14 СНиП П-А. 7-71.
Влияние ветра на температуру наружной поверхности ограждения описано в работах К. Ш. Хайруллина, А. И. Кругловой, А. А. Цвида, А. М. Шкловера, С. Л. Масюка, В. П. Шевченко [135, 256, 265], в которых показано, что зависимость между скоростью ветра и снижением температуры стены Д/в с достаточной точностью аппроксимируется эмпирическим уравнением. [126, с. 55]
Д/в = in (v 4-1) 4- 2jA>
(11).
При скоростях ветра от 1 до 4 м/с наружная поверхность охлаждается на 2,5—5,5°. Дальнейшее усиление ветра уже незначительно уменьшает температуру поверхности ограждения: при v == 10м/с Д/в = 7°.
Совместное действие ветра и солнечной радиации в прохладную погоду с переменной облачностью может привести к радиационному «удару» ограждения. При разрыве облачности солнечная радиация резко повышает температуру наружного слоя, который оказывается перегретым относительно внутренних слоев
•ограждения. Величина и направление возникшего температурного градиента определяют пропорциональные деформации ограждающей конструкции. Э. Биркеланд [32, с. 29] отмечает «радиационный удар», когда плита размером всего 1 X 1 м деформировалась из плоскости на 35 мм. Внезапное изменение температуры поверхности ограждений способствует быстрому нарастанию деформаций и соответствующих им инерционных сил, существенно влияющих на напряженное состояние конструкции, которое устанавливают с помощью расчетных методов теории термоупругости [229, с. 117].
Изменение физико-механических характеристик ячеистого бетона в зависимости от интенсивности и количества циклов радиационного нагрева называется радиационной стойкостью. В соответствии с рекомендациями Уральского Промстрой-НИИпроекта [202] радиационная стойкость ячеистого бетона измеряется одновременно с изучением стойкости материала попеременному увлажнению — высыханию. При этом хорошо моделируется воздействие солнечного тепла на ограждение, которое выражается в интенсификации переноса влаги вглубь и испарения ее из поверхностных слоев материала в ограждении. Радиационную стойкость ячеистого бетона устанавливают путем облучения поверхности образцов ртутно-кварцевой лампой ПРК-2. Продолжительность облучения, соответствующая одному году эксплуатации:
^сбл — ^р£ф^7фл, (12)
где kp — коэффициент, учитывающий разницу в интенсивности ультрафиолетовой радиации солнца и лампы ПР К-2; Еь — количество действительной суммарной солнечной радиации, которая поступает на вертикальную поверхность ограждения, ориентированного на юг, год; F— площадь поверхности, на которую распределяется тепло, излучаемое лампой ПРК-2 (для аппарата ИП-1-3 F = 14942 см2); — количество тепла, излучаемое лам-
пой ПРК-2.
Можно записать иначе:
^обл = (£Ф/<7уФ). (КЗ)
Здесь — энергетическая облученность образцов ячеистого бетона под лампой за 1 ч, Дж/см2 (определяется стандартным методом). Для лампы ПРК-2, проработавшей 100 и 500 ч, 7уь = = 28,6 и 18,1 Дж/см2.
Коэффициент kp находят исходя из того, что для радиационного воздействия на образец материала в лаборатории используется источник света со спектром и энергетической характеристикой, отличающихся от солнечного спектра. Для ламп ПРК-2 g учетом изменения их энергетического уровня за время работы kp =0,1 ч-0,04 [202].
Количество действительной суммарной солнечной радиации
п
£*Ф = 2 nt + Jpt), (14)
i— I
где 1, 2, ..., n — количество месяцев в году с солнечным сиянием; Jnp JPi — прямая и рассеянная месячная солнечная радиация поверхности вертикального ограждения заданной ориентации, кДж/см2 (вычисляются по таблицам А. И. Кругловой [135] с учетом поправочных коэффициентов [136]).
Количество действительной суммарной солнечной радиации на южную стену в Харькове за год, рассчитанное по формуле (14), составляет 265 кДж/см2 и определяет продолжительность ультрафиолетового облучения двумя лампами ПРК-2 в аппарате ИП-1-3, равную 90 ч.
Радиационную стойкость ячеистого бетона нужно исследовать так, чтобы требуемое годовое количество часов облучения лампами ПРК-2 было реализовано за соотвествующее количество циклов увлажнения — высыхания. Такая методика испытания позволяет получить общую оценку радиационной и влагостойкости по принятым критериям: трещинообразованию, потере цвета, прочности и увеличению водопоглощения.
Эксплуатационные качества ячеистобетонных ограждающих конструкций должны обеспечивать минимально возможные амплитуды температуры наружной поверхности под воздействием солнечной радиации. Для этого наружную поверхность ограждения окрашивают в белые тона или применяют защитно-декоративные покрытия с высокой отражательной способностью (стеклянная ковровая мозаика — «ириска»). По данным А. Н. Моги-лата [167, с. 98], температура наружной поверхности ограждения под действием солнечной радиации повышается относительно температуры наружного воздуха (окрашенная в белый цвет — на 6°, а в другие цвета — на 10—15°), так как поглощающая способность белого цвета составляет 20—30%, светло-желтого — 47%, розового — 50%, светло-голубого — 55%. Уменьшение амплитуды колебаний температуры наружной поверхности ограждения увеличивает его атмосферостойкость.
§ 4. Увлажнение косыми дождями
Под воздействием атмосферных осадков (продолжительных, моросящих или косых дождей с ветром) стены здания переувлажняются, вследствие чего снижаются их теплоустойчивость и долговечность [148, 225]. Атмосферная влага—основной источник увлажнения стен здания [148]. Поэтому выбор материала ограждения и мер по обеспечению его водостойкости должен определяться в зависимости от климатических условий района эксплуатации.
В работах А. А. Цвида [264], Ц. А. Швера [272], А. И. Кругловой [136], В. И. Лукьянова и У. А. Франчука [148] показано, что количество осадков, выпадающих на вертикальную поверхность стены, в ряде районов СССР более чем в два раза превышает количество осадков, которые увлажняют горизонтальную поверхность. Отмечено также [91, с. 105], что длительные моросящие дожди насыщают стены влагой больше, чем непродолжительные осадки в виде крупных капель. Мелкие капли, попадающие на стены при моросящем дожде, дольше удерживаются и не скатываются, как крупные, по их поверхности, что ведет к намоканию стен. Интенсивные осадки сопровождаются ветром большой силы, что характерно для прибрежных районов страны, вызывают значительное переувлажнение (около 30% по массе сверх допустимого значения влагосодержания [91, с. 278]) ограждения, а в экстремальных случаях — сквозное промокание стен.
Широкое применение ячеистобетонных крупнопанельных ограждающих конструкций выдвинуло проблемы водонепроницаемости стыков и обеспечения влагостойкости материала путем создания защитно-декоративных покрытий ограждения. Очевидно, что при решении этих вопросов следует исходить из климатических параметров района строительства. Воздействие атмосферной влаги на ограждение оценивают по величине и глубине влагонакопления за теплый период года, по количеству амплитуд колебания влажности в наружном слое стены при увлажнении дождем и высыхании под действием радиационно-ветровых нагрузок. Оценку производят посредством корреляции результатов натурных измерений влагораспределения в ограждении с рядом климатических показателей: количеством и интенсивностью осадков, выпадающих под действием ветра на вертикальную поверхность ограждения; скоростью ветра и падения капель дождя; среднемесячной температурой и влажностью воздуха: продолжительностью дождя и количеством дождливых дней в году.
В настоящее время климатические характеристики в виде общего количества выпадающих на горизонтальную поверхность осадков, их максимального количества и т. п. не удовлетворяют требованиям строительной климатологии. Чтобы оценить эксплуатационное влажностное состояние ограждения с помощью климатических данных, предложены методы расчета [135, 136], позволяющие с большой точностью определить по осадкам на горизонтальной поверхности количество и интенсивность осадков, выпадающих на вертикальную поверхность ограждения в зависимости от их интенсивности и скорости ветра с наветренной стороны. А. У. Франчук и В. И. Лукьянов [148] разработали методику расчета увлажнения наружных поверхностей ограждений косыми дождями. Увлажнение ограждения устанавливают по двум показателям, которые регламентируют глубину
проникновения дождевой влаги и отсутствие ее накопления за годичный период выпадания осадков. При определении этих показателей исходят из физико-механических и влажностных характеристик материала (объемная масса, сорбционная влажность, коэффициент влагопроводности и влагоемкость) и климатических параметров (среднемесячная температура и влажность воздуха, количество и продолжительность осадков на вертикальную поверхность). Первый показатель вычисляют с учетом конструктивных особенностей ячеистобетонного ограждения (глубина заложения закладных деталей, толщина защитного слоя арматуры и т. д.) в целях обеспечения антикоррозийных качеств ограждения, а второй — путем сравнения количества дождевой влаги, поглощенной наружной поверхностью во время дождя и испарившейся с нее в перерывах между дождями за теплый период года.
Количество дождевой влаги, выпавшей на вертикальную поверхность ограждения [135, с. 60]:
Qb ~ (15)
где (?в> Qr—количество влаги, выпавшей на вертикальную и горизонтальную поверхности, мм; ив— скорость ветра во время дождя с наветренной стороны ограждения, м/с; пп—скорость вертикального падения капель.
В работе [233] приведены значения интенсивности Jr (мм/мин) и количества Qr осадков, выпавших на горизонтальную поверхность, а также данные учащенных и средних наблюдений над скоростью и направлением ветра по 200 пунктам СССР. Целесообразно описать зависимость между интенсивностью осадков, выпавших на горизонтальную поверхность Jr, и скоростью падения капель дождя уп [135], которая характеризуется тесной корреляционной связью т = 0,97 и хорошо аппроксимируется (Д = = 1,4%) уравнением
сп = /г/(0,0046 + 0,183JP). (16)
Подставляя его в соотношение (15), получаем формулу для определения количества осадков, выпавших на вертикальную поверхность:
<2в = (<?rVB/Jr) (0,0046 + 0,1837 Р). (17)
Выражая <?в в зависимости от продолжительности дождя тд, имеем
Qb = тдив = (0,0046 + 0,1837г). (18)
Эксплуатационные свойства ячеистобетонной ограждающей конструкции прогнозируют оценкой глубины и количества проникания дождевой влаги в ограждение (по рекомендациям Е. С. Силаенкова [222]). Арматура в конструкции сохранится, если влажность ячеистого бетона на цементе на глубине 25— 30 мм не превышает 5% по объему и ее накопление за теплый
период года не наблюдается. Проведенные согласно [148] рас* четы и результаты натурных исследований эксплуатационных влажностных характеристик ячеистого бетона [109, 222] свидетельствуют о том, что на большей части территории СССР (за исключением некоторых районов Средней Азии) применение ячеистобетонных ограждающих конструкций без защитно-декоративного покрытия приводит к их значительному переувлажнению и быстрой потере эксплуатационных качеств. Под действием чередующихся увлажнений и высыханий ячеистый бетон разрушается: снижаются трещиностойкость, прочность и другие эксплуатационные качества. Для количественной оценки стойкости бетона в период косых дождей Уральским Промстрой-НИИпроектом предложено назначать количество циклов увлажнения и высыхания в соответствии со среднегодовым количеством дождей интенсивностью более 0,01 мм/мин Дь умноженным на повторяемость ветра при дожде с наветренной стороны ограждения в пределах шести румбов П/:
п
= 2 ДЛь (19)
1=1
где i = 1, 2, 3, ...» п — количество месяцев теплого периода года.
В Харькове теплый период года, характеризующийся среднемесячной температурой выше нуля, составляет 9 месяцев, в течение которых на вертикальные поверхности всех ориентаций выпадает 92 косых дождя. Наибольшее количество косых дождей приходится на стены северо-восточной ориентации Кув = 14 (рис. 16). В соответствии с этим назначают число циклов увлажнения — высыхания образцов ячеистого бетона для определения его стойкости под действием косых дождей в районе эксплуатации. Для Среднего Урала [202] годовой цикл косых дождей составляет 20 увлажнений — высыханий с одновременным действием ультрафиолетового облучения в течение 80 ч. Согласно приведенной методике по формуле (19) и справочным данным о климате района эксплуатации можно количественно оценить годовое модельное воздействие косых дождей на вертикальное ограждение, расположенное в любом районе страны. Конструктивные и технологические мероприятия по снижению эксплуатационной влажности ячеистобетонных ограждающих конструкций рассмотрены в главе VI.
§ 5. Замораживание и оттаивание наружной поверхности ограждения
Совместное воздействие на организм человека температурно-влажностных условий в помещении характеризуется эффективной температурой микроклимата жилища и определяется индексом комфортности, т. е. оптимальными условиями
для тепло- и влагообмена человека со средой обитания. Индекс комфортности вычисляют в условных единицах по формуле
Н = 0,24 (Гв + in) + 0,1а — 0,09 (37,8 — tB) и1'2, (20)
где /в, tn — температуры воздуха и поверхностей стен в помещении; а — абсолютная влажность воздуха; v — скорость движения воздуха в помещении.
Значение И нормируют в зависимости от климата района эксплуатации (// = 7,8-7-11,6), так как в холодных районах температура воздуха в помещении должна быть выше, чем в
Рис. 16. Количество косых дождей, выпадающих на вертикальные поверхности ограждений различной ориентации за теплый период года в г. Харькове.
Рис. 17. Изменение скорости ветра v по высоте здания hl при скорости ветра на отметке 3 м. равной 3 м/с, и устойчивом состоянии атмосферы; снижение температуры стены Д/с в зависимости от скорости ветра 2.
теплых [167, с. 102]. Из формулы (20) вытекает, что индекс комфортности в первую очередь зависит от температуры воздуха и стен в помещении, значения которых определяются тепловлажностным режимом эксплуатации ограждающих конструкций н интенсивностью воздействия внешней среды.
В зимнее время на наружную поверхность ограждения воздействуют мороз, ветер, солнечная радиация и оттепели. Для обеспечения заданных эксплуатационных качеств ячеистобетон-иых ограждающих конструкций необходима количественная оценка этих атмосферных воздействий.
Известно, что с удалением от земной поверхности скорость ветра увеличивается в зависимости от состояния атмосферы (безразличное равновесие, неустойчивое и устойчивое состояния, характеристики рельефа местности). Скорость ветра на высоте h можно найти из соотношения [218, с. 20].
vh = (fh/fo) v0, (21)
где ио, Vh — измеренная на данной высоте и искомая на высоте й скорости ветра, м/с; /о, /л — коэффициенты, зависящие от температуры воздуха на высоте измерения и на высоте й.
Строительная теплофизика рассматривает воздухопроница-ние ограждения под динамическим и термическим напорами. Динамический напор воздуха в ограждении создается при обтекании ветром его наружной поверхности вследствие возникновения поперечных скоростей, приводящих к воздухопроницанию, интенсивность которого пропорциональна квадрату скорости ветра. Термический напор обусловливается перераспределением воздуха в помещении в зависимости от его температуры и, как следствие, эксфильтрации его в нижних и инфильтрации в верхних частях ограждения. Термический напор не влияет на температурный режим ограждения. Действие динамического напора снижает температуру наружной поверхности ограждения относительно штилевой на величину [256, с. 55]
Д/в = 1п(а4~ 1) 4-2J/V (22)
Изменение скорости ветра по высоте здания, рассчитанное по формуле (21), и соответствующее снижение температуры наружной поверхности ограждения, установленное по формуле (22), показаны на рис. 17.
Для учета влияния ветра на тепловой режим многоэтажных крупнопанельных зданий предложено находить сопротивление теплопередаче и теплоустойчивость ограждений не просто по температуре наружного воздуха, а по ее эффективному значению, которое определяется равенством теплолотерь здания при штиле и данной температуре с учетом воздействия ветра [13, с. 44].
В холодное время года наибольшее снижение температуры воздуха происходит при безоблачном небе, т. е. антициклони-ческой погоде, когда скорость ветра невелика. В случае циклонической ситуации резко возрастает скорость ветра, появляется значительная облачность, которая препятствует радиационному выхолаживанию, температура воздуха не достигает низких значений. Следовательно, наиболее низкие значения эффективной температуры имеют место, когда температура воздуха низкая, но не минимальная, и одновременно скорость ветра большая, но не максимальная. Взаимосвязь скорости ветра и температуры наружного воздуха выражается общей прямолинейной зависимостью и в первом приближении И(/н) для Москвы описывается уравнением регрессии [35, с. 280]
14 =8,724-0,1434.
Для Харькова на основании обработки результатов наблюдений за скоростью ветра и температурой воздуха в зимние месяцы в период 1945—1970 гг. получены данные, характеризующиеся коэффициентом корреляции 0,98 и описывающиеся обобщенным уравнением регрессии (при Д = 5,8%)
14=26,5—0,674. (23)
Для учета совместного воздействия холода и ветра на тепловой режим здания выполнено районирование территории СССР по эффективным температурам наружного воздуха Га, f'a соответственно с вероятностями 0,1 и 0,4%, определенными в предложении, что единичное наблюдение характеризует погоду в течении 6 ч, т. е. выбранная вероятность 0,1% соответствует такому среднему значению /э, которое осуществляется ежегодно в течении 9 ч, а вероятность 0,4%—36 ч [13, с. 561. На рис. 18 приведена карта-схема районирования СССР по температурам /'э, значения которых оговорены ниже.
Районы I II III IV V VI VII VIII IX X XI
ог -21 -26
£ <—20
Рис. 19. Зависимость степени массивности D ячеисто-бетонных ограждающих конструкций от их толщины Ь и объемной массы Maie-риала: / — /// ограждающие конструкции малой, средней массивности и массивные.
—31 -36 -41 —46 -51 -61 -71 —91
—35 - 40 —45 —50 —60 —70 —90 -НО
В зависимости от интенсивности воздействия мороза и ветра с учетом эксплуатационного влагосодержания ограждения рассчитывают его сопротивление теплопередаче и теплоустойчивость, т. е. способность обеспечивать допускаемую требованиями комфортности амплитуду колебания температуры внутренней поверхности стены при изменении температуры наружного воздуха и наружной поверхности [193, с. 217].
Согласно п.2.5 СНиП П-А.7-71 степень массивности ограждающих конструкций имеет вид [304]
D = 2 R(S( = 2 (W 2 X
6=1
X 0,51 КМ^Дсо. + О.ОЬ,), <24>
где — толщина слоя ограждения, м; Xt—коэффициент теплопроводности материала в этом слое с учетом его влагосодержания, Вт/м2«К; TOj — объемная масса сухого материала, кг/м3; — удельная теплоемкость сухого материала, Дж/кг-К; ш, — влаго-содержание материала, % по массе. Для однослойной ограждающей конструкции (рис. 19) [2811
D = (БА) 0,51 j/X-fo (со + 0,01<о).
(25)
В настоящее время СНиП П-А. 7-71 с учетом изменений, внесенных Госстроем СССР в апреле 1974 г. [217], в зависимости от величины тепловой инерции D разделяет ограждающие конструкции по «степени массивности* на «легкие» (D<1,5);
«малой массивности» (1,5 < £>< 4); «средней массивности» (4 <D<7) и «массивные» (£> 7), для которых значение тем* пературы наружного воздуха принимается по абсолютной минимальной; средней наиболее холодных суток; средней из средних температур наиболее холодных суток наиболее холодной пятидневки; средней температуры наиболее холодной пятидневки в районе эксплуатации (СНиП П-А.6-72).
Рис. 20. Эксплуатационные влажностные характеристики пеносиликатной ограждающей конструкции цеха железобетонных изделий: а— послойное влагосодержание
Д 3 и нулевые изотермы 2, 4\ б — зависимость температуры внутренней поверхности ограждения тв от температуры наружного воздуха /н при влажности в феврале 1 и сентябре 3 (/в ==; 18° С).
На рис. 20 приведены эксплуатационные влажностныё характеристики пеносиликатной (то = 850 кг/м3) наружной стеновой панели цеха железобетонных изделий [109]. Кривые влагораспределения в феврале 1 и сентябре 3 показывают, что отсутствие защитно-декоративного покрытия панели и условия эксплуатации (высота 1,5 м от уровня пола) привели к ее значительному переувлажнению к концу периода влагонакопления. Так, при влагосодержании ограждения ниже допустимого (22% по массе) ее тепловлажностные характеристики обеспечивают заданные условия комфортности (Д/н < 10° С) во всем эксплуатационном диапазоне изменения температуры наружного воздуха.
Незащищенная наружная поверхность ячеистобетонных стен в холодный период года увлажняется конденсационной влагой, выпадающей при оттепелях на стены, температура наружных поверхностей которых ниже температуры наружного воздуха; вследствие соприкосновения охлажденной поверхности стены с теплым влажным воздухом ее поверхность покрывается инеем,
который затем тает и увлажняет стену; конденсационной влагой, выпавшей на внутренней поверхности стены, температура которой ниже точки росы (см. § 1 главы IV) внутреннего воздуха, что характерно для производственных помещений с мокрым и влажным режимами эксплуатации; адсорбционной влагой, конденсирующейся в толще ограждения в результате интенсивной диффузии водяного пара от внутренней поверхности стены к наружной.
С понижением температуры наружной поверхности ограждения все большее количество влаги, содержащейся в нем, пере-
*Э1
*э.аб
^аб
Город
Таблица 6 Значения средней температуры наиболее холодных суток пятидневки t5 и абсолютной минимальной /аб в сравнении с соответствующими расчетными величинами эффективной температуры
Харьков -23 -28 —36 —29 -34 -41
Одесса — 17 -21 —28 —24 —28 —34
Киев -21 -26 —32 -28 —32 —38
Москва Ленин- -25 -32 —40 -35 -38 -50
град -24 — — —32 — —
Владивосток —24 — — —54 — —
ходит в лед. Глубина замерзания материала характеризуется изотермой нулевой температуры (кривые 2, 4 на рис. 20). В табл. 6 приведены значения расчетных температур воздуха по СНиП П-А. 6-72 и соответствующие им величины эффективной температуры, сравнительный анализ которых свидетельствует об актуальности учета эффективных значений в теплотехнических расчетах и прогнозировании долговечности огражде-ограждения (рис. 20) при
ний. Так, нулевая изотерма
воздействии эффективной температуры — 34° С сдвигается влево от расчетного положения (при tR = —28° С) в эксплуатационных условиях Харькова. Рассматриваемая наружная панель
цеха железобетонных изделий к концу периода влагонакопления увлажнилась в среднем до 40% по массе (кривая 1 на рис. 20),
что привело к увеличению допустимого перепада между температурами внутреннего воздуха и поверхности стены, а также глубины замерзания ограждения. Такой тепловлажностный режим эксплуатации быстро разрушает ограждение.
Количественную оценку воздействия замораживания и оттаивания материала в ограждении производят в зависимости от числа переходов через 0° С температуры наружной поверхности
конструкции.
В холодный период года наружная поверхность ограждения нагревается до нуля и выше под влиянием радиационного тепла и оттепелей. Оттепель определяется повышением максимальной температуры воздуха до нуля и выше внутри морозного периода, в течение которого на протяжении пяти и более дней наблюдается отрицательный максимум температур. Период отте
пели считается непрерывным, если внутри него не наблюдалось более одного дня с отрицательным максимумом температуры воздуха. Длительность оттепели равна промежутку времени между датами окончания и начала наблюдений отрицательного максимума температуры воздуха. Интенсивность оттепельного периода зависит от положительного максимума температуры воздуха. Повторяемость оттепели рассматривается как дифференцированная оценка по градациям интенсивности и длитель
ности наблюдения оттепелей и шении числа дней с оттепелью заданной интенсивности и длительности к общему числу дней с оттепелями в холодный период года.
Суточная амплитуда температуры воздуха определяется разностью между средними максимальными и минимальными значениями за сутки.
Атмосферные оттепели бывают адвективные, радиационные и смешанные. Повышение температуры воздуха до нуля и выше в результате адвекции теплой воздушной массы называется адвективной оттепелью,
выражается в процентном отно-
которая сопровождается значительным уменьшением амплитуды температуры воздуха (не превышает 6°), облачностью нижнего и среднего ярусов, осадками, высокой относительной влажностью воздуха (80—95%) и длительностью периода (более трех дней). Увеличение температуры воздуха до нуля и выше вследствие солнечной радиации вызывает радиационную оттепель, которая характеризуется ясной погодой или облачностью верхнего яруса, низкой относительной влажностью воздуха, большими суточными амплитудами температуры (10° и более) и незначительной длительностью периода (до 2—3 дней). Если температура воздуха повышается вследствие адвекции тепла, а затем солнечная радиация увеличивает интенсивность оттепели, то такая оттепель называется смешанной. Для нее характерны те же признаки, что и для радиационной.
Чтобы установить тип оттепели, пользуются комплексной характеристикой погодных условий — суточной амплитудой температуры воздуха Ai, которая зависит от облачности нижнего и верхнего ярусов и высоты солнца. На рис. 21 изображен ход суточной температуры воздуха в декабре 1 и феврале 2,который показывает, что адвективной декабрьской оттепели предшествовал пятидневный морозный период (тмп) с 13 по 18 число, затем наступил оттепельный период (тот) с 18 по 23 число,
интенсивность которого /От не превышала 6°, а амплитуда в первый день составила 7,Г и впоследствии упала до 1—2°. В табл. 7 приведены данные о температуре и относительной влажности воздуха, средней суточной температуре и суточной амплитуде температуры во время оттепели (Харьков, 1968). Отсюда следует, что два декабрьских оттепельных периода нужно отнести к адвективным оттепелям (небольшая суточная амплитуда температуры и высокая относительная влажность воздуха). Февральские оттепели являются радиационными, так как сопровождаются резким увеличением суточной амплитуды температуры воздуха, снижением его относительной влажности и незначительной длительностью.
Таблица 7
Относительная влажность воздуха <р, скорость ветра ф, среднесуточная температура t и суточная амплитуда температуры воздуха At
А( °C
Февраль
? %
V м/с
Декабрь
А. °C
V %
V м/с
18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29
94 94 96 95 96 99 95 98 95 97 92 94
8 6 4 5 10 5 8 7 8 6 4 10
-4,1 4-3,6 4-5,8 4-2,7 4-2,0 4-0,4 -1.1 -0,9 -0,7 -0,4 -0,1 4-3,9
2 7 6 4 4 3 2 3 3 2 1 5
1 2 3 4 5 6 7 8 9 ’° ! п 12
88 86 84 80 79 95 72 64 73 85 87 70
1 3 5 7 9 9 5 3 5 7 3 6
-6,2 -6,2 -6,8 —8,5 -9,7 4-0,6 -9,1 -16 -11 —6,8 -4,7 4-1.9
2 2 3 2 3 11 3 4 3 2 2 9
30
13
5
-4,2 2
83
4 -1,4
5
К. Ш. Хайруллин [256, с. 191 отмечает, что на Украине и в Прибалтике повторяемость адвективных оттепелей колеблется в пределах 80—83%, в Западной Сибири и Казахстане соотношение оттепелей адвективного и радиационного типа одинаково, в Восточной Сибири и Приморском крае радиационные оттепели составляют 80—90%.
Исходя из числа дней с оттепелями L за холодный период года (табл. 20 [233] или табл. 16 [256]), а также из средней длительности периода а, и дифференциональной повторяемости Pi (табл. 20 [256]) оттепелей заданной градации i = 1,2,..., п, можно определить количество переходов /V через 0° температуры наружной поверхности ограждения. Для этого радиационные оттепели длительностью 1—2 дня рассматриваются как дневные переходы через 0° температуры поверхности огражденйя
Np = Lpi/\W-ai, (26)
где ah pt — средняя длительность радиационных оттепелей и их повторяемость.
Адвективные оттепели, повышающие минимальную температуру воздуха до положительных значений [256, с. 15], обусловливают один переход через 0° температуры поверхности ограждения за весь период:
N„=l(L-Np). 100]/ %aiPi.
/ /=2
(27)
Суммарное количество переходов через 0° температуры наружной поверхности ограждения W — == Лад + Лр под воздействием радиационных Лр и адвективных Л’ад оттепелей для ряда городов СССР приведено в табл. 8.
Отсюда видно, что число переходов через 0° температуры наружной поверхности ограждения определяется радиационным климатом района эксплуатации. Так, в Новосибирске и Красноярске число дней с оттепелями вдвое меньше, чем в Киеве и Харькове, а количество переходов через 0° одинаково.
Воздействие оттепелей на ограждение не исчерпывает количество его замораживаний и оттаиваний за зиму. В работах [60, 135, 194, 196, 256]
Таблица 8
Сумма дней с оттепелями L и суммарное количество переходов через (^температуры наружной поверхности ограждения N под воздействием радиационных ЛГр и адвективных 7Уад периодов оттепелей
УГМС Город «4 ГО г
Северное Архан- 38 12 7 19
Северо-Западное гельск Ленинград 46 10 7 17
Литовской ССР Вильнюс 47 9 7 16
Центрально-Чер- Москва 40 9 6 15
ноземных областей Казахской ССР Караганда 23 9 6 15
Приморское Владивосток 25 9 5 14
Украинской Киев 45 7 6 13
ССР Красноярское Красноярск 25 8 5 13
Западно-Сибир- Новосибирск 22 8 5 13
ское Украинской ССР Харьков 43 6 6 12
Иркутское Иркутск 26 7 4 11
Омское Омск 18 7 3 10
Забайкальское Чита 30 5 3 8
Якутское Якутск 18 5 2 7
показано, что при отрицательных температурах
наружного
воздуха (т. е. в отсутствие оттепели) поверхность ограждения мо-
жет нагреваться до положительных температур под действием солнечной радиации. Температура наружной поверхности ограждения зависит от ее альбедо, скорости ветра и интенсивности
суммарной солнечной радиации, поступающей на вертикальную поверхность стены. Для расчета возможного количества переходов через 0° температуры наружной поверхности ограждения предлагается исходить из числа ясных солнечных дней в холодный период года:
М = 2 [(J, • т,)/100|,
(28)
где /— календарный месяц холодного периода года, / = 1, 2, ...» т\ Jf — солнечное сияние в течение /-го месяца, %; rrij — месячное количество дней с отрицательной температурой воздуха, которое определяется как разность календарных и оттепельных дней (табл. 16 [256]).
Месячную условную температуру /усл наружной поверхности ограждения южной ориентации находят по формуле (6). Если tyw > 0, то количество солнечных дней в месяце, вычисленное по формуле (28), добавляется к числу оттепельных периодов (табл. 8). Тогда возможное количество переходов через 0° температуры наружной поверхности ограждения
Z = Np + ДГад + 2 [(J,. ту)/Ю0] при /Усл>0°. (29)
Например, требуется установить возможное количество переходов через 0° температуры наружной поверхности ячеистобетонной ограждающей конструкции в Харькове. Количество переходов через 0° под воздействием оттепелей вычисляем по формулам (26), (27): Ар + Аад = 12. Число дней с радиационным размораживанием наружной поверхности ограждения рассчитываем исходя из среднемесячных температур воздуха: декабрь — 4,8°; январь —7,3°; февраль — 6,9°, март—1,7° (табл. 1, СНиП П-А.6-72). Количество дней с отрицательной температурой воздуха: декабрь — 21, январь —21, февраль— 18, март — 18. Определяем /усл для каждого из месяцев холодного периода года при альбедо наружной поверхности ограждения 0,55, ан = 25 ккал/м2-ч, и —5 м/с и максимальной интенсивности солнечной радиации (табл. 1—108 [135]) в 12-13 ч:
/уСЛ = -7,3° + 15,5° = 8,2°; ?у'сл = —6,9° + 16,6° = 9,7°;
/усл = ~1>7° + >6-7° = 15’°°; 'усл = ~4>8° + 14-9° = Ю-1'-
Следовательно, во все солнечные дни с отрицательной температурой воздуха возможны переходы через 0° температуры наружной поверхности ячеистобетонной ограждающей конструкции южной ориентации. Определяем количество солнечных дней по формуле (28) ;М = 18. Тогда количество переходов через 0° температуры ограждения согласно (29) Z—18+12 =30. В табл. 9 приведены расчетные значения количества переходов через 0° температуры ячеистобетонной ограждающей конструкции для ряда городов СССР при ан = 25 ккал/м2°ч и альбедо, равном 0,55.
Количество радиацион ных размораживаний М и суммарное за сезон количество Z переходов через 0° температуры наружной поверхности ячеистобетонной ограждающей конструкции южной ориентации ______________________________
Город Месяц ч т1 fcp.M А'₽ *усл J% м г
Архангельск XI XII I 4 6 3 440 280 424 26 25 27 ! —4,3 —9,8 -12,5 9,7 6,2 9,3 >0 <0 <0 12
11 2 650 26 -12 14,3 >0 20
III 9 769 22 -8 16,9 >0 35 23 42
IV 14 730 16 -0.6 16 >0 44
Ленинград XI XII S' 12 565 475 27 19 -0,5 -5,1 “Г 2,4' 10,5 >0 12 6
I 8 547 23 -7,7 12 >0 1
II 6 689 24 -7,9 15,2 >0 18
III 16 757 15 -4.2 16,6 >0 az_ 16 33
Вильнюс XII 10 630 21 -3,1 1 ”13,9 14
I 12 654 19 -5,5 14,4 >0 14
II 12 726 16 -4,8 16 >0 23
III 13 753 18 — 1 16,6 >0
Киев хп 11 “653“ 20 —3,5 14,4 >0 14
I 12 678 19 —5,9 14,9 >0 18
II 12 740 16 —5,2 16,3 >0 25
III 10 757 ?1 —0,4 16,6 >0 33 18 30
Харьков хй 10 677 21 -4,8 “14,9 "ЯГ 13
I 10 703 21 -7,3 15,5 >0 18
п 10 754 18 -6,9 16,6 >0 27
ш 13 760 18 -1.7 16,7 >0 35 18 29
Москва XI 4 624 26 —2,2 13, ( >0 15
XII 8 583 23 —7,6 12,8 >0 11
I 5 629 26 — 10,2 13,8 >0 14
п 5 715 23 -9,6 15,7 >0 25
ш 16 758 15 —4.7 16,7 >0 21 36
Караганда XI 2 705 28 —7 15,5 >0 33
XII 3 677 28 -13,3 14,9 >0 28
I 1 703 30 -15,1 15,5 >0 40
11 2 754 26 -14,5 16.6 >0 48
III Ю 760 2| —8.7 16,7 >0 45 51 66
Владивосток XI 1 706 29 -1,3 15,5 >0 62
XII 5 760 26 — 10,3 16.7 >0 68
I 1 794 30 — 14,4 17,5 >0 71
II 3 769 25 -10,9 16,9 >0 70
III 704 16 -3,6 15,5 >0 60 84 98
Красноярск XI 6 524 24 —9,1 13,7 >0 22
XII 2 583 29 — 1,59 12,8 <0
I 0 629 31 -17,1 13,8 <0
II 2 715 26 — 14,7 15,7 >0 36
III 758 20 -7,6 16,7 >0 48 24 37
Йовосибирск XI 2 б32 28 —9,7 13,9 >0 23
XII I 591 30 — 16,9 13 <0
I 0 637 31 -19 14 <0
II 1 730 27 -17,2 16,6 <0
III 7 767 24 — 10,7 16,9 >0 51
IV П 689 19 -0,1 16,2 >0 55 29 42
Продолжение табл. 9
Город
Иркутск
Омск
Чита
Якутск
Месяц 4 Jl ml *ср.м д,р *усл J %
XI 3 669 27 -10,8 13,4 >0 37
XII 0 654 31 — 18,7 13,1 <0
I 0 678 31 —20,9 14,9 <0
II 1 739 27 -18,3 14,8 <0
III 11 757 20 -9,7 15,1 >0 64
XI 1 635 29 -8,9 14 >0 30
XII 1 594 30 —16,5 13 <0
I 0 640 31 -19,2 14,1 <0
11 1 735 27 — 17,8 16,2 <0
III 5 772 26 -11,8 17 >0 55
X 1 678 30 -1 14,3 >0 56
XI 4 668 26 — 14,4 13,4 <0
XII 0 654 31 -23,8 13,1 <0
I 0 678 31 -26,6 14,9 <0
11 0 739 28 -21,8 14,8 <0
III 11 757 20 -11,5 15,1 >0 68
IV 13 640 17 -0,3 12,8 >0 60
X 2 687 29 —7,9 15,1 >0 31
XI 0 500 30 —28 11 <0
XII 0 350 31 -39,8 7,7 <0
1 0 484 31 -43,2 10,6 <o.
II 0 670 28 —35,9 14,7 <0
in 1 763 30 —22,2 16,8 <0
IV 15 721 15 —7,4 15,9 >0- 67
М Z
41 49
Количество радиационных размораживаний наружной поверхности ограждения увеличивается с повышением его альбедо и снижением скорости ветра. Так, поверхность кирпичной стены южной ориентации (при р„ == 0,72, v = 1 м/с, ан = 13) будет нагреваться солнечным теплом до температуры, превышающей среднее месячное значение в Омске, что обусловит количество радиационных размораживаний М = 46 и увеличит общее число переходов температуры поверхности кирпичной стены через 0° до Z = 56.
Чтобы снизить количество циклов замораживания — оттаивания наружной поверхности ограждения под воздействием радиационного тепла, ячеистобетонные ограждения изготовляют с защитно-декоративным покрытием, имеющим низкое значение альбедо. Ковровая мозаика на наружной поверхности ограждения уменьшает его альбедо от 0,55 (не офактуренная поверхность) до 0,35, что в эксплуатационных условиях Омска обусловит отсутствие радиационного размораживания стены. По данным натурных измерений, в эксплуатационных условиях Восточной Украины применение светлой ковровой мозаики снижает число радиационных размораживаний наружной поверхности ограждения на 10—15%.
Для прогнозирования морозостойкости защитно-декоративного покрытия и материала ограждения следует исходить из количества переходов через 0° температуры его наружной поверхности, которое определяют по формулам (26) — (29) с учетом климатических особенностей района эксплуатации. Годовой период эксплуатации моделируют односторонним замораживанием — оттаиванием образца материала в количестве, соответствующем значению Z (табл. 9).
§ 6. Влажностный режим эксплуатации
Влажностное состояние ограждающей конструкции определяет ее эксплуатационные качества и зависит от технологии изготовления и условий эксплуатации здания. Прочностные, теплофизические и эксплуатационные свойства ограждения рассчитывают с учетом его равновесного эксплуатационного влагосодержания, которое достигается к концу послепостроеч-ной сушки здания. Так, при допускаемой СНиП П-А. 7-71 отпускной влажности ячеистобетонных стеновых панелей 22—35% соответственно на песке и золе допустимая величина равновесной влажности материала в ограждении составляет 12—17% к концу периода влагонакопления и 17—20% по массе в зоне конденсации.
Как показала практика производства ячеистобетонных панелей автоклавного твердения, величина отпускной влажности зависит от технологии производства [160, 189, 258] и может значительно превышать регламентированное СНиПом значение [150, с. 13; 172]. Эксплуатационное влагосодержание ограждения определяется влажностным режимом эксплуатации помещений [223, 228], климатическими особенностями района эксплуатации [222, 224, 225], конструктивными решениями стеновой панели [63, 189, 224], паро- и влагопроницаемостью защитно-декоративного покрытия, влагопроводностью материала и т. д.
Анализ результатов натурных исследований влажностного состояния ячеистобетонных стеновых панелей [45, 47, 60, 73, 90, 109, 223, 228, 261, 248, 274, 288] показывает, что их равновесное влагосодержание превышает допустимое значение и стремится к величине максимальной сорбционной влажности материала (25— 40% по массе). Это обусловливает необходимость оценки эксплуатационной влажности стеновых панелей, изготовляемых по конкретной технологии для заданных эксплуатационных условий. Результаты такой оценки позволяют оптимизировать технологию изготовления и конструктивные решения ограждающей конструкции в аспекте обеспечения требуемых эксплуатационных качеств и долговечности. Для этого необходимо статистически оценить отпускную влажность стеновой панели; определить послепостроечную влажность ограждающей конструкции
после ввода и в первые два-три года эксплуатации здания; измерить длительность периода послепостроечной сушки стен до установления в них’ равновесного влагосодержания; оценить эксплуатационные качества материала в ограждении в зависимости от его равновесного влагосодержания; реализовать результаты натурных исследований для повышения эксплуатационных качеств ограждения в результате снижения его равновесного влагосодержания. В табл. 10 приведены результаты натурных исследований эксплуатационного влагосодержания ячеистобетонных ограждающих конструкций, полученные в ряде городов СССР и вычисленные посредством различных методов.
При изучении влажностного состояния ограждений следует применять вероятностно-статистический метод оценки результатов натурных измерений [47], основным условием которого является обеспечение статистической однородности наблюдений за технологической и эксплуатационной влажностью. Для контроля отпускной технологической влажности из каждой партии (изготовленных из одной заливки по единой технологии) изделий (и > 20) выбирают не менее трех панелей, из вертикальных торцов которых высверливают по три керна материала (dK = 100 мм). Влагосодержание материала в кернах оценивают как среднюю статистическую величину совокупности, характеризующую среднюю отпускную технологическую влажность ограждающей конструкции, которая не превышает допустимое значение (СНиП П-А. 7-71). Эксплуатационное влагосодержание стеновой панели устанавливают в натурных условиях путем отбора проб материала шлямбуром (dK=20-r-30 мм) на полную толщину панели. Это производят в тех ее местах, где исключено влияние нагревательных приборов, источников жидкой и парообразной влаги и т. п. Глубина керна отбираемого материала у внутренней и наружной поверхностей — не более толщины защитного слоя бетона: 25—30 мм (для определения влажностного режима эксплуатации арматуры влажность керна в наружном слое по условию коррозионной стойкости арматуры не должна превышать 6% по массе), в толще панели — не более 50 мм. В соответствии с результатами измерения влагосодержания каждого керна строят кривую влагораспределения в толще ограждения по месту отбора пробы. Характерные кривые влагораспределения в однослойной ячеистобетонной ограждающей конструкции приведены на рис. 22. По величине средней кривой влагораспределения находят эксплуатационные значения ряда физико-механических характеристик материала в ограждении. Так, коэффициент теплопроводности материала в ограждении и, следовательно, его сопротивление теплопередаче и теплоустойчивость определяют интегрально по величине средней влажности. Приращение последней на 1% по массе увеличивает коэффициент теплопроводности материала, например ячеистого бетона, на 8—10%.
Эксплуатационное влагосодержание однослойных ячеистобетонных ограждающих конструкций
Хара ктеристика ограждающих конструкций (толщина, см) я объемная масса материала, кг/м8 Условия эксплуатации Равновесная влажность к концу периода влаго-на копления, % по массе Сорбционная влажность при if = 0.96, % по массе Источник
город продолжительность периода влаго-на копления, месяц продолжительность эксплуатации, год
Однослойная (24) Пеносиликат (850) Однослойная (30) Харьков 4 4 8 8-14 288
Аглопоритоперли-тобетон (800) Минск 5 2 10 — 45
Однослойная (24) Газобетон (700) Луганск 4 3 5-8 6-10 208
Однослойная (20) Газобетон (600) Свердловск 5 1 15 10 258
Однослойная (20) Г азозолобетон (1000) Однослойная (30) Газобетон (635) Нижний Тагил 5 2 7,7 13,5 223
Ангарск 5 4 10 12 248
Однослойная (35) Пенобетон (800) Свердловск 5 3 16,5 18 73
Однослойная (35) Пенозолобетон (900) Однослойная (35) Г азозолобетон (900) Однослойная (25) Газобетон (850) Свердловск 5 0,5 27 19 73
Свердловск 5 1,5 20 21 73
Новосибирск 5 — 9,5 14 134
Однослойная Газосиликат (700) Воронеж 5 3 5 14,2 15
Однослойная Пенобетон (900) Свердловск 5 1,5 8 19 45
Крупноблочная стена (30) Сипорекс (800) Рига 4 4 4 3.4 192
Крупноблочная стена (35) Пенобетон (800) Магнитогорск 5 6 12 5,5 192
Однослойная (35) Пенобетон (800) Свердловск 5 6 9 5,5 192
Однослойная (20) Пеносиликат (850) Харьков 4 3 38 36 109
Абсолютное значение средней кривой влагораспределения зависит от способа ее аналитической оценки. Критерием корректной оценки средней влажности служит такое ее значение, при замене которого свойство совокупности (в данном случае влагосодержания всех кернов материала) не изменится. На основании сравнительного анализа средних значений, определен-
ных различными способами, выделены два способа оценки средней влажности ограждения W по среднему арифметическому
(30)
\й=о //
(i = 0, 1, 2, .п — количество кернов одинаковой глубины по толщине ограждения) и среднему взвешенному
Рис. 22. Инвариантные кривые,влагораспределения и оценка их сред-
ней: №t-=60%, №а= №в= №э = 15%, 5^= 45; 6-yW^
1 1
=60%,№а=№в= 15%,№э = 14,2%, Sw = 42,6; в - £ №,-= 60%, №а=
1
4=№в=15%, №э = 18,3, 5^ = 54,9; г -£№t. = 60%, №0 = №в= 1
= 15%,. №Э=П,7%, 5да=35,l;№f—послойное влагосодержание ограждения
Рассматривая интегральное влагосодержание материала в ограждении как площадь эпюры влагораспределения Sw, среднее значение которой не зависит от ее геометрической формы и арифметической суммы дискретных значений влажности кернов п
У Wi, а является функцией влагосодержания, оценим среднюю /=о .
влажность ограждения исходя из эпюры влагораспределения по формуле
\ /
U7S = f(ai)-da) (32)
\U»i //
где cii — глубина керна материала, мм; И7 4л — влажность
керна материала, % по массе.
Для трапецевидных эпюр влагораспределения
W, = 2 [(Wi 4- Wi+,)I2] 2 at.
i=0 I 1=0
(33)
(fl
inv = 60%
по массе I, приведенные на средней влажности ограждения рассматриваемыми способами, значения средней влажности которых, определенные по Wa и 1ГВ, не изменяются, свидетельствуют о низкой статистической представительности этих способов оценки. Следовательно, средняя влажность ограждения, установленная по формуле (33) в соответствии с экспериментальными значениями эпюры влагораспределения, — наиболее представительная оценка ее средней. Это позволяет
рис. 22 для иллюстрации оценок
Рис. 23. Кинетическая кривая влажностного состояния ячеистобетонной стеновой ла-нели: W„, Wp. «/тах, «/т)п-от-
пускные технологическая, послепостроечная» эксплуатационная в период сушки здания» эксплуатационная равновесная и экстремальные сезонные значения средней влажности W'a материала в ограждении в течение его эксплуатации т, год.
повысить точность измерения влажностного состояния ограждающей конструкции (рис. 22).
Проведенные по предложенной методике натурные исследования влажностного состояния ограждения и расчет его средней влажности дают возможность перейти к нахождению равновесного влагосодержания ограждающей конструкции, которое определяют по достижении постоянного значения средней между экстремальными величинами средней влажности в начале
(октябрь — ноябрь) и конце (апрель — май) периода влагона-копления. Последний зависит от длительности периода со средними суточными температурами воздуха ниже нуля. Влага, накопившаяся за этот период в ограждении, должна из него испариться в теплый период года [217]. По результатам многолетних натурных наблюдений за эксплуатационным влажностным состоянием ограждения строят кинетическую кривую средней эксплуатационной влажности (рис. 23).
Величина равновесной влажности материала в ограждении с доверительной вероятностью 0,95 описывается нормальным законом распределения. В конце второго года эксплуатации и далее значения равновесной влажности ограждения могут быть представлены в виде дифференциальных функций нормального
распределения, по статистическим параметрам которых (истинному значению равновесной влажности М7Р и его среднеквадратическому отклонению рассчитывают минимальную и максимальную величины эксплуатационной равновесной влажности.
В работе [47] приведены результаты натурных исследований влажностного состояния 80 газозолобетонных панелей. Вероятностно-статистическое определение величины равновесной влажности показало, что в течение первых двух лет в эксплуатационных условиях Норильска стеновые панели сохнут от 1ГТ == 31,2% до Wp = 23% (СНиП допускает №т=22%, Wp = 15%) при = 4%, т. е. встречаются панели с влажностью от 11 до 35%.
Реализация полученных результатов состоит в изучении влияния повышенной влажности материала на прочность, деформативность, теплопроводность, трещиностойкость, атмосферостойкость и долговечность стеновой панели, определении технологических и конструктивных мероприятий по улучшению эксплуатационных качеств изделия (глава VI).
§ 7. Оценка надежности ограждения
Экономическая эффективность капиталовложений в строительство обусловлена его качеством, основными показателями которого являются надежность и долговечность зданий и сооружений. Системный подход к оценке интенсивности воздействия внешней среды на защитно-декоративные покрытия и материал ограждения позволяет определить перспективные направления разработок в комплексе технологических мероприятий по обеспечению надежности и долговечности ограждающих конструкций на стадии их изготовления. Долговечность наружных ограждающих конструкций зданий обеспечивается применением материалов надлежащей стойкости (морозостойкость, влагостойкость и т. д.) и рядом конструктивных мероприятий по защите элементов конструкции от воздействия среды. Ограждающая конструкция здания рассматривается как неотъемлемая часть пространства, разделяющая его на три среды с различными теплофизическими характеристиками: внутреннюю, внешнюю и среду в толще ограждения, от которой зависит интенсивность тепло- и массообмена между двумя первыми. Средой для ограждающей конструкции называют комплекс влияющих факторов, внешних по отношению к этой конструкции, за исключением непосредственных силовых нагрузок [35, с. 37]. Основное назначение ограждения состоит в разделении сред воздействия и определяет его функции: теплозащиту, влагозащиту и т. д. (табл. 11). Кроме этого, ограждающие конструкции как архитектурно-конструктивный элемент здания выполняют декоративные и силовые функции.
Качество ячеистобетонных ограждающих конструкций обусловливает совокупность из экономических и технических свойств, регламентированных СНиПом. Эксплуатационное качество определяет группа эксплуатационных технических свойств ограждающих конструкций, обеспечивающих эффективную реализацию их функционального назначения. Комплексно оценить надежность и долговечность можно путем всестороннего учета интенсивности, повторяемости, и продолжительности воздействий окружающей среды на ограждение и его конструктивные элементы. Элементы ограждения — отделочные, защитные и защитно-декоративные покрытия, стыковые соединения; в многослойном ограждении — несущие, воздухонепроницаемые, тепло- и звукоизоляционные слои. Сказанное обусловливает оценку надежности и долговечности ограждения как задачу, проблематичность которой вызвана отсутствием однозначных критериев надежности и объективной методики их взаимосвязанного учета.
Дифференциация неагрессивных (согласно классификации по СНиП П-28-73) атмосферных воздействий на ограждение по характерным признакам и последействиям в материале и элементах позволяет провести системный анализ результатов научных исследований и установить перспективные направления технологических разработок для обеспечения атмосферо-стойкости и долговечности ограждающих конструкций уже на стадии их изготовления.
Эффективность эксплуатации ограждения по каждой из функций определяется группой свойств, параметры которых должны находиться на заданном уровне. Так, для силовой функции — это допускаемые значения прочности, влагостойкости и модуля деформации; для функции теплозащиты — теплопроводность и теплоемкость материала в ограждении с учетом его эксплуатационного влажностного состояния и т. д. (табл. 11: + + стандартизированная методика; Ч-----нестандартизирован-
ная; — методика определения отсутствует).
Основным эксплуатационным свойством изделия, в том числе ограждающих конструкций здания, является надежность — свойство изделия выполнять- определенные функции с сохранением в заданных пределах эксплуатационных показателей, которые обеспечивают их осуществление в течение требуемого срока при известных условиях эксплуатации. Надежность ограждения зависит от безотказности — свойство изделия непрерывно сохранять работоспособность; долговечности — свойство изделия непрерывно сохранять работоспособность при соответствующем техническом обслуживании и ремонтах до наступления предельного состояния, когда дальнейшая эксплуатация невозможна по соображениям безопасности или из-за неустранимого снижения эффективности эксплуатации; ремонтопригодности— свойство изделия, состоящее в приспособлен-
Таблица 11
Перечень исходных данных для оценки надежности яченстобетонных ограждающих конструкций
Эксплуатационные Реакция ограждения воздействия
Эксплуатационные функции ограждающей конструкции Силовая теплозащита Влагозащита Возду-xosa-щита Звуко-защнта Декоративная
Физико-механические свой- -о rts X ё g gs о 5 6 h X X JJ о H 6 A ti i f m X x ь О * х я
ства материала и элементов ограждающей конструкции здания 8 О Е модуль форма ц с S gg С £2 s? о о* sss и S' X В X 2§ h я CJ 52 h ft <u gS 28 2! c =r X 25 ^3 O S ' m x (П >«c я О- у сохран фактур цвета
Постоянные и временные нагрузки ++ 4-4-
Температура воздуха 4- -U 4- 4- — — — — — — —
Влажность воздуха 4- 4- 4- 4- 4- — 4- — 4- — —
Ветровая нагрузка 4- — 4- 4- — — — — 4- 4- — —
Солнечная радиация 4- 4- 4- 4-
Атмосферная влага 4- 4- 4- 4- 4- + 4- 4- + 4- — 4-
Сорбция углекислого газа 4- 4- — — 4- 4- + — — — — —
Замораживание—оттаи- 4-4- 4-4- — +-
вание Увлажнение—высыхание 4- 4- — — — 4- 4-4- — — — — +
Деформации влажностные 4- — — — — — — — — — 4-
Деформации температур- 4- 4-
ные
Деформации силовые 4 -+-
Карбонизация + — — — 4- + — — — — — -—
Коррозия арматуры + 4-
Эррозия Изменение цвета 4- — 4- 4
Источник
36, 41, 177, ГОСТ 12852-67 91, 95 91, 95 91, 135
91, 95, 273, 291
202, 207, 225 204, 208
129, 198
222, 274 230, 249
207
36, 41
204, 208
25, 222
91
91
кости его к проведению ремонтов и технического обслуживания [3, 130, 262]. В настоящее время надежность строительных конструкций оценивается только при выполнении ими силовых функций [129, 278]. Повышение качества строительных изделий — основная задача предприятий строительной индустрии в десятой пятилетке, которая должна решаться на основе современной теории надежности, широко применяемой в машиностроении, электронной и электротехнической промышленности. Использование ее в строительстве связано с тем, что ограждающие конструкции зданий — сложные многофункциональные и многоэлементные системы, для которых интегральные оценки надежности можно получить только на основании представительных оценок надежности по каждой из выполняемых функций функциональной надежности.
В теории надежности [3, 262] рассматривают статистические и вероятностные методы. Первые используют для анализа данных об эксплуатационном состоянии, определения надежности функционирования изделия, а также закономерностей износа и причин его повышения; вторые — для прогнозирования на основании полученных статистических закономерностей показателей надежности вновь изготовляемых изделий и установления уровня физико-технических качеств, обеспечивающих требуемую надежность функционирования изделия.
Статистическая оценка надежности — основная для получения вероятностных оценок. Поэтому далее рассматриваются только вероятностные оценки. В самой постановке задачи определения надежности ограждающих конструкций зданий заложена необходимость детального изучения влияния на них условий эксплуатации, тщательного контроля физико-технических характеристик материалов, исследования параметров эксплуатационного воздействия. Следовательно, система регламентирования надежности ограждения предусматривает повышение требований к качеству продукции.
Срок службы ограждающих конструкций, как и здания в целом, можно разделить на три периода: приработочный износ, когда наблюдаются осадочные и температурные деформации, возникают усадочные трещины, проявляются технологические и монтажные дефекты с одновременным уменьшением влажности и повышением прочности бетона в конструкции; постоянный износ характеризуется релаксацией напряжений приработочно-го периода и стабилизацией процессов деструкции материала; разрушение, в течение которого деструктивные процессы протекают особенно быстро из-за снижения физико-технических качеств ниже допустимого уровня. Оценка надежности функционирования необходима для каждого из них.
Если в теории надежности [130] нагрузка и внешние воздействия функционально не связаны между собой, то эксплуатационное состояние ограждения обусловлено именно такой
связью. Внешние воздействия вызывают в ограждении силовые нагрузки, на которые материал и конструкция ограждения реагируют соответствующим образом, радиационный нагрев (внешнее воздействие как нагрузка) способствует температурным деформациям конструкции, увеличивает интенсивность испарения и переноса влаги в материале (реакция ограждения). Однако задача расчета надежности формулируется аналогично работе [130]: для принятого уровня качества изделия необходимо рассчитать показатели безотказности, долговечности и ремонтопригодности.
Безотказность В ограждений для характерных периодов их эксплуатации можно определить при наличии распределений вероятности появления отказа Р=1 — В, которые обычно [262] получают в зависимости от продолжительности эксплуатации и по ним вычисляют показатели безотказности: вероятность безотказной работы, среднюю наработку на отказ и интенсивность появления отказов. При этом под отказом ограждения понимают такое его состояние, когда заданная ему функция не выполняется или выполняется на недопустимом уровне.
Количественную оценку отказа ограждения производят по результатам натурных исследований эксплуатационного состояния конструкции [129, 193, 278], в процессе которых выявляется характер отказа и скорость его проявления. По характеру отказы разделяют на независимые (отказ по одной функции) и зависимые (отказ вследствие появления отказа по смежной функции). Скорость проявления отказа характеризует его как внезапный или постепенный. Отказы ограждающих конструкций, возникающие в результате внешних воздействий, исчезают после прекращения их действия (кроме отказов по силовой и декоративной функциям). Причины появления отказов — конструктивный и технологический брак, приработочный и эксплуатационный износ. Критериальная оценка отказов ограждений приведена в табл. 12.
Вероятность появления отказа ограждения
Р{ЕЭ>Е«}, (34)
где Е3, Е*— вероятные эксплуатационное и нормативное значения характеристики функции ограждающей конструкции.
Поскольку данная функциональная характеристика отражает физический процесс взаимодействия (реакцию) ограждения с внешней средой [3], ее эксплуатационные значения зависят от вероятных значений эксплуатационных воздействий и вероятных параметров качества (комплекса свойств) изделия, обеспечивающих выполнение заданной функции. Вероятность появления отказа в зависимости от принятого уровня качества может изменяться от единицы, когда из-за недопустимо низкого уровня качества Ki эксплуатационные значения функциональной характеристики ниже нормативных при любых значениях
внешнего воздействия, до нуля в случае завышения уровня качества Л2 (рис. 24). Кинетическая зависимость вероятности отказа ограждения имеет более сложный характер и для ее описания необходимы данные об изменениях параметров внешней среды во взаимосвязи со свойствами конструкции.
Эксплуатационные воздействия на ограждающие конструкции зданий известны, а некоторые из них изучены достаточно подробно. Это силовые постоянные и переменные нагрузки, температурно-климатические воздействия. Для получения статистических распределений по климатическим воздействиям на ограждение существует обширный материал многолетних наблюдений [131, 256, 233], но сбор и обработка | 1 I
этих данных выполнены без учета i i i
потребностей задач расчета надеж- 'х" I
ности, вследствие чего в норматив- f-------1-V I
ной литературе отсутствуют кине- ----------1-----\------1
тические и статистические распре- ---------।-----V------1
деления вероятностей для пара мет----------------—।
ров эксплуатационных воздействий. _________I_____
Это значительно усложняет описа- °
ние кинетической зависимости для рис. 24. Зависимость вероятно-вероятной интенсивности и, следо- сти появления отказа Р{Е9>Еп] вательно, вероятности отказа. от уровня качества К. Потеря качества ограждения в
процессе эксплуатации подчиняется зависимости [259]
К =
где X — постоянная износа, определяемая экспериментально.
В строительной литературе вместо понятия износа (количественной характеристики изменения физико-технических свойств под влиянием факторов эксплуатации) применяют понятие стойкости, количественно определяющей предельную интенсивность и продолжительность индивидуального и комплексного внешнего воздействия, не изменяющего сверх норматива свойства изделия. Некоторые стойкости нормированы: морозостойкость (ГОСТ 12852—67), водостойкость (ГОСТ 2409—67), износостойкость (ГОСТ 13087—67), трещиностойкость (ГОСТ 8829— 66). Известно, что характеристики стойкости не могут быть использованы для оценки надежности, так как они не описывают процесс изменения свойства во времени. Таким образом, для большинства свойств строительных материалов постоянные износа еще не установлены и кинетическая оценка распределения вероятности качества отсутствует. В то же время имеется реальная возможность рассчитать начальную безотказность на основании статистических распределений вероятности для уровня внешних воздействий и параметров качества.
Чтобы определить показатели долговечности ограждения, необходимо иметь кинетическую зависимость распределения ве-
роятности наступления Таблица 12 предельного состояния Описание эксплуатационного состояния н м ограждения ПРИ достижении некото-
Функция ограждения Отказ Уравнение отказа ЭТ0Й ЗЗВИСИМОСТИ ДЛЯ •урасзнснпс uTKoja оценки долговечности
Силовая По несущей способности можно вычислить гамма-дЕН > / процентный срок службы Т = f (П), в течение кото-
По деформациям рого с вероятностью 7 не в (<7ВН) > ен будет достигнуто пре-
Теплозащита По теплопроводности дельное состояние ограж- /?тр < R3 дения; средний срок 0 0 службы до предельного
По теплоустойчивости состояния и средний меж-ремонтный срок службы.
Влаго-защита По паропро-ницаемости Предельные состояния дтр > у^ ограждения для всех п п>в эксплуатационных функ-
По вла госодержан и 10 или влаго-накоплению ций, кроме силовой, так > U?cHp же как и состояние отка- за, являются частичными и нормативными. Поэтому общий вид критери-
По влагостойкости альной записи для веро- К3 > К* ятности появления пре-
Воздухо-защита По воздухопроницаемости дельного состояния и от- < ^rp. каза совпадает (форму- 0,1 ои’ ла (34)), что позволяет со > соР использовать для полу-
Звуко-защита По звукоизолирующей способности " — чения зависимости рас- Е3 < £н- Е3 < £н пределения вероятности в у у наступления предельного состояния ограждения те же, что и при расчете их
Декоративная грузка на собность; t чение дефо тивная ве< значения г По сохранению текстуры и цвета [риведенная эк ограждение i 4/н), ен_ЭК( рмаций ограж пичина; остал 1риняты по СТ безотказности, кинетиче-Оценивается по ские и статистические результатам на- распределения вероятно- гурного обследо- сти дЛЯ внешних воздей- вания ствий, распределения ве- роятности параметров ка-сплуатационпая на- честВа и зависимости ИЗ- " его несущая сп°- носа в процессе эксплуа- сплуатационное зна-дения и его норма- тации. ьные условные обо- Чтобы вычислить по- 1нП П-А. 7-71. казатели надежности ог-
раждающих конструкций, необходимо определить критериальные оценки состояний отказа и предельных состояний по каждой из выполняемых ими функций; вероятностные и статистические параметры для свойств изделия, обеспечивающих выполнение каждой из рассматриваемых функций; вероятностные и статистические параметры условий эксплуатации для трех характерных периодов; зависимость износа и потери свойств от условий эксплуатации; вероятно-
стные и статистические параметры для обоснования способов восстановления свойств изделия.
Дифференцированное рассмотрение эксплуатационных функций ограждения позволяет для важнейших из них уже на основании имеющихся статистических распределений уровня эксплуатационных воздействий и параметров качества изделия установить базовый показатель надежности — начальную безотказность В. В табл. 12 приведены необходимые для определения В
Рис. 25. Распределение вероятностей для эксплуатационных значений теплового потока через ячеис-
критериальные оценки отказа ограждения.
В работе [276] приведен алгоритм расчета начальной безотказности ограждающих конструкций, по которому вычислена начальная безотказность по теплозащите ячеистобетонной стеновой панели ПН-53 размером на «комнату» жилого дома серии 1-468 производства Харьковского ЗЖБК-З. В расчете исходили из объемной массы ячеис7
тобетонную стеновую панель дома серии 1-468: /, 2— тепловые потоки Qk.t, Q*. ок через панель и оконный проем; 3, 4 — приведенный тепловой поток без учета и с учетом Q инфильтрации; Bt ~ = 0,997; В3 = 0,975; В4 = 0,775; Qh = 52 Вт/4.
бетона (при допускаемой влаж-
ности) 800 кг/м3; /?о — 1,1-г-1,3 м2 K/кВт (U7 » 10% по массе), оконный проем со стандартным оконным блоком ОС-15-15 Ro = 0,45-н 0,49 м2 К/кВт, с уплотнением притворов полушерстяным шнуром, i = 8. Распределение вероятности температур наружного воздуха и скоростей ветра получено путем обработки данных многолетних наблюдений Харьковской метеостанции [97]. Расчет показал (рис. 25) высокую надежность теплозащиты (Bi « 0,997) для ограждения без оконного проема, удовлетворительную надежность теплозащиты панели с полностью герметизированным оконным проемом (В2 = = 0,978) и неудовлетворительную надежность теплозащиты серийной стеновой панели с уплотнением окна полушерстяным шнуром (В3 = 0,78).
Повышение эксплуатационной влажности ячеистого бетона в ограждающей конструкции значительно снижает надежность теплозащиты. Так, при средней влажности рассмотренной панели до 25% по массе надежность теплозащиты снижается до Bt = 0,75; В2 ==0,71 и В3 = 0,69. Это свидетельствует о потере эксплуатационного качества ограждения вследствие его увлажнения в функции теплозащиты в холодный период года.
Теоретическое описание влажностного состояния материала в ограждающей конструкции
§ 1. Форма и энергия связи влаги с материалом
Ограждающая конструкция содержит влагу в четырех фазовых состояниях: газообразном, жидком, твердом (лед), а также фазы влаги в поверхностных слоях. Влага поверхностных слоев отличается по своим физико-механическим характеристикам от нормальной воды: повышенной плотностью (порядка 1,4 г/см3); пониженным равновесным давлением пара над модифицированной влагой поверхностного слоя; увеличением на порядок вязкости; значительным уменьшением температуры фазового перехода в твердое состояние и т. д. [75].
По классификации акад. П. А. Ребиндера, влага в капиллярно-пористых материалах имеет три формы связи: химическую, физико-химическую и физико-механическую, характеризующиеся энергией связи влаги с материалом [149, с. 10].
Химически связанная вода представлена в материале влагой в кристаллогидратах и в виде гидроксильных ионов. Энергия химической связи влаги с материалом обусловлена водородными связями молекул воды с анионами и координационными связями с катионами кристаллогидратов. Она настолько велика, что химически связанная влага удаляется из материала при температуре более 500° С [105, с. 57].
В работах [100, 104] показано, что влага в материале разделяется на физико-химическую и физико-механическую и характеризуется энергией ее связи с материалом в критических точках на термограмме сушки влажного капиллярно-пористого образца материала.
Термограмма сушки представляет собой график тепломассообмена влажного материала со средой. Этот процесс можно рассматривать на двух одновременных этапах: исследование кинетики испарения (массообмена) без учета влияния температуры и изучение взаимосвязи скорости испарения, и температуры термограммы образца материала. Гравиграмма (или кривая потери веса) образца описывается уравнением внешнего масо-обмена
дт/дт = т0 (dW/dx) = dS [F2 (т) — (Г)],
(36)
где dmld-c — убыль массы влажного образца, кг/с; то — масса сухого материала, кг; S — поверхность образца, м2; F2—
свободная энергия связи воды с материалом и пара в воздухе, Дж/кг; W — влагосодержание образца материала.
Исследуя кинетику испарения на тонких (2—3 мм) образцах материала, когда температурно-влажностные градиенты по его толщине незначительны, можно исходить из постулата о после
довательном испарении влаги в порядке увеличения ее энергии связи с материалом. При этом F\ зависит только от влагосодержания материала, a F? определяется термическим режимом опыта.
Термограмма сушки образца материала регистрирует изменение теплоты испарения связанной влаги из материала Q в зависимости от давления пара и температуры:
рп = р« ехр (—Q//?T), (37)
где рп, рн — давление пара в случае данного влагосодержания образца материала и давление насыщенного пара при температуре Т К.
На рис. 26 приведены гравиграмма (а) и термограмма (б) сушки капиллярно-пористого материала, на кото-
Рис. 26. Гравиграмма (а) и термограмма (б) сушки капиллярно-пористых строительных материалов: Д/°С — разность температур образца материала и среды; т — продолжительность испарения
рых выделены пять критических точек влаги; тв —масса влаги в [213], соответствующих следующим образце материала.
границам испарения: до 1 — свобод-
ная влага; от 1 до 2 — капиллярная влага макрокапилляров радиусом более 10_& см [149, с. 48]; от 2 до 3—менисковая влага; от 3 до 4 — капиллярно-конденсационная влага микрокапилляров радиусом менее 10~5 см; от 4 до 5 — влага полимо-лекулярного слоя (толщиной в 2—3 молекулы) адсорбированной воды; после 5 — испаряются влага мономолекулярного слоя
адсорбции и часть гидратной воды из высокогидратных соединений.
В соответствии с этими формами связи влагу в материале подразделяют на физико-химическую (слабо связанная вода высокогидратных соединений, влага моно-и полимолекулярных слоев) и физико-механическую (влага макрокапилляров, стыковая и капиллярно-конденсационная влага микрокапилляров).
Энергия связи влаги с материалом определяется работой, необходимой для изотермического отрыва 1 моля воды:
А = RT • In (рв/рп) = —in <?,
(38)
где R=8,31 Дж/моль-град— газовая постоянная; Т—температура, К. Наибольшей энергией связи характеризуется химически связанная с материалом влага (А = 103 Дж/моль).
Влага моно-и полимолекулярной адсорбции образуется на внутренней поверхности материала при 9—0.25, а энергия связи имеет величину порядка 1017 Дж/моль.
Менее прочно связана с материалом физико-механическая влага. Влага в капиллярах радиусом менее 10-Б см возникает вследствие капиллярной конденсации при 9 > 0,25 и ограничена вогнутыми менисками, относительное давление пара над которыми меньше, чем над плоской поверхностью воды [149, с. 21]. Это является критерием разделения капилляров на микрокапилляры (радиус менее 10-5 см) и макрокапилляры (радиус более 10“5 см) и объясняется различием механизма переноса воды в газовой фазе (длина свободного пробега молекулы 1= 10-5 см).
Влага менискового состояния в макропорах межзернового состава материала имеет несколько отличную от нуля свободную энергию связи с материалом и характеризует его микропористость.
Капиллярная влага макрокапилляров обладает минимальной свободной энергией связи, так как ф — 1, и образуется за счет непосредственного соприкосновения материала с водой под действием капиллярных сил. Энергия капиллярной связи (Л(г)) не зависит от сил адсорбционного взаимодействия и определяется кривизной мениска:
Д(п = (2а/г)ц0, (39)
где а —поверхностное натяжение воды; — удельный объем; г — радиус капилляра. Для макрокапилляров радиусом от 10~3 до Ю~Б см она составляет соответственно 5-10~4 и 5 -10 Дж/моль.
Применительно к свободной воде Д=0, и вода удерживается в материале под действием силы тяжести.
Адсорбционная влага неизбежна в материале ограждения. Поэтому рассмотрим механизм адсорбционного увлажнения материала и количественную оценку его влажностного состояния.
§ 2. Оценка содержания влаги в материале
Содержание влаги в материале ограждения определяется его гигроскопичностью, водопоглощением, водопроницаемостью и высотой капиллярного подсоса, которые оценивают по величине влагосодержания или влажности. Перенос влаги в материале ограждения зависит от его влагоемкости и влагопро-водности, которые обусловлены потенциалом влажности капиллярно-пористой среды. Отношение массы влаги в материале
к его сухой массе то называется массовым влагосодержанием:
тъ т — mQ_____т
U = — =------- — — — 1
т0 т0 т0
(40)
Массовую влажность устанавливают как отношение массы влаги в материале к его влажной массе т:
де, __ 2? __ т~~то _ ।_сто
т т т'
(41)
В строительной практике массовое влагосодержание и влажность выражают в процентах по массе, называя их относительным влагосодержанием и относительной влажностью [263J:
u = [(m/m0) — 1] • 100% (42); IV = [1 — (m0/m)] 100% (43),
или в процентах по весу (ГОСТ 12852—67):
w = [(GB/G0) — 1] • 100% (44); W = 1 - (G0/GB)] • 100% (45),
где GB, Go — вес образца материала во влажном и сухом состояниях.
Влажностное состояние материала можно оценить любой из этих величин, связанных соотношениями |29, с. 24]
W = и/(1 4- а) (46);
и = U7/(l - №) (47),
причем и £ 10 -и 1 ]; IV е 10 ч- 0,51.
Массовое влагосодержание и влажность иногда выражают величинами, характеризующими количество воды в единице объема сухого Vo или влажного Увл материалов:
«об — tridVо — VB/pB Vo «ро»
IVoo — mJVвл — Vs/рв • Vвл — IVрвл,
(48)
(49)
где рвл» Ро, рв — плотность влажного и сухого материалов и воды.
Переход от объемных оценок к массовым затруднен необходимостью точного определения плотности сухого и влажного материалов. В связи с этим объемные оценки влажностного состояния материала не получили широкого распространения.
При расчете водопоглощен и я поверхностных слоев материала в ограждении влажностное состояние характеризуют (кг/м2) поверхностной влажностью [222]
IV „ = mJS.
(50)
Влажностное состояние образца материала измеряют по ГОСТ 12852—67, а точность измерения проверяют по формуле [27, с. 775J
т 1 то , /К1\
е“ ~ ~ ет + Ет» + V>4
т0 v 0
или SU7 = ет_™с = ет + ет, + ет. (52)
т и и
Здесь ет, ето— относительная погрешность измерения влажного и сухого образцов материала (%), равная отношению абсолютной погрешности весов к массе образца: em = (v/m)*100%; Ет0=» = (vM) 100%.
При взвешивании образцов ячеистого бетона на весах типа ВНО-10 ет = Е/и0 =+0;5%, а с учетом субъективных ошибок относительная погрешность взвешивания возрастает до ±3% [177]. Результаты измерения влажности записывают в виде
W ~ (т — то)/т±[(т — тъ)/т]£т 10~2. (53)
Уменьшение разности измеряемых масс (т— т0) приводит к потере точности вычислений. Например, при то = 0,8 кг образец ячеистого бетона адсорбировал влагу и увеличил массу до т\ = = 0,85 кг, а при водопоглощен и и масса образца составила т2 = = 1,05 кг. По формуле (42) находим влагосодержание материала: «1=6,25, «2 = 31,25% по массе. Оцениваем точность измерения относительной погрешностью по формуле (51) при ет — £т0 — = ±3%: еИ| = 102%, eat = 25,2%. Тогда результат измерения влагосодержания запишем согласно формуле (53): U[ = 6,25 + 6,37, «2 = 31,25 + 7,87% по массе.
Таким образом, результат измерения гигроскопической влажности не имеет ни одной верной цифры. Следует увеличить точность измерения массы сухого и влажного образцов материала, учитывая, что относительная погрешность разности во столько раз больше относительной погрешности измерения, во сколько сама разность меньше измеряемых масс. Так, при реализации точности весов ВНО-Ю до получаем =47,
е Ug =4,2%, что обусловливает запись результата измерений «1=6,25± 1,06, «2 =31, 25± 1,31 % по массе, свидетельствующую о достаточной точности измерения влагосодержания образцов ячеистого бетона.
Взаимодействие материала с влагой характеризуется гигроскопичностью — способностью капиллярно-пористых материалов адсорбировать парообразную влагу, образующую на всей его поверхности слой адсорбционно-связанной воды; водопоглоще-нием — способностью материала впитывать и удерживать воду в течение заданного промежутка времени; водостойкостью (определяется потерей прочности материала при увлажнении и оценивается коэффициентом размягчения); водопроницаемостью —
способностью материала пропускать воду под действием избыточного давления; высотой капиллярного подсоса — способностью материала впитывать воду под действием капиллярных сил.
Влагообмен в материале зависит от его влагоемкости и вла-гопроводности [35, с. 1141. Влагоемкость (кг/кг-°В) определяет изменение влагосодержания материала и в зависимости от потенциала влажности 6:
Рис. 27. Зависимость влажности и и коэффициента влагопроводности х от потенциала влажности в для пенобетона: Д — 17,5 - 22° С; X - 10° С; • — 20Q С; —30Q С.
у = ди/дв. (54)
За единицу потенциала влажности принимают сотую долю максимальной экспериментальной величины гигроскопического влагосодержания «пэ фильтровальной бумаги при 20° С
О = («э/«р. э) • Ю2, (55)
где «э — удельное влагосодержание фильтровальной бумаги при контакте с исследуемым материалом в состоянии термодинамического равновесия.
Потенциал влажности измеряют в градусах влажности: 100°В соответствует «г. э> сухая бумага имеет 0° В. Если температура 20° С, зависимость w = / (6) линейная. В гигроскопической области влагосодержания материала (0€/Оч- 100QB/) потенциал влажности и влагоемкость
вычисляют по изотермам сорбции и десорбции, т. е. потенциал влажности равен химическому потенциалу р и энергии связи моля воды с материалом.
Влагопроводность определяет интенсивность переноса влаги в материале — поток влаги i пропорционален градиенту потенциала влажности (кг/м2-ч):
1 = —x-vG, (56)
где х — коэффициент влагопроводности.
Экспериментальная зависимость влажности и и коэффициента влагопроводности х от потенциала влажности пенобетона показана на рие. 27 [35, с. 113, 115). Она свидетельствует о высокой влагопроводности и влажности материала на гигроскопической стадии влагосодержания.
4 8-41
§ 3. Теория адсорбции (основные положения)
Адсорбцией паровоздушной смеси строительными материалами называют концентрирование молекул воды на всей поверхности и в объеме их микропор и капилляров.
Поглощение газов й паров твердыми телами впервые установил К. В. Ше-еле в 1777 г. В 1785 г. русский ученый Т. Е. Ловиц открыл поглощение древесным углем красящих веществ из растворов. Термин адсорбция введен в 1881 г. для описания процесса конденсации паровоздушной смеси (газовая фаза воды при температуре ниже критической [263]) на открытой поверхности твердого тела в отличие от абсорбции пара, объясняющей его диффузию в поровое и капиллярное пространство материала.
В 1909 г. Д. В. Мак-Бен [68] предложил охарактеризовать оба явления одним термином — сорбция. У строительных материалов, характеризующихся развитой внутренней поверхностью пор и капилляров, адсорбции молекул воды предшествует абсорбция. Поэтому термин сорбция является наиболее представительным.
Большой вклад в тебрию и практику сорбционных взаимодействий внесли русские физикохимики. М. С. Цвет (избирательная адсорбция), А. А. Титов (экспериментальные изотермы, теплота и скорость, адсорбции газов), А. В. Раковский (теоретическое описание адсорбционного гистерезиса), Л. В. Гурвич (исследование адсорбционного объема и теплот смачивания), Н. Д. Зелинский (методика активации угля, изобретение противогаза), Н. А. Шилов (теория адсорбционного процесса) и советские ученые М. М. Дубинин, А. А. Жуховицкий, Б. В. Ильин, Б. П. Беринг, А. В. Киселев, И. Е. Неймарк, С. П. Жданов, Т. Г. Плаченов, Л. В. Радушкевич, П. А. Ребиндер, В. В. Серпинский, Н. В. Чураев, Б. В. Дерягин. А. И. Русанов, Ю. А. Эльтеков и ряд других исследователей. Ряд основополагающих работ в этой области выполнили К. Шееле, X. Кайзер, П. Поляки, Я- X. Де Бур, И. Ленгмюр, С. Брунауэр, Д. Йетс, П. Эммет, Е. Теллер, Л. Деминг и др.
При описании процесса сорбции твердое вещество, на всей поверхности и в объеме микропор которого концентрируются молекулы адсорбированного вещества, называют адсорбентом. Адсорбируемое вещество в жидкой или газовой фазе — адсорб-тив, после его концентрации на поверхности твердого тела — адсорбат. Молекулы воды сорбируются внутренней поверхностью материала в результате аддитивного воздействия химических и физических сил притяжения и отталкивания [68, с. 15], образующих силовое поле у поверхности адсорбента для молекул адсорбата.
В зависимости от механизма адсорбционного взаимодействия различают физическую адсорбцию, обусловленную силами молекулярного (вандерваальсового) взаимодействия (дисперсионные и электростатические силы, водородная связь) и химическую адсорбцию^ вызываемую химическими силами.
Молекулу газа или пара до конденсации на поверхности твердого тела обладают тремя степенями свободы. При сближении свободных молекул адсорбтива с атомами или молекулами адсорбента движение флуктуирующих диполей (квадруполей) 98,
приобретает направленный характер и возникает притяЖение Между ними [123]. В процессе адсорбции молекул воды строи-
тельными материалами проявляется специфическое взаимодействие, усиливаемое водородной связью между молекулами адсорбента и адсорбата.
Адсорбция —самопро- Таблица 13 ИЗВОЛЬНЫЙ процесс, ха- Экспериментальные критерии отличия растеризующийся умень- физической и химической адсорбции
шением свободной энергии Гиббса (Д6). Переход мо- критерий Химичр.ская адсорбция Физическая адсорбция
состояние связан С поте- Теплота рей одной вращательной 4I04 63-10* Дж/моль Мейее 4-Ю4 Дж/моль
степени свободы: Д И = ДО + Г Д5. (57) Ско₽ость Убывающие при этом энтропия AS и энтальпия Ограниченная, возрастающая с повышением температуры Снижается “ повышением температуры
Д7/ системы свидетельствуют об экзотермии про- Температура цесса [123, с. 28]. Поэто- Более 500° С До 100° С
му физическая адсорб- ция в аспекте квантовой Необходимое давление для механики характеризует- ся потерей трехмерной Ния моно-вращательной степени слоя • 0,01 0,05-0,1
свободы и заменой ее на либрационные ИЛИ за- Толщина торможенные вращатель- бента ные степени свободы [145, с. 24] с сохране- Один моно слой Моно- и полймо-лекулярные слои, влага капиллярной конденсации
нием индивидуальных свойств адсорбтива И ад- Подвижность сорбента. молекул ад- Хемосорбция рассмат- со₽ ента ривается как химический Локализованная Локализация исчезает с повышением температуры
процесс, протекающий на поверхности раздела фаз ИК-спектр вследствие химической (валентной) связи, возникающей при перераспределении электронов взаимодействующих молекул с образованием но- Изменяется в результате, новообразований Изменяется аналогично наблюдаемому при его переходе от паров к жидкости или твердой фазе
вого поверхностного хи-
мического соединения [68, с. 284]. Поскольку между хемосорб₽ цией и физической адсорбцией нет резкой границы, для их распознания применяют ряд экспериментальных критериев {табл. 131)
Для рассмотрения основных теоретических положений сорбции водяных паров строительными материалами проанализируем структурные характеристики ячеистого бетона.
Структура ячеистого бетона образована крупными порами (г>10~1 см) в скелете материала, межпоровые перегородки которого имеют поры и капилляры различного радиуса, соединяющие между собой крупные поры при диффузии пара и переносе влаги. Все доступные для проникновения пара и влаги пустоты в материале составляют его эффективное поровое пространство, которое характеризуется следующими факторами.
Пористость (объем эффективного порового пространства в единице объема материала).
П =[(Ум/Ув)/Уи] • 100% (58), или П = [1 - (То/ро)1 • 100% (59). где Ум, Уа — объем образца и скелета материала; т0, ро — объемная масса и истинная плотность материала.
Плотность: истинная ро — масса единицы объема скелета материала определяется пикнометрическим способом (ГОС! 12852—67), кажущаяся d0 — отношение массы образца материала к его объему, устанавливается методом гидростатического взвешивания [140» с. 221.
Удельная поверхность: поверхность единицы эффективного порового пространства
5уд,п = 5п/(/7.уи.10-2), (60)
где Зп— поверхность эффективного порового пространства; поверхность единицы объема материала
Зуд. м ~ Зп/У«; (01);
поверхность единицы массы материала
Зуд = 3П/[Ум . ро (1 - П - Ю-2)]» (62)
или Зуд = Зп/(Умуо). (63)
Наиболее распространенная оценка удельной поверхности строительных материалов — по поверхности единицы его массы (м2/г). Методы определения удельной поверхности капиллярно-пористых сред изложены в работах [295, с. 198; 68, с. 47; 123, с. 51]. Дифференцированная пористость — количественная оценка пор и капилляров в материале в зависимости от их радиуса [102, 103]: макропоры — радиус больше 10”3 см; макрокапилляры— радиус от 10~8 до 10”8 см; микрокапилляры — радиус менее 10~6 см [149, с. 22],
Изотерма сорбции — графическая интерпретация зависимости равновесного влагосодержания адсорбированной материалом влаги от относительной влажности воздуха при посто-янной температуре: и = f (?)„ га„ тело [263, с. 12].
Теоретическое описание процесса образования слоя адсорбата толщиной в одну молекулу (монослоя) предложено американским ученым И. Ленгмюром в 1916 г. Его теория мономолекулярной адсорбции постулирует следующее: процесс сорбции начинается с хемосорбции молекул сорбата за счет сил остаточной химической валентности; молекулы абсорбтива конденсируются в местах локализации максимальной поверхностной энергии адсорбента, где возможна посадка только единичной молекулы сорбата в течение определенного промежутка времени; по его окончании молекула отрывается от своей посадочной площадки, а активный центр может адсорбировать другую молекулу (ее взаимодействием с остальными молекулами адсорбата можно пренебречь).
Исходя из кинетической теории газов [71, с. 300; 197, с. 26], запишем, что в единицу времени о единичную поверхность адсорбента ударяется количество молекул
ц = P/(2z . ти • КТ)1'2, (64)
где Р — давление; тм — масса молекулы; К — постоянная Больцмана; Т — температура, К.
Часть ударяющихся молекул упруго отскакивает от поверхности, а остальные конденсируются на свободных активных центрах площадью (1—01). Этот процесс определяет скорость адсорбции
Уа=а0(1-е1)и. (65)
Здесь ао — коэффициент конденсации.
Адсорбированная молекула, обладающая достаточной энергией, через определенный промежуток времени отрывается от поверхности адсорбента (десорбируется). Количество десорбирующихся молекул в единицы поверхности адсорбента
тдм = £оехр (— qJKT), (66)
где qM— теплота адсорбции одной молекулы; — энтропийный коэффициент.
Следовательно, скорость десорбции
Уд = ^м6ь (67)
При термодинамическом равновесии системы Va = Уд площадь монослоя имеет вид
01 = (а0 • и • Ум')/ (1 + ао • р • ’)• (68)
Степень заполнения поверхности адсорбента молекулами адсорбата выражается отношением адсорбционной способности при равновесном давлении р к адсорбционной способности на уровне емкости монослоя ап:
Ьт = а0 exp [q„ (КЛ-Ч/бо (2* . mM . КТ)1'2. (69)
Уравнение изотермы сорбции Ленгмюра позволяет определить количество адсорбата в зависимости от amt bm, р
а = ат*Ьт . р/(\ +Ьт . р) (70)
й удельную' поверхность адсорбента
«$уд = CtrnN а<» т, (71)
где Л^а т-число Авогадро, 6 . 1023 моль-1; о)т — посадочная пло-о
щадка молекулы адсорбата, А2. Величина зависит от типа адсорбента и составляет для азота на всех твердых телах 16,2 А2, воды (при 25° С) 10,5 Д2 [123, с. 49].
Уравнение Ленгмюра справедливо в области мономолекул яр-ной адсорбции (сорбция газов крупнопористыми адсорбентами при надкритической температуре) на прямолинейном участке изотермы сорбции, если <р < 0,2.
Увеличение толщины слоя адсорбированных молекул адсорбтива до двух и более слоев молекул характеризует полимолекулярную адсорбцию, теоретические положения которой в 1914 г. впервые разработал венгерский ученый М; Поля ни, описавший сорбционное равновесие исходя из энергетического уровня молекул сорбата при полимолекулярной адсорбции.
В соответствии с основными теоретическими положениями И. Ленгмюра и М. Поляни в 1938 г. С. Брунауэр, П. Эммет и Е. Теллер создали теорию (БЭТ) полимолекулярной адсорбции, утверждая, что на поверхности адсорбента имеется ряд активных центров адсорбции (т. е. адсорбция локализована), обусловливающих наличие монослоя, на котором адсорбируется второй, третий и т. д. слой молекул, не взаимодействующих со смежными слоями. Аналитическое описание теории БЭТ приведено в работах [68, с. 48; 40]. Поэтому запишем уравнение БЭТ в конечном виде
ат ‘ с ? (72)
а= (1 —?) U + (с- 1)¥1’ ’
где С.постоянная БЭТ. справедливом для изотермы II типа (по классификации БЭТ [68, с. 16]) при относительном давлении от 0,05 до 0,3.
При описании гигроскопического влажностного состояния строительных материалов, значительно отличающихся пр своим физико-механическим и структурным характеристикам, уравнения сорбции И. Ленгмюра, М. Поляни и БЭТ нашли ограниченное применение. Это объясняется тем, что постулирование отсутствия взаимодействия между молекулами в монослое и слоями молекул при полимолекулярной адсорбции не имеет места в реальных процессах адсорбционных взаимодействий.
При относительных давлениях 0,2—0,5 полимолекулярная адсорбция прекращается и начинается процесс капиллярной конденсации в микрокапиллярах материала, продолжающийся до достижения максимального гигроскопического влагосодер-жания (т. е. при <р-► 1). Начало данного процесса зависит от типа адсорбтива (для воды и бензола при t — 20° С соответственно ф = 0,4, р/ри = 0,2) и обусловлено образованием в микрокапиллярах вогнутых менисков, давление пара над которыми меньше, чем над плоской поверхностью. Процесс капиллярной конденсации описывается термодинамическим уравнением Кельвина [301]
In = — 0,5 (а . vlr* . RT), (73)
где ru — радиус мениска жидкости- :: ., о —'поверхностное натяжение и мольный объем влаги. Тогда количество адсорбата5 будет определяться уже не удельной поверхностью, эффективного порового пространства в материале, а объемом его микрокапилляров, способных объемно заполняться гигроскопической влагой [149, с. 51J.
Теория объемного заполнения микрокапилляров [28; 123, с. 61] исходит из «потенциальной теории адсорбции» М. Поляки, базируется на термодинамических закономерностях, описывающих энтальпию, энтропию и энергию Гиббса системы, сорбат — сорбент, и позволяет записать уравнение капиллярной конденсации в форме а = а?ехр {— [(А/Ел)п + а (Т - Го)1}»
(74) где Оо—максимальное гигроскопическое влагосодержание материала при температуре Го (предельная величина адсорбции); А — максимальная мольная работа адсорбции; а — экспериментальный термический коэффициент предельной адсорбции; Еа —-характеристическая энергия адсорбции.
Адсорбционный процесс во всем Рис № Характерные изо-диапазоне изменения относительного термы сорбции 1 и десорб-давления описывается изотермой ции 2 влаги строительными (рис. 28) с характерной петлей гисте- материалами: №с~сорбци-резиса сорбции. Исследователи объяс- онная влажность; Л, Б — няли явление адсорбционного гистере- Х^бцииГв ^ТиТрокаХ ЗИСа кинетикой адсорбционного рав- лярная конденсация влаги; новесия [149]; неполным смачиванием Г —гистерезисный участок, стенок капилляров при сорбции [337];
наличием открытых капилляров переменного сечения (бутылкообразные, сфероидальные и т. п.) [321]; различием формы менисков при адсорбции и десорбции, [304, 123, с. 55]. В настоящее время [149, с. 46] нет теории сорбционного гистерезиса, полностью подтвержденной экспериментом. Наиболее удовлетворительное совпадение теоретических и экспериментальных данных имеет гипотеза Л. Коэна и М. Коэлинга [304] о том, что-форма, мениска и равновесное давление пара над ним при объемном заполнении и десорбции различны.
Рассмотренные уравнения изотермы сорбпии на моно- и полнмолеку-лярной стадии и в процессе капиллярной конденсации адсорбата не позво' ляют описать и количественно оценить гигроскопическое влагосодержание материала во всём диапазоне изменения относительного давления из-за отсутствия необходимых исходных данных о физико-химических-свойствах поверхности адсорбента и его структуре. А. В. Лыков отмечает несостоя-, цельность теоретических описаний процесса адсорбции в аспекте корректного'
аналитического решения адсорбционного взаимодействия в системе сорбат — сорбент. Вследствие этого гигроскопическую влажность строительных материалов рассчитывают с помощью эмпирических уравнений изотермы сорбции, анализ которых и оценка их представительности при описании гигроскопи-ческой влажности ячеистого бетона приведены ниже.
§ 4. Уравнения сорбции
В практических расчетах изотерм сорбции применяют
ряд эмпирических уравнений, позволяющих с удовлетворительной точностью описать процесс в широком интервале относительных давлений и темпера’ тур. В 1909 г. X. Фрейндлих предложил линейную форму эмпирической формулы Кюстера для изотермы сорбции [123, с. 75] lgЧ7р = lgfc + nlg<p, (75) где №р— равновесное сорбционное влагосодержание; kt п — эмпирические коэффициенты. Эта формула — частный случай общего уравнения изотермы адсорбции теории объемного заполнения микропор [80]. Л.-Х. Б. Цимерманис [263] ввел теоретически обоснованное уравнение изотермы сорбции
Wp=(№o._ ат (Т-
— 273)]<pa.Af, (76) где йо — структурная сорбционная активность мате-k — коэффициент приращения сорбционной активности.
Таблица 14
Значения коэффициентов уравнения (76)
Материал
Газобетон
Пенобетон конструктивный То же
Пенобетон термоизоляционный То же
То
ft
5 &
S
300
400 600
800 1000
800
900
1000
300
400
500
600
700
0,209 0,212 0,217 0,224
0.228 0,069
0,0695 0,0705
0,091
0,08 0,074 0,072 0,069
1 1
1 1
1
0,66
8,51
8,51
8,51
8,51
8,51
3,631
0,558 0,567 0,58 0,599
0,61 0,185
0,64
0,62
0,776
3,811
3,873
3,59
0,186 0,188 0,244
0,74
0,724
0,7
0,68
3,6
3,63
3,715
3,369
0,214
0,198
0,192
0,185
риала; k — коэффициент приращения сорбционной активности.
Большой экспериментальный материал по исследованию изотерм адсорбции различных строительных материалов позволил Л.-Х. Б. Цимерманису составить таблицы эмпирических коэффициентов [263, с. 46]. В табл. 14 приведены значения коэффициентов уравнения (76) для ячеистых бетонов.
А. В. Лыков описывает изотерму сорбции эмпирическим уравнением (149, с. 55]
= аТ/(6 — <р) при <р € 10,1 0,91, (77)
где a, b—эмпирические коэффициенты, зависящие от температуры среды и дифференцированной пористости материала.
А. А. Роде [263] определяет гигроскопическую влагоемкость почв зависимостями вида
WP = A .<рО-Б (при <р € 10-s-0,35|); Гр = Ао +
+ В • (при € 10,35 -ь 0,941). (78)
Здесь А, Яо, В — эмпирические коэффициенты, зависящие от вида почв.
Б. Хайнес [310] описывает уравнение изотермы сорбции семян полиномом
Igpo = со + ci • lgpH + с2 • Гр +
+ сз • W2V + С4 • 1g д, • W. (при <р € 10,1 ч- 0,91), (79)
где Cot Ci, с2, Сз, Са — эмпирические коэффициенты.
Г. А. Егоров и Я. Н, Куприц [83] предлагают уравнение изотермы сорбции зерна
Гр = 24,8 [1g. 1/(1 — т)]»/2. (80)
Л. М. Миниович [162], исследуя гигроскопическую влажность различных материалов, описывает изотерму сорбции уравнением
lgTp = A .? + lg(B + Cr) (при <р € [0,1 -ь0,9|), (81)
где Л, В, С — эмпирические коэффициенты.
Б. А. Поснов [263] оценивает количество гигроскопической влаги в древесине уравнением
1/Гр = 1/Гм.г+В In(82) где В — эмпирический коэффициент, зависящий от температуры.
В. Гаркинс и Г. Юра [309] предлагают уравнение сорбции зерна
lg? = B — А1(№> 10-2), (83)
где А — коэффициент, зависящий от температуры; В — постоянная.
А. У. Франчук [254] рассчитывает равновесное влагосодержание строительных материалов по эмпирическому уравнению
Гр=(<р2 + £)/р, (84)
где 5, Р — сорбционные коэффициенты, зависящие от свойств материала и температуры.
С. Гендерсон [311], исходя из термодинамики адсорбционных взаимодействий Гиббса, предложил уравнение изотермы сорбции
(85) где k, п — коэффициенты, зависящие от вида зерна.
После преобразования уравнения (85) имеем
Гр = 1/fc) . 1п(1—чОТ (86)
сйлй с учётом температуры
№₽ - /1п(1—<(i)/(4.96. 10-5 Т). (87)
К, Дей и И. Нельсон [311] определяют равновесное гигроскопическое влагосодержание уравнением
ig[In • 1/(1 - ?)1 = 1g Л- п . 1g U7P, (88)
1где Л, п — коэффициенты уравнения (85).
В работе [118] экспериментальные изотермы сорбции описаны уравнением вида
№р = 1/(а — b . ср), (89)
где а, b — эмпирические коэффициенты для газобетона объемной массой 650 кг/м3; при t == 20° С а = 1,876, b = 0,18.
~ Уравнение (89) получено путем подбора на ЭВМ «Раздан» предпочтительного вида эмпирической зависимости равновесного влагосодержания ячеистого бетона от относительной влажности воздуха. Аналогичному анализу с определением значений коэффициентов были подвергнуты все приведенные уравнения. Точность аппроксимации экспериментальных изотерм ячеистого ..бетона оценивается относительной погрешностью
Ч = (1/и) £ [(№РГ- ^Pi)/W'pJ 100%. (90)
Здесь IFp6 №р/— расчетные и экспериментальные значения равновесного сорбционного влагосодержания ячеистого бетона; i = 1, 2, п — экспериментальные точки изотермы Wp = f (<р).
Минимальные значения e^p из всех рассмотренных уравнений имеют зависимости (76), (83) и (89), соответственно равные 47, 16 и 22%. Такая невысокая точность аппроксимации экспериментальной изотермы сорбции ячеистого бетона эмпирического уравнениями объясняется неопределенностью объема микропор. Видимо [118], эмпирическое уравнение сорбции должно составляться с учетом дифференцированной микропористости материала Пмк определяющей его гигроскопическое содержание:
^p = f(?, Т, Пм.к). (91)
§ 5. Капиллярное водопоглощение
При соприкосновении ячеистого бетона с жидкостью он увлажняется под действием капиллярных сил межмолекулярного взаимодействия, величина которых зависит от свойств жидкости и материала, геометрии его порового пространства. Для теоретического описания кинетики водопоглошения гете-роцористыми средами применяют различные модельные схемы
[74, 267,’ 269]. Понятно,s что представлений’капйл^лярно-порис*: того пространства материала в виде какой-то регулярной модельной структуры — идеализированный постулат, обусловленный ограниченными возможностями современного структурного анализа. В настоящее время получила признание модель, предложенная Б. В. Дерягиным, М. А. Альтшулером и Г. А. Аксельрудом [6, 7, 74], обусловливающая гетеропористую структуру материала как систему единичных тупиковых капилляров различного радиуса (это справедливо и для сквозных капилляров в среде, полностью погруженной в воду).
Процесс водопоглощен и я разделяют на две стадии — капиллярную и диффузионную. На капиллярной стадии глубина водо-поглощения зависит от капиллярного давления воды Рк, барометрического Рат и избыточного гидростатического Рг давлений, определяется равновесием между суммой этих давлений и противодавлением Рв защемленного в капилляре воздуха:
Рк + Рат + Рг = Рв. (92)
Последующее увеличение глубины водопоглощения происходит в результате взаимной диффузии защемленного воздуха и воды — диффузионная стадия, на которой в ячеистом бетоне примерно половина эффективного порового пространства заполнена паровоздушной смесью (табл. 15) [263, с. 104].
Таблица 15
Содержание воды и пара во влагонасыщенном ячеистом бетоне
Материал Объемная масса, кг/м3 Пористость. % Объем, %
поры от 10~2 до 10—5 см микропоры от 10—2 до 10—5 см вода защемленный водяной пар
Газосиликат Газозоло-бетон 600 1000 77 63 15,2 17 22,3 28 30—42 28—45 47-35 35-18
Скорость эквимолярной диффузии (имеют место абсорбция жидкой фазой молекул защемленного газа и насыщение последнего водяными парами) зависит от пропиточного давления
Рп = Рк + Рат + Рг, (93)
коэффициента диффузии D, константы Генри и определяется по формуле
дИдт = a-k-D -RT - (kD7)-i/2- (94)
Здесь а —доля капиллярного давления, равная 2o-cos е/ (г-Рат+ + 2o.cosO); г—радиус капилляра, м; о — поверхностное натяжение воды, Н/м; 6 — угол смачивания; D — коэффициент диффузии, м2 • с-1 (при диффузии в воде, равный 3,94-10й м2-с~~1,. T = 293QK); константа Генри; R — универсальная газовая
постоянная, 8,32 . I03 Дж/град-кмоль; Z, т —глубина (м) и время (с) заполнения единичного тупикового капилляра.
Время полного заполнения единичного тупикового капилляра длиной 0,01 м на диффузионной стадии
X = (1 — а2)/а • lQk/2RT . D, (95)
где /о — полная длина капилляра, м, составляет для капилляров радиусами 10-3 и 10-8 м, соответственно 2400 лет и 12,4 суток, что несоизмеримо больше продолжительности эксперимента. На капиллярной стадии водопоглощения скорость заполнения капилляров радиусами 10-3 и 10~8 м равна соответственно 1,9-10"8 и 2,8- 102с. Это определяет капиллярную стадию водо-поглощения материала как доминирующую в процессе насыщения его влагой [242]. Защемленный в капилляре воздух сжимается капиллярным давлением влаги, а степень его влагосодержания зависит от радиуса капилляра [263, с. 105].
В работах [6, 74, 267] термодинамические параметры защемленного воздуха, обусловливающие конец капиллярной стадии водопоглощения, описываются как для идеального газа по уравнению Клапейрона — Менделеева. Однако реальное состояние защемленного воздуха под действием только капиллярного давления Р* существенно отличается от идеального, что вносит значительную ошибку в определение кинетики водопоглощения [285]. Для обоснования корректности результатов расчета [ПО] вычислим граничное давление Ргр, при котором термодинамические параметры защемленного воздуха с достаточной точностью можно описать уравнением Клапейрона — Менделеева
PVK. м = RT = 22,414 м3/кмоль. (96)
Его реальное состояние находим по уравнению Ван-дер-Ваальса (Р + а/П) (VB — b) = RT, (97)
где VK.M, VB— объем одного моля защемленного воздуха, определенный по уравнениям (96), (97); Р — давление защемленного воздуха, Н/м2; а, b — постоянные Ван-дер-Ваальса.
Приравнивая левые части уравнений (96) и (97), имеем
PVk,m = (Р + а/Ув) (F, - Ь). (98)
При состоянии защемленного воздуха как идеального газа в изотермических условиях V = VB = VK.M. Решая уравнение (98) относительно Р, получаем зависимость граничного давления Ргр (Н/м2) от параметров воздуха, при котором еще справедливо уравнение (96):
Prp = [a(V —b)/6V2) 1Q6.
(99)
Если пропиточное давление влаги больше граничного давле* ния, объем защемленного в капилляре воздуха нужно опреде-лять по уравнению Ван-дер-Ваальса
V3 — (RT • Р~' + Ь) • V2 + (а/Р) • V-а-ЫР = 0, (100)
а при Рп<Ргр — по уравнению Клапейрона—Менделеева, как более простому в решении и достаточно справедливому для давлений меньших граничного. Ниже приведены значения граничных давлений для компонентов паровоздушной смеси.
Газ Н2 N2 О2 Н2О Сухой воздух Под действием пропиточного давления влаги воздух в капилляре сжимается в зависимости от его
Ргр X 0,41 1,6 1,9 8,0 1,65 XIOWm2 радиуса (Г = 293 К, о = 72,75 X х 10-3 Н/м).
Радиус капилляра, м 10-г 1 10~4 ю—5 10~б ю-7 10-8 ю-9
Р X ХПЮ5Н/м2 1,01 1,03 1,59 2,47 15,56 146,5 1456,0
Величина граничного давления в капилляре в зависимости от его радиуса г изменяется от 3,13 • 105 до 2,09 • 105 Н/м2 соответственно для r= 10-3 и 10~9 м. Сравнивая значения пропиточного и граничного давлений, приведенные выше, отмечаем, что для представительного описания термодинамического состояния защемленного в единичном тупиковом капилляре воздуха его объем в макрокапиллярах можно определять как для идеального газа в микрокапиллярах с учетом его реального состояния. При наличии избыточного гидростатического давления более 2 • 105 Н/м2 объем защемленного воздуха в капиллярах всех радиусов следует вычислять с учетом его реального состояния, а также относительной влажности воздуха в капилляре, зависящей от кривизны защемленного в нем мениска воды [149, с. 21].
В работе [71, с. 37] приведены значения постоянных Ван-дер-Ваальса [99] только для сухого воздуха. Защемленный в порах и капиллярах материала воздух влагонасыщен [263, с. 103], что вызывает необходимость расчета значений постоянных Ван-дер-Ваальса для влажного воздуха по его псевдокри-тическим параметрам, определяющимся методом Кэя [40, с. 158]:
Тпскр = У, XtT кр,- (101); Р пс.кр = У, XjP K₽i (102).
При этом исходим из того, что объемная доля кислорода и азота в сухом воздухе составляет 21 и 79% соответственно. Сопоставление расчетных псевдокритических и экспериментальных критических параметров [40, с. 127J и оценка их расхождения
относительными величинамй еь ер (7\р = 132,4 К; Ркр = 37,2 атм; 7*пс.кр = 132,4 К; Рпс.кр = 37,25 атм; ет == 0,04%; ер = 0,13%) указывают на достаточно высокую точность аппроксимаций уравнениями (101), (102) рассматриваемой зависимости. Это позволяет принять Тпс ,кр= 7*кр» Рпс.кр- Ркр с точностью не хуже 0,1%.
Критические параметры влажного воздуха рассчитаны в работе [197, с. 226—234]. При этом определены состав паровоздушной смеси и парциальное давление ее компонентов в зависимости от относительной влажности воздуха и температуры. По стандартной программе машинного счета для ЭВМ «Минск-32» аппроксимированы зависимости критических температуры ТКр и давления Ркр паровоздушной смеси от ее относительной влажности ср уравнениями вида
7кРч> = + ^з<р2 (ЮЗ); Ркрч> = Л + /г<р + /з<р3 (104)
с точностью аппроксимации Д = 0,003 (ci — 132,121; с2 = 119,032; сз = — 0,071; ft = 37,337; f2 = 42,314; f3 = — 0,055).
Мольный критический объем VK компонентов паровоздушной смеси определяем по формулам Ван-дер-Ваальса. Для этого необходимо найти значения постоянных в уравнении (97). В соответствии с теорией соответственных состояний при обобщении уравнений реального состояния газа рассматривают критическое состояние вещества, при котором точка перегиба на критической изотерме Р- и V-диаграмм характеризуется производными от давления по объему
[(dP/dV)mlmKp: = 0; [(aWV2)m]mKp; jK= 0. (105)
Тогда для уравнения Ван-дер-Ваальса вида
Р = Я77(У — b)-a/V* (106)
получаем
fdP\ РГкр 2а
(Vk-02 V3 г к
р»р\ = 2*Гкр 6а _
/ткр (Ук-02 V4 г к
(Ю7)
(Ю8)
Умножая уравнение (107) на 3/VK и слагая (107) и (108), определяем VK = ЗЬ. Подставляя в формулу (105) b = VK/3, имеем а = ~ Т„рТк; а = 3 . Р„р . V*.
или критические параметры (по формулам Ван-дер-Ваальса) Гкр = 8а/9Р?К (109); Ркр = а/3?к (ПО); Гк = 3b (111).
Критерий Юнга I (по Планку, критерий Ван-дер-Ваальса №а) в уравнения к Ван-дер-Ваальса ДРДр/Ркр Ук) равен 2,67, ПО'
В силу того что для большинства веществ его значение больше 3,3—5,5, расчет термодинамических параметров реального газа или парогазовой смеси по уравнению (106) неточен. Так, имеет место низкая универсальность вычисления постоянных Ван-дер-Ваальса, т, е. несопоставимость их значений, вычисленных в функции различных критических параметров. Это положение наглядно иллюстрируется На примере аддитивного определения термодинамических параметров паровоздушной смеси, защемленной в капиллярах различных радиусов на стадии капиллярной пропитки строительных материалов. Обозначим значения постоянных, вычисленные в функции экспериментальной критической температуры и давления, как экспериментальные и согласно уравнению (106) запишем
а, (Тк₽, Рк₽) = 0,4217 (Т’р • R2)IPKp; (112)
Ь» (Ткр, Рк₽) = (R • 7'кр)/8Рк₽; (113)
а(Ркр.Гк) =З.Ркр.Ё2к (114); а(Ткр, VK) = 1,125 •• 7’кр-К (115);
b(VK) = Vj3. (116)
По значениям критических температуры и давления в соответствии с формулами (112), (113) вычисляем постоянные Ван-дер-Ваальса (табл. 16).
Таблица 16 Значения постоянных Ван-дер-Ваальса для компонентов паровоздушной смеси, определенные в функции критических параметров, и относительная погрешность их вычисления по сравнению с экспериментальными значениями
Газ (112) &ЭКСП (113) а (114) •а % а (115) •а % ь (П6) ‘Ь %
1,39 0,039 0,816 41,3 1,049 24,5 0,03 22,2
02 1,36 0,032 0,825 39,3 1,06 22 0,025 18,3
Н2О 5,464 0,03 2,09 61,7 3,382 38,1 0,019 38,1
Значительное расхождение значений постоянных еа € 124,5 -=-* 61,7% | и еь € | 18,3 ч-38,1 % | свидетельствует о низкой универсальности рассмотренных формул.
Оценивая точность определения критических параметров по табличным значениям постоянных . Ван-дер-Ваальса согласно формулам (109) —(111) (табл. 17), отмечаем, что наибольшая ошибка наблюдается при вычислении мольного критического объема в функции постоянной Ь.
Полагая, что критический мольный объем компонентов паровоздушной смеси, вычисленный по формуле "(116), превышает его экспериментальное значение на УкЛ(где k = РКр • VJR • Ткр — фактор сжимаемости), запишем
К,-й:Ь-к, ,.k = - (Й« PW)/RTKV+ З.Ь. (117)
Таблица 17
Относительная ошибка в определении критических параметров компонентов воздуха по постоянным Ван-дер-Ваальса
Газ ^кр.эксп К гк^(а,0 'm(<₽) ^кр.эксп Н/м» ^кр (а, Ъ) Н/м» кр ^к.эксп моль ТК(0 (116) '<>к %
Na 126,1 128,3 1,7 33,5 33,6 0,4 0,09 0,117 30,3
оа 154,4 152,9 0,1 49,7 49,7 0 0,074 0,095 28,3
нао 647,3 647,2 0 218,4 217,7 0,3 0,057 0,091 61,6
Из формулы (113)
имеем Ркр/ЯТкр = 1/8Z>.
Подставляя (118) в уравнение (117), получаем __
+ 8 • b • Vk— 24 • b = 0, решая которое относительно VK,
Таблица 18
Критический мольный объем компонентов воз духа, вычисленный по формуле (119), и относительная погрешность его определения
(Н8) выражение Vk + ”... определяем действительное значение корня для мольного критического объема
Газ
^к.эксп ^К(Ь)
'у % v к
N, оа Н2О
0,09 0,074 0,057
0,091 0,074 0,071
0,9
0,5
25,2
формул
Ук = 2,325 • Ь. (119) При этом критерий Юнга в уравнении Ван-дер-Ваальса возрастает от 2,67 до 3,44, что свидетельствует об увеличении точности вычисления критических параметров. Сказанное подтверждается сравнительным анализом значений VK, рассчитанных по формулам (96), (119) (табл. 17, 18). А если это так, то следует ожидать повышения универ-(112)-(116). *
3,42
3,42
4,31
сальности
предложенной поправки:
а (Рк₽, Vk) в 5 • РКр
1,45 •• 7кр • (121);
Запишем их с учетом
а(ТкР, VK)
и определим значения постоянных а, Ь (табл. 19).
Зависимости а(<р), Ь(ср) аппроксимируются уравнениями вида
ci ==: 1,328 -|- 0,898 • -Ь + 0,023 • <р2 при 7?е = 0,38 . 10-Б;
• Ук; (120)
Ь (Ук) = VK/2,325 (122);
Таблица 19
Значения постоянных Ван-дер-Ваальса для компонентов паровоздушной смеси в функции критических параметров
3 13 (120) (121) с (122)
«Те а о •° •О
n9 1,39 1,36 2,2 1,354 2,6 0,0391 0,0388 1
о8 1,36 1,375 1,1 1,368 0,6 0,0318 0,032 0,6
НаО 5,464 3,487 36,2 4,365 20,1 0,0305 0,0243 10,1
Ъ =* 0,005 • + 0,031 при 7?а » 0,63 . 10~*. (123)
Поскольку постоянные at b изменяются в зависимости от отно-сительной влажности воздуха соответственно на 69,2 и 10,9%, в расчет термодинамических параметров защемленного в капилляре воздуха следует вводить соответствующие радиусу капилляра значения постоянных. В этой связи по формуле (99) с учетом а (ср), Ь( <р) корректируются значения граничного давления.
Анализируя данные о пропиточном и граиич1ном давлениях в капиллярах материала, отмечаем, что кинетику водопоглощения х по уравнению Клапейрона —Менделеева с достаточной точностью можно определять при Рп < Ргр = 3,14- 105 Н/м2. В противном случае следует исходить из уравнения Ван-дер-Ваальса с учетом относительной влажности защемленного воздуха.
Для нахождения погрешности, возникающей при расчете свойств пара по уравнению Клапейрона — Менделеева (96) и Ван-дер-Ваальса
уз __ , ь __ п . RT/p) . V2 + (rt2a/p) . у _ пзаЬ/р = 0, (124)
где п — количество молей газа, вычислены _объемы защемленного в капиллярах воздуха (Vk.m —по (96), — по (124)) и определена их разность ДУ = — VKM, оцениваемая относитель-
ной величиной
еДр = (ДУ/Ув.м).100%, (125)
в зависимости от радиуса капилляра и температуры в системе материал — вода ТСист.
Итак, результаты расчета показывают, что ошибка в определении объема защемленного воздуха по уравнению (96) возрастает с уменьшением радиуса капилляра_и температуры в системе материал — вода; разность расчетных объемов ДУ снижается с повышением температуры 7^^ вследствие уменьшения поверхностного натяжения воды, которое не учитывается в уравнении Клапейрона — Менделеева; наилучшую сходимость значений объемов защемленного в капиллярах различных радиусов воздуха имеют капилляры радиусами 10—4 и 10-6 м, так как влияние пропиточного давления и поверхностнога натяжения воды максимально компенсируют друг друга.
Зависимость физико-глава механических характеристик ячеистого бетона от его влажностного состояния
§ 1. Объемная масса, пористость и структура
Физико-механические характеристики ячеистого бетона рассматривают на двух стадиях его влагосодержания: сорбционной — неизбежной в любых эксплуатационных условиях, в которых она реализуется как равновесная влажность, обусловленная влажностным режимом эксплуатации ограждения и сорбционным потенциалом материала; сверхсорбционной — возникающей при термоконденсационном и капельножидком увлажнениях материала в ограждении и предопределенной влажностным режимом его эксплуатации, а также капиллярным потенциалом материала.
Объемная масса ячеис.того бетона определяется плотностью скелета, количеством пор, образовавшихся в результате действия порообразователя (пены или газа), водотвердым отношением ячеистобетонной смеси и характеризует основные физикомеханические свойства материала. В зависимости от объемной массы в сухом состоянии и конструктивных признаков различают теплоизоляционные ( уо — 300н-400 кг/м3), конструктивнотеплоизоляционные ( у© = 500 н-900 кг/м3) и конструктивные (То = Ю00 —i—1200> кг/м3) ячеистые бетоны. В соответствии с кубиковой прочностью при заданной объемной массе и ее допустимой девиацией в ограждении их делят на следующие классы: А — автоклавного твердения; В — безавтоклавного твердения или изготовленные по недостаточно освоенной технологии автоклавного твердения.
Эксплуатационные свойства ячеистого бетона в значительной степени зависят от структурных характеристик материала (интегральной и дифференцированной пористости) и особенностей геометрии порового пространства. Плотность компонентов ячеистого бетона и технология его изготовления определяют истинную пористость материала 77ис (табл. 20), характеризующую полный объем закрытых и открытых пор в единице объема материала:
/7ис(1 —7 с/7 уд) Ю0%, (1^5)
где 7с, 7 уд— объемная масса сухого материала и его плотность, кг/м3.
Кажущаяся пористость ячеистого бетона характеризует объем открытых для диффузии водяного пара и массопереноса жидкой влаги пор в единице объема материала и выражается его объемным влагосодержанием при водонасыщении:
77к =[(С?в —Ge)/V] 100%. (127)
Здесь 6С, 6В — массы сухого и влагонасыщенного образцов ма-
Таблица 20
Истинная пористость ячеистого бетона
Ячеистый бетон
Объемная масса, кг/мя
300
400
500 |б00
700
9001 1100
5g
всегда
пори-бетона
териала; V — объем образца, см3.
Величина кажущейся пористости зависит от способа водонасыщения образца ячеистого бетона (насыщение под вакуумом, кипячение в воде и т. д.) и для конкретного ячеистого бетона меньше истинной.
Интегральная стость ячеистого
образуется за счет воды затворения (микропористость, реакция алюминиевой пудры и пенообразователя, макропористость) и рассчитывается но формуле
Z7 = [(d —7p)/d] 100% + + 1(Тр + To)/dl 100%, (128) где d — плотность скелета материала, г/см3 (2, 5); Тр—объемная масса раствора, г/см3 (1,5—1,75).
Кварцевый песок 7уд = = 2500 кг/м3 Кварцевый песок 7уд = = 2700 кг/м3 Зола = = 2000 кг/м3 Цемент и кварцевый песок 7уд = = 2650 кг/м3 Известь и кварцевый песок 1уд = = 2350 кг/м3 Спонголитовый песок Туд = 2300 кг/м3 Кварцевый песок туд = = 2500 кг/м8
88
89
85
89
87
88
84
85
80
85
85
83
80
76
72
64
56
137
82
75
81
79
79
78
74
67
59
137
70
77
74
74
75
65
74
70
70
71
55
66
62
61
63
45
59
53
54
137
137
137
191
215
кг/м3 интеграль-
Так, в ячеистом бетоне объемной массой 700 ная пористость равна 68—70%, причем микропоры составляют 20—28, а макропоры — 37—45% [173].
Микропористость ячеистого бетона определяет его сорбционную
влагоемкость и деформативность, а также влияет на ряд других свойств.
Разность между истинной и кажущейся пористостями обусловливает замкнутую пористость ячеистого бетона
/7а — Пкс — Пк.
(129)
Критерий качества эффективного порового пространства ячеистого бетона
(130)
Его увеличение свидетельствует об улучшении ряда эксплуатационных качеств материала, теплопроводности, морозостойкости, водостойкости и т. д. Для ячеистого бетона 7СП = 1 ч-2.
Структура ячеистого бетона состоит из системы макропор,
межпоровые перегородки которых образуют скелет материала, содержащий микропоры и микрокапилляры. В свою очередь структура материала зависит от количественного распределения пор и капилляров по размерам [156, 191, 216], однородности (ГОСТ 12852—67) и показателям макропористой структуры [243].
Макропоры в ячеистом бетоне имеют в сече-
Таблица 21
Размеры макропор ячеистого бетона
Материал То кг/ма R кгс/см* ^ср мм 4
Пенобетон 475 39,2 0,364 0,246 0,7
» 1040 107 0,188 0,141 0,75
Пеносиликат 490 37,6 0,275 0,133 0,66
Газобетон 815 83,4 0,607 0,468 0,77
1000 184,1 0,435 0,294 0,55
Газосиликат 400 22,3 0,736 0,437 0,6
» 900 50,8 0,556 0,493 0,88
1085 180,7 0,326 0,156 0,48
» 1185 105,8 0,503 0,267 0,55
нии круглое или эллиптическое очертание неправильной формы, а различие их размеров характеризуется коэффициентом вариации (табл. 21) [137, с. 51]
Cv — 0d/C?cp>
(131)
где vd — средние квадратические отклонения размеров макропор; dCp — средние диаметры макропор.
С увеличением диаметра пор и коэффициента вариации проч-
ность ячеистого бетона снижает-
ся [156]. Поэтому желательно обеспечить такую макроструктуру ячеистого бетона, которая характеризовалась бы одинаковыми размерами макропор (То > 700 кг/м3) или двумодальным распределением пор по размерам (fo< 700 кг/м3), т. е. минимальными значениями коэффициента вариации [326].
Дифференцированная пористость ячеистого бетона выражается кривыми распределения пор по размерам (рис. 29) [216]. Ее анализ, проведенный в работах [303, 326, 327], показывает, что ультрамикропоры размером 5— менее 1 мк.
Рис. 29. Распределение макропор по радиусам в газобетоне объемной массой 550 кг/м3: Дп— приращение количества пор; Дг — дискретность измерения их радиуса.
в ячеистом бетоне имеются 10~9 м и трубки диаметром
Геометрия порового пространства ячеистого бетона весьма разнообразна, имеют место поры различного неправильного
очертания с резко различающимися толщинами межпоровых перегородок. Поэтому модельное описание структуры ячеистого бетона не позволяет корректно обосновать зависимость ряда его физико-механических свойств от структурных характеристик материала, изготовленного по различным технологическим схемам.
§ 2. Прочность
Нормативные методы испытания ячеистого бетона предусматривают определение предела прочности (контрольная характеристика) и призменной прочности при сжатии, а также прочности при растяжении (ГОСТ 12852—67). Образцы мате-риала испытывают на сжатие в положении, соответствующем его работе в конструкции. Это обусловлено различием прочностных показателей ячеистого бетона при сжатии его образца нагрузкой, направленной параллельно или перпендикулярно к заливке. В последнем случае прочность бетона примерно на 25% выше его прочности при испытании нагрузкой, направленной параллельно заливке. [137, с. 67].
Отпускную прочность ячеистого бетона определяют по контрольной характеристике с учетом водостойкости материала, которая характеризуется коэффициентом размягчения
(132)
где /?с, Rw — прочность образца ячеистого бетона в сухом и влажном состояниях, кгс/см2. Значения оговорены в ГОСТ
Влажность, % по массе до 8 до 10 до 12 до 15—25
Кк 1 | 0,85 0,82 0,78 0,75
12852-67 (см. ниже).
Проектная марка ячеистого бетона R зависит от временного сопротивления сжатию кубического образца материала с реб-
ром 200 мм при влажности 8 и 15% по массе соответственно для бетонов, изготовленных на кварцевом песке и золе. Проектную марку бетона определяют по контрольной характеристике Rem с учетом переходного коэффициента kn:
R=RcKk„. (133)
Он учитывает влияние на прочность при сжатии масштабного фактора кубических образцов ячеистого бетона на результаты ее измерения [144, 314].
Зависимость прочности на сжатие от объемного веса ячеистого бетона определяется его составом и технологическими особенностями изготовления. Ниже [137, с. 69] приведены контроль-
Размер ребра куба, см
Коэффициент перехода
5 7 10 15 20
0,8 0,9 1 1,1 1,2
ные характеристики прочности для различных объемных масс ячеистого бетона отечественного изготовления.
ГОСТ 12852-67 регламентировано измерение призменной прочности ячеистых бетонов путем сжатия призм размером 15 X X 15 х 60 или 20 х X 20 X 80 см при влажности образца материалав—15% по массе. Зависимость нормативной призменной прочности /?пр(кгс/см2) от кубиковой проектной марки ячеистого бетона описывается выражением [137, с. 72]
ЯЕР = 0,95 Я — 0,5 • 10“3Я2. (134)
Прочность ячеистого бетона при растяжении рассчитывают на образцах-цилиндрах диаметром и высотой 100 мм и образцах-кубах с длиной ребра 100 мм, высушенных до постоянного веса по методике, оговоренной в ГОСТ 12852—67. Нормативное сопротивление осевому растяжению ячеистого бетона хорошо коррелируется с проектной маркой бетона [137, с. 75]: я; = 0,15 я —0,5 • 1О-Зяг.
/?сж кгс/см2
R кгс/см2
Объемная масса, кг/м8
A
Б
25 35 50 75 100 150 200
15 25 35 50 75 100 150
500 600 700 900 1000 1100 1200
600 700 800 1000 1100 1200 —
(135)
или
/?сж
Яр
25 35 50 75 100 150 200
2 3,4 4,6 6,2 8,4 10 11,2
Яр = 0,63 Я^- (136)
Ниже приведены значения нормативного сопротивления ячеистого бетона осевому растяжению.
Эксплуатационная прочность материала, реализуемая в ограждающей конструкции при эксплуатации, определяет-
ся интенсивностью взаимодействия ее поверхности с окружающей средой, которое начинается с адсорбции ее элементов молекул или ионов поверхностью материала [153, с, 74]. Адсорбционный механизм влияния среды на физико-механические свойства материала предшествует другим видам воздействия. Величина адсорбционного эффекта (эффект Ребиндера) обусловливает степень снижения прочности материала при длительном нагружении и периодических нагрузках [200, с. 40], характерных для эксплуатационных условий строительных конструкций. Механизм потери прочности материала при адсорбционном влаго-насыщении состоит в том, что в микротрещинах или конических микрокапиллярах адсорбируется тончайшая пленка влаги, обладающая значительным избытком свободной энергии. Она стремится к уменьшению свободной энергии и утолщается, про-
изводя дополнительное капиллярное давление на стенки микро-трещин. Это «расклинивающее давление», по Б. В. Дерягину, выражается разностью химических потенциалов влаги в граничном и свободном объемах, отнесенной к ее мольному объему [149, с. 321:
/>p = (F-o-p.c)/V, (137)
и достигает наибольших значений в узких концах микротрещин, где толщина адсорбционной пленки минимальна.
Таким образом, при адсорбционном увлажнении бетона вначале наблюдается эффект Ребиндера, обусловливающий резкое снижение прочности материала, которое усугубляется расклинивающим действием влаги полимолекулярных слоев.
На начальной стадии сорбции (W < 3% по массе) силы капиллярного обжатия в образце незначительны и эффект адсорбционного уменьшения прочности проявляется в максимальной мере [51, с. 38]. С началом капиллярной конденсации сорбционной влаги увеличивается количество микрокапилляров, вовлеченных в процесс капиллярного обждтия. При этом упрочняющим эффектом капиллярных сил в образце материала компенсируется адсорбционный эффект снижения прочности и в некоторых случаях, превышая последний, наблюдается регистрация повышения прочности. Дальнейшее заполнение материала капиллярной влагой уменьшает силы капиллярного обжатия, и адсорбционный эффект, лишенный их компенсирующего действия, проявляется снова. При полном водонасыщении образца материала капиллярные силы обжатия равны нулю, чем объясняется снижение его прочности на сверхсорбционной стадии влагосодержания, когда действие адсорбционного эффекта достигает своего максимума в результате уменьшения сил капиллярного обжатия до нуля. С увеличением полярности жидкости возрастает адсорбционный эффект снижения прочности [190]. Так, при насыщении образца бетона керосином, водой и 0,5%-ным водным раствором Са.С12 прочность уменьшилась •соответственно на 10, 40 и 50%.
В работах [20, 323] отмечается, что прочность гетеропорис-гых материалов снижается в основном при мономолекулярной адсорбции с дальнейшим экспоненциальным уменьшением вследствие расклинивающего действия влаги в процессе многослойной адсорбции. А. В. Михайлов [165], Э. Пурине [320], Г. Хетше [312] установили, что на сорбционной стадии влагосодержания ячеистые и тяжелые бетоны теряют от 30 до 80% своей прочности в сухом состоянии. Л. С. Болквадзе [36], исследуя потерю прочности газосиликата при увлажнении, определил, что коэффициент размягчения возрастает с увеличением объемной массы. Н. Ф. Брянцева [41] показала, что ячеистые бетоны на сорбционной стадии- влагосодержания теряют до 50% своей прочности. Б. А. Новиков и Г. П. Масленникова [177]
указывают (рис. 30, а), что ячеистый бетон на сорбционной стадии влагосодержания 10—12% по массе теряет 88% прочности от общей потери при влагосодержании до 40% по массе. В работе [298] отмечается, что наибольшее снижение прочности ячеистого бетона наблюдается при сорбционном заполнении его гелевых пор, а влага макропор уменьшает прочность при сжа-тии незначительно.
Рис. 30. Зависимость прочности ячеистого бетона объемной массой 700 кг/м8 от влажности (а) и коэффициент относительной потери прочности Kw(6).
Анализ зависимости прочности ячеистого бетона от его влаж-ности свидетельствует о том, что потеря прочности происходит на сорбционной стадии влагосодержания материала. Зависимость между прочностью ячеистого бетона при сжатии Rw и его влажностью аппроксимируется уравнениями [137, с. 33; 177]
7?^ = 7?сж (0,001ТГ2 —0,04ТГ -F 1); (138)
Яш = Ясж(1—0,038№2/3 + <7) (139); Rw = 63/W701 (140), где q — добавочный коэффициент, равный 0,03 и 0,04 соответственно для цементных и известковых бетонов.
Зависимости прочности при сжатии ячеистого бетона от его влажности следует изучать на одинаковых образцах, рандомизированных по времени. Адекватность их физико-механических характеристик оценивается коэффициентом адекватности [30, с. 109]
Ац = 2М^ • log (1 + + 4 • log (1 + tjtf)]. (141)
Здесь kq—количество совпадающих значений (водопоглощение, объемная масса, пористость, сорбционная влажность и т. д.); ti> //—количество характеристик, определенных для i-го и /-го образцов исследуемого материала. При Ац = 0,9ч-1,0 физикомеханические свойства образцов адекватны. Снижение Ац свидетельствует о возрастании различий в физико-механических свойствах образцов, а при Ац^О образцы следует рассматривать как несопоставимые.
Образцы ячеистого бетона высушивают до постоянной массы [29, с. 27] в вакуумах-термостатах при температуре 105° С и остаточном давлении 500—1000 Па. Затем по пять образцов в партии испытывают на прочность при сжатии: в сухом состоянии после охлаждения — в герметизированном эксикаторе до комнатной температуры; на стадии сорбционного увлажнения при сорбционном влагонасыщении в течение 3 и 148 ч — в эксикаторе над насыщенным бинарным водно-солевым раствором KNO3, обеспечивающим значение относительной влажности <р = 0,92 ч-<р0,93; на стадии сверхсорбционного влагосодержания— путем термовакуумной сушки водонасыщенного материала до заданной влажности.
Экспериментальные данные о потере прочности бетона при его увлажнении оценивают по [144] коэффициенту относительной потери прочности (рис. 30, б).
kw = (Яо — Rw()/{Ro — Я w), (142)
где Rq, Rw.t Rw — прочность образца ячеистого бетона в сухом, увлажненном и водонасыщенном состояниях. Он характеризуется отношением потери прочности образца при увлажнении и полном водонасыщении, позволяет количественно рассчитать снижение прочности материала на различных стадиях его влагосодержания.
В работах [114, 137, 177] показано, что коэффициент размягчения ячеистого бетона резко уменьшается на начальной стадии адсорбции влаги и по своей величине значительно отличается от значений, регламентированных ГОСТ 12852—67 (табл. 22). Это свидетельствует о необходимости исследования зависимости снижения прочности ячеистого бетона от его влажности для каждого конкретного вида материала.
Таблица 22
Коэффициенты размягчения ячеистого бетона Кд
Источник IF % по массе
0.01 0.1 1 3 5 10 20 40
177 1 0,76 0,63 0,57 0,54 0,5 0,47 0,44
137 1 0,85 0,7 0,6
114 1 0.6 0,51 0,5 0,48 0,47 0,46
ГОСТ 12852—67 1 — •в» 0,85 0,82 0,75
При одинаковой объемной массе ячеистых бетонов, различающихся составом сырьевой смеси или технологией изготовления, предпочтительнее материал с меньшей сорбционной влагоем-костью. Это определяет критерий качества ячеистого бетона по эксплуатационной прочности — сорбционную влажность, измеренную по изотерме сорбции или с помощью количественного анализа микропористости материала.
§ 3. Влажностные деформации
Увлажнение и высыхание ограждающей конструкции под действием эксплуатационной и атмосферной влаги вызы-вают деформации усадки и набухания ячеистого бетона. Многократное повторение влажностных деформаций приводит к потере его эксплуатационных качеств.
Влажностные деформации строительных материалов объясняются термодинамической теорией усадки (гипотеза Т. Пауэрса), сорбционно-десорбционной гипотезой (Р. Фельдман и П. Середа, К. Г. Красильников и Н. Н. Скоблинская), теорией поверхностного натяжения (гипотеза Ф. Витмана) и капиллярной теорией (гипотеза Д. Фрейсинэ, Т. Хансена, А. Е. Шейнина, 3. Н. Цилосани) [76]. До сих пор не разработана обобщенная теория влажностных деформаций бетона. Гипотеза 3. Н. Цилосани связывает влажностные деформации бетона со структурными особенностями, определяющими количество испаряющейся влаги различных форм связи. Испарение свободной влаги из крупных пор и капилляров не ведет к усадке материала. В процессе десорбции влаги мениски воды смещаются в область мик-рокапилляркой структуры. Капиллярные силы, сжимающие скелет бетона, начинают проявляться при испарении влаги из микрокапилляров радиусом 5-10—5 м, и в случае дальнейшей десорбции нарастают деформации усадки. Такое влажностное состояние материала наступает в среде с относительной влажностью воздуха 40—96%.
При увлажнении сухого материала паровоздушной смесью происходит набухание, вызванное моно- и полимолекулярной адсорбцией влаги. Тогда уменьшается поверхностное натяжение твердой фазы, материал расширяется, что компенсируется силами капиллярного сжатия. Его последующее увлажнение снижает эффект капиллярного сжатия образца и при заполнении эффективного порового пространства влагой набухания проявляются наиболее полно. Этим объясняется регистрация незначительных влажностных деформаций на сверхсорбционной стадии влагосодержания материала.
Влажностные деформации ячеистого бетона в ограждении (м) определяют по формуле Г. И. Вейденбаума [501
± A/ = [Z?(u)i—<о2)] К)’3, (143)
где р — влажностный коэффициент; ш2 —граничные значения влажности при сушке или увлажнении материала, % по массе; I — длина ограждающей конструкции, м.
Деформации ячеистого бетона под действием силовых нагрузок характеризуются модулем деформации. Методика расчета деформативных свойств ячеистого бетона приведена в ГОСТ 12852—67. Начальный модуль деформации (упругости) на сжатие (МПа) вычисляют как отношение разности напряжений
к разности, соответствующих им деформаций при первых отсчетах по формуле
Eq = (О2 —. О1)/(е2 — £1). (144)
Здесь Eq — начальный модуль упругости, определенный для интервала напряжений 0,1/?пр < ° < 0,5Япр (1 кгс/см2 = 0,1 МПа); □г, <31 —напряжение в образце материала при нагрузках, соответствующих напряжениям О,57?Пр и 0,1Япр; е2, £]—относительные деформации, отвечающие напряжениям а2, оь
Величина* начального модуля упругости ячеистого бетона {кгс/См2) зависит от его объемной массы и прочности на сжатие и в первом приближении устанавливается по эмпирическим формулам [137, с. 89]
£o=^o(/?V1/2 (145); £о = ЮО • 10/1 + (70//?пр) (146), где k — эмпирический коэффициент, равный 4 (для безавтоклав-ных бетонов), 5 (для бесцементных автоклавных), 6 (для автоклавных цементных).
Формула (146) [144, с. 99] позволяет с удовлетворительной точностью находить начальный модуль упругости для бетонов объемной массой не менее 1000 кг/м3:
Ео = 100 • То/(1 + 70//?пр). (147)
Эта зависимость [144, С. 100] учитывает влияние прочности и объемной массы на значение модуля ячеистого бетона. Аналогичная взаимосвязь описывается формулой Шаффлера [144, с. 100]
Ео = 6 • 103 • (То- 7?ож),/2. (148)
Для ячеистых бетонов
Таблица 23
Начальный модуль упругости ячеистого бетона
отечественного производства наилучшее соответствие опытных и расчетных значений начального модуля упругости отмечается при вычислении последних по формуле (145). В табл. 23 приведены значения начального модуля упругости Eq в зависимости от вида и проектной марки ячеистого бетона.
Ячеистый бетон изменяет свой объем также под действием температурных нагрузок. Температурные деформации (мм) определяют по эмпирическому уравнению [50]
Ео • Ю1 (при R МПа)
Материал
1.5 2,5 3,5 5,0
7,5 10.0 15,0
Автоклавный на цементе
Автоклавный на бесцементном вяжущем и безавто-клавный на цеменге
12
17
25
38
50
75
100
10
14
20
30
40
60
8Q
(149)
$•. ю-6,
где ар — коэффициент линейного температурного расширения сухого материала (при изменении температуры от 0 до 100°С а = 0,8, Ц)~5); а, b, ct d—эмпирические коэффициенты; —
весовая’ влажность, /Q* t—температура, °C; ft, ft — граничные значения изменения температуры материала.
Деформации ячеистого бетона при длительном действии сжимающей нагрузки обусловлены его упругопластическими свойствами, развиваются во времени за счет ползучести гелевой составляющей (наблюдаются уже при небольших нагрузках) и развития микротрещин в межпоровых перегородках (при значительных и длительных нагрузках).
Эксплуатационные деформации ячеистобетонных ограждающих конструкций определяются суммарным действием силовых и температурных нагрузок и влаги в материале. Деформации сухого ячеистого бетона при нагрузке, равной 0,8 R, достигают 1,5—2,5 мм/м; с изменением его температуры от 0 до 100° С — 0,5—1,2 мм/м; в процессе увлажнения и высыхания— 1—3 мм/м. Деформации ячеистого бетона при карбонизации значительно превышают влажностные деформации.
Повторяемость увлажнений и высыханий материала в ограждении в процессе его эксплуатации обусловливает доминирующее значение влажностных деформаций ячеистого бетона для сохранения его эксплуатационных качеств и долговечности.
Интенсивность усадки и набухания материала оценивают по величине удельной деформации (табл. 24)
± е = ± Д//№, (150)
возрастающей с увеличением объемной массы материала (рис. 31).
На рис. 31 приведены кривые влажностных деформаций, построенные по данным А. А. Федина [2491, А. Т. Дворядкина [72], В. И. Сорокера [230] и результатам исследования дефор-мативности ячеистого бетона ЗЖБК-З. Они свидетельствуют о резком изменении усадки— Д/ и набухания + Д/ материала на сорбционной стадии влажности. Переход влажностного состояния материала на сверхсорбционную стадию влажности характеризуется явно выраженной сингулярной точкой, по которой можно судить о резком снижении сил капиллярного обжатия образца.
Влажностные деформации ячеистого бетона следует определять на пяти адекватных образцах (§ 2 данной главы) размером 10X10x30 см, выпиленных из изделия, с помощью индикаторного прибора (по ГОСТ 12852—67), который позволяет регистрировать изменение размеров образца с точностью до 0,001 мм. Продольная ось образца принимается по направлению вспучивания ячеистого бетона. Предварительно высушенные до постоянной массы образцы адсорбционно влагонасыщают (при <р = 0,96, / = 20° С) и измеряют их деформации набухания. Затем водонасыщают (по ГОСТ 12852—67) на сверхсорбционной стадии влагосодержания и вновь определяют указанные
Таблица 24
Удельные влажностные деформации ячеистого бетона на сорбционной и сверхсорбционной стадиях влагосодержания
Материал и его объемная масса кг/ма Влажность % по мае ее Влажностные деформации, мм/м Влажность на сорбционной стадии влагосодержания U7C, % по массе Влажностные деформации, мм/м Удельные деформации 10*, мм/м Источник
на сверхсорбционной на сорбционной
усадки от до 0 напухания от 0 до усадки от до 0 набухания от 0 до 1FC усадки от 1ГН до 0 набухания от 0 до усадки от 1FC До 0 набухания от 0 до ^с
Газосиликат 700 57 1,39 4 0,57 1,05 0,6 14,25 26,2 70
То же 50 1,36 3,7 0,57 1,09 — 0,6 15,4 29,5 70
> » 52 —— 1,37 5,4 2 1.04 0,7 37 19,3 70
> > 51 — 1.42 4,9 1,37 1,1 0,7 27 22,4 70
> > 55 •— 1,46 4,1 0,78 1,16 0,6 19 28,3 70
> > 52 •—— 1,44 3,3 0,57 1 0,9 17,3 30,3 70
Газосиликат 657 50,6 0,82 0,96 5 0,61 0,72 0,5 0,5 12,2 14,4 72
Газобетон 700 21 1,28 4,5 0.52 — 4,6 __ 11,5 138
Газобетон 750 10 0,82 0,58 2.4 - - 12,9 138
Газобетон 715 70,4 1,59 2,63 2,7 1,32 0,2 0,4 3,6 48,8 7,4 41
Газобетон 747 68,1 1,58 2,7 2,4 1,28 0,21 0,5 3,8 53,3 9,7 41
Газобетон 810 66,7 1,57 2,74 2,2 1,2 0,26 0,6 3,8 54,5 11,8 41
Газобетон 845 62,9 1,7 2,83 2,1 1,31 0.3 0,6 4,2 62,4 14,3 41
Газобетон 877 51,8 2,17 3,75 2 1,47 0,55 1,4 6.1 73,5 27,5 41
Газошлакобетон вибриро-ванный 733 37 1,74 5 1,44 1,8 7,2 173
Газошлакобетон литой 763 47 1,89 5 1,61 1 - — 8 — 173
Газосиликат вибрированный 722 58,4 1,75 5 1,37 — 1 68 — 173
Газосиликат литой 677 63,2 1,68 5 1,14 - - 1,2 5,7 173
Газобетон на цементе виб- 41 1,78 — 5 1,22 - - 2,7 - 6,1 173
рированный 767 Газобетон на смешанном 51 1,88 5 1,32 1.8 6,6 173
вяжущем литой 788
Г азобетон на смешанном вяжущем вибрированный 686 41 1,81 5 1,42 1,9 — 7,1 — 173
Газобетон на смешанном 43,6 1,76 5 1,19 2,4 5,9 173
вяжущем литой 700 V» 1
деформации. После этого образцы высушивают в эксикаторе до сорбционной- влажности, соответствующей начальной, и измеряют деформации усадки. Полные деформации усадки и остаточные деформации образцов ячеистого бетона устанавливают при высушивании их в вакуум-термостате (при t — 105° С и остаточном давлении 650—1300 Па). Результаты определения влажностных деформаций ячеистобетонных образцов различной объемной массы на сорбционной и сверхсорбционной стадии влагосодержания приведены в табл. 24.
Рис. 31. Влажностные деформации ячеистого бетона в зависимости от стадии влагосодержания:
/ — сорбционная; 2 — сверхсорбционная: а — г — по данным А. А. Федина, A. T. Двор яд-кина, В. И. Сорок ера, Г. И.'Вейденбаума; д, е — по данным В. А. Хренова, Б. А. Качуры.
Анализ экспериментальных данных о влажностных деформациях ячеистого бетона позволяет отметить следующее. Они наиболее интенсивно проявляются на сорбционной стадии влагосодержания. Зависимость деформаций усадки и набухания имеет линейный характер только в пределах каждой из рассматриваемых стадий влажностного состояния материала, разделенных сингулярной точкой. Остаточные деформации увеличиваются с возрастанием сорбционной влагоемкости материала. Влажностные деформации на сорбционной стадии повышаются с увеличением объемной массы материала. Величина влажностных деформаций зависит от состава сырьевой смеси и технологии изготовления. Деформативные свойства вибрированного ячеистого бетона хуже, чем изготовленного по литьевой технологии, что объясняется различием в их дифференцированной пористости.
Таким образом, исходя из сорбционной влагоемкости ячеистого бетона, можно прогнозировать его эксплуатационные деформативные свойства. При сравнении материалов с одинаковой объемной массой, но различающихся составом сырьевой смеси или технологией изготовления, влажностные деформации у материала с минимальной сорбционной влагоемкостью будут меньше.
§ 4. Теплопроводность
Теплопроводность ячеистого бетона в эксплуатацией* ном состоянии обусловливает термическое сопротивление ограждения и ряд его теплофизических характеристик, складывается из тепловой проводимости скелета материала, воздуха и влаги различных форм связи, защемленных в его порах и капиллярах. Теплотехнические качества ячеистого бетона выражаются коэффициентом теплопроводности (Вт/(м«К))
Х =— <7/7/, (151)
определяющим количество тепла, проходящее за 1 ч через один квадратный метр поверхности ограждения при падении температуры в один градус yt на метр пути теплового потока q. Коэффициент теплопроводности скелета материала [81, с. 119] Хек = 2,5 • 10-2 + 9,4 • 10-2-2,3р*'2, (152)
где рск — плотность скелета ячеистого бетона, г/см3. Для ячеистого бетона с рск = 2,5 г/см3 Хск = 1,416 Вт/(м-К).
Теплопроводность паровоздушной смеси в макропорах материала практически равна теплопроводности воздуха, а сорбционная влага на его внутренней поверхности и в микропорах имеет теплопроводность, несколько отличную от теплопроводности свободной воды [75].
Коэффициент теплопроводности материала зависит от его дифференцированной пористости и геометрии порового пространства [143, 296], формы связи влаги с материалом [168] и соотношения в нем количества влаги в газовой, жидкой, модифицированной и твердой фазах [13, 46,. 60, 279, 289]. С повышением влагосодержания и уменьшением температуры материала ниже нуля увеличивается коэффициент теплопроводности. Это объясняется тем, что, защемленный в поровом пространстве материала воздух К^эд = 0,024 Вт/(м . К) замещается влагой Очюд = 0,587 Вт/(м-К), которая при криогенном фазовом переходе в лед имеет Хл° = 2,21 Вт/(м • К), Очевидно, что такое количество теплопроводящих фаз в ячеистом бетоне со значительно изменяющимися теплофизическими параметрами затрудняет корректное описание зависимости Задача не-
сколько упрощается при постулировании изотермических условий и двухфазности системы.
Влияние влажности материала ограждения на его теплофизические качества рассмотрено К. Ф. Фокиным [252], А. У. Фран-чуком [253], А. Ф. Чудновским [269], В. Н. Богословским L35], Н. В. Морозовым 1168], Б. Ф. Васильевым [45] и т. д. В работе [168] показано, что характер кривых зависимости X = /(№) можно классифицировать тремя сингулярными точками (рис. 32), первая из которых характеризует увеличение коэффициента теплопроводности на сорбционной стадии увлажнений до
появления капиллярной конденсации, вторая обусловлена ростом влажности до значения максимального капиллярного водо-поглощения, третья определяется капиллярной и диффузионной стадиями водонасыщения до максимального значения.
Зависимость коэффициента теплопроводности ячеистого бе* тона от его влажности аппроксимируется уравнением
\w = k0 + 0,5 • WW. (153)
Н. И. Сабаляусиас [212] утверждает, что коэффициент тепло-
данным Н. В. Морозова, Н. А. Тачковой) и газобетона Б ЗЖБК-З объемной массой 700 кг/м8 от влагосодержания на сорбционной / и сверхсорбционной 2 стадиях, а также во влагонасыщенном 3 состоянии; 1 - ДХ3 « 7%, II — ДХа = 34%, III — ДХ3 = 58%; Г—ДХ3 = 1% (IFS == 54%), 1Т — ДХ3 = 2,5%, ИГ— ДХ! = 7%.
стадии его влажности и в зависимости от сорбционной влаго-емкости материала характеризует последний по степени «инертности» к приращению- X при одинаковых условиях сорбции. Рост объемной массы материала повышает коэффициент теплопроводности ДХ на 23% Для ?о = 500 и на 60% для f0= = 940 кг/м3 (при <р = 0,96). Рассматривая сорбционную влажность материала как его равновесную влажность в ограждении, авторы работы [212] отмечают необходимость стандартизации коэффициента теплопроводности ячеистого бетона на его сорбционной стадии влагосодержания.
Анализ зависимости коэффициента теплопроводности ячеистого бетона от его влажности (табл. 25) по величине удельного изменения екна 1% влажности [279], равной
(Х< —Хо)/[Хо(№<- №0)}. 100%, (154)
показывает, что на сорбционной стадии ех больше, чем на сверхсорбционной. Это хорошо согласуется с результатами аналогичных исследований, проведенных Б. Н. Кауфманом (269, е. 101] и Н. И. Сабаляускасом [212]. Поскольку эксплуатационная зависимость X = / (Р7) в ограждении характеризуется его равно-
Таблица 25
сл Зависимость коэффициента теплопроводности 1 ячеистого бетона от его влажности на сорбционной Хс и сверх-
® сорбционной Хд, стадиях влагосодержания
Ячеистый бетон и его объемная масса, кг/м* хс = ЦКС) 'Хобщ % По СЬ «X % Аа 1иП П-А, 7-71 Источник
0-^с % | *0 — 1 % % % «X % 1 хб °/о хобш %
Пенобетон 380 Сипорекс 400 Г азобетон 400 Пенобетон 440 0—20 0—10 0,20 0,116—0,302 0,07—0,15 0,14—0,35 8 11,7 7J5 20-60 10—40 8—18 20-60 0,3—0,42 0,15—0,26 0,15—0,21 0,35—0,46 0,9 2,3 3,8 0,8 4,3 6,7 3,8 3,9 2,7 2,3 2,8 87 137 137 87
Газосиликат 500 Газозолобетон 500 Газобетон 500 Сипорекс 500 0—18 0,5 0,12 0,10 0,12—0,24 0,13—0,15 0,13—0,23 0,12—0,2 6,1 4,4 6,8 7 10—40 0,2—0,27 2 6,1 4,4 6,8 4,2 — — — 212 266 163 137
Пенобетон 600 Газосиликат 600 Газобетон 600 0, 7,5 0,15—0.22 6,1 7,33 8—42 8—18 0,22—0,32 0,23—0.49 0,19—0,24 1,9 3,9 3,1 3,5 3,2 3,1 3,1 5 4,2 253 306 137
Газосиликат 700 Газосиликат 700 Газосиликат 730 0,17 0—10 0—12 0,17—0,37 0,17—0,34 0,16—0,3 6,7 9,3 7 17—5^ 10—60 0,37—0,44 0.34—0.45 0,5 0,7 2,8 2,7 7 — — — 35 266 212
Пенозолобетон 800 Пенобетон 800 Газозолобетон 850 Г эзозолобетон 850 Газошлакозолобетон 850 0,26 0,36 0,Г 0,21—0,5 0,24—0,64 0,19—0,28 5,3 4,5 3,8 11-31 7,21 26-40 36—44 13—22 0,25—0,52 0,3—0,45 0,5—0,65 0,64—0,73 0,28—0,38 5,2 2,5 2,1 1,8 5 5,5 2,5 5,3 4,5 4,8 2,2 2,7 4,2 35 35 246 246 246
Газобетон 900 Газосиликат 940 0—10 0,22—0,35 7 8—18 0,35—0,42 2 2 6 — — — 137 212
Газобетон 1000 Пенобетон 1000 0—6 0,7 0,27—0,42 0,31—0.4 9,4 3.7 | 7—30 0,4—0,58 | 7 9,4 1 2,8 2.5 1 3,3 1 3 163 253
весным вл а госодержан ием, соответствующим его сорбционной влагоемкости материала, сопоставим эту зависимость с данными СНиП П-А. 7-71 (табл. 25). Значения в 2—3 раза превышают нормативные величины еха, ехб. Так, если ко = 0,14 Вт/(м К) (уо = 600 кг/м3), расчетное значение ко = 0,175 Вт/(м • К), что при толщине стены в 30 см определяет термическое сопротивление ограждения Ro = 1,88 (м2 • К)/Вт. В эксплуатационных условиях Ха = 0,208 и соответственно Ro ® 1,6 (м2 . К)/Вт.
Следовательно, нормативная зависимость k = f(W) не отражает реального удельного приращения коэффициента теплопроводности ячеистого бетона, изготовленного по конкретной технологии, в ограждении, особенно на сорбционной стадии влагосодержания.
Повышение точности k = f(P7) статистической обработкой экспериментальных данных не является достаточно представительным приемом для стандартизации рассмотренной зависимости в силу ее многофакторности. Так, имеет место значительное различие в коэффициенте теплопроводности ячеистого бетона с одной и той же объемной массой, но изготовленного по разным технологиям. В этом случае сказывается влияние геометрии порового пространства и дифференцированной пористости. Указанная зависимость исследована в работах [31, 143, 168, 269], анализ которых свидетельствует о том, что для термического сопротивления сухого ячеистого бетона следует обеспечить в последнем равномерную макроструктуру (показатель качества по А. Т. Баранову [24, с. 36]) и отсутствие пор диаметром более 0,5 мм, т. е. каверн.
Э. Я. Лайвиньш [143] отмечает значительное различие в коэффициенте теплопроводности газобетона, изготовленного по двум (А и Б) технологиям, которое характеризуется относительным измерением коэффициента теплопроводности
е>аб = КЧО • 100 %. (155)
Объемная масса, кг/м8
300 400 450 500 550 600 650
Сорбционная стадия влагосодержания материала ограждающей конструкции наиболее сильно
еха6 % 30.5 26,6 30,Ь 18,7 15,2 13 18
влияет на величину коэффициента теплопроводности ограждения. Значи-
тельное расхождение удельного приращения коэффициента теплопроводности ячеистого бетона при изменении его влажности обусловливает необходимость экспериментального определения зависимости Х=/(1Г) на сорбционной стадии влагосодержания материала, изготовленного по конкретной технологии (ГОСТ 7076—66). В табл. 26 приведены приближенные значения коэффициента теплопроводности сухого и увлажненного ячеистого бетона отечественного (I) и зарубежного (II) производства.
Таблица 26
Коэффициенты теплопроводности ячеистого бетона
Коэффициент. Вт/(мК) Объемная масса. кг/м*
300 400 500 600 700 800 900
>0 (О 0,093 0,105 0,116 0,139 0,163 0,198 0,233
*0 (I) 0,151 0,174 0,186 0,221 0,244 0,279 0,314
при 8% влажности по массе (п) — 0,163 0,198 0,244 0,291 0,384 —
Рис. 33. Коэффициент теплопроводности газосиликата / объемной массой 650 кг/м8 (ЗЖБК-З) и его удельная стоимость $уд 2 в зависимости от влагосодержания ма« териала в ограждении (при оптовой цене 29 р/м3) на сорбционной / и сверхсорбционной // стадиях влагосодержания.
Основной показатель экономической эффективности применения легкобетонных ограждающих конструкций — их удельная стоимость, под которой понимают цену 1 м2 ограждения с термическим сопротивлением 0,86 (м2 х X К)/Вт [209, с. 4]. Следовательно, толщина, однослойной ячеистобетонной ограждающей конструкции (м), соответствующая коэффициенту теп лоп роводности, имеет тер -мическое сопротивление, равное единице. Отсюда следует, что удельная стоимость 1 м2 однослойной конструкции равна стоимости 1 м3 ячеистого бетона, умноженной на величину его коэффициента теплопроводности с учетом эксплуатационной влажности ограждения (р . Вт/(м4 К)) 5УД = SX. (156)
При оптовой цене ячеистого бетона объемной массой 100 кг/м3 26,10 р. за 1 м3 удельная стоимость 1 м2 ограждения составляет в эксплуатационных условиях А и Б (СНиП П-А. 7-71) соот-ветственно 7,83 и 9,13 р. Вт/(м4 • К). Увеличение средней влажности материала в ограждении на 1 % по массе повышает удельную стоимость эксплуатации ячеистобетонной ограждающей конструкции в среднем на 0,26 р. Вт/ (м4 • К).
На рис. 33 показаны зависимость коэффициента теплопроводности газосиликата объемной массой 650 кг/м3 (ЗЖБК-З)
от его влагосодержания ( Х = f(W) определяли зондовым методом [308]) и изменение удельной стоимости эксплуатации ограждения в зависимости от эксплуатационного значения коэффициента теплопроводности материала, а также приращение удельной стоимости ограждения Д 5УД/ ДИ7 при увеличении его влагосодержания на 1% по массе. Наибольшее приращение удельной стоимости эксплуатации ограждения отмечается на сорбционной стадии его влагосодержания — от 0,55 до 0,29 р. Вт/(м4-К) на 1% влажности по массе.
Следовательно, сорбционное влагосодержание ячеистого бетона в ограждении обусловливает его эксплуатационные теплофизическне качества и экономическую эффективность эксплуатации. Это определяет критерий эксплуатационного качества ячеистого бетона по теплопроводности (минимальное значение сорбционной влагоемкости материала).
§ 5. Водопоглощение и сорбционная влажность
Эксплуатационное влагосодержание ячеистого бетона в ограждении характеризуется его сорбционной влагоемкостыо и водопоглощением. Последнее обусловлено капиллярным потенциалом скелета материала и определяется по методике, приведенной в ГОСТ 12852—67. Величина водопоглощения зависит от интегральной и дифференцированной пористости ячеистого бетона и продолжительности водонасыщения. Ориентировочные значения водопоглощения ячеистого бетона приведены ниже [137, с. 56].
Объемная масса, кг/мэ 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100 1200
Пористость, % 88 84 80 76 72 68 64 60 56 52
Водопоглощение, % по массе 70 57 52 47 43 41 39 38 36 35
Степень заполнения пор, % 24 27 32 37 41 48 55 63 71 81
Сорбционная влажность ячеистого бетона определяется его удельной поверхностью, образованной в основном микропорами и микрокапиллярами межпоровых перегородок, составом сырьевой смеси и технологией изготовления [70, 228, 246, 249]. Так, в зависимости от соотношения известково-песчаного вяжущего, портландцемента и молотого гранулированного шлака в ячеистом бетоне (при уо = 700 кг/м3) сорбционная влажность изменяется от 3,3 до 5,4% по массе [249], т. е. на 64%.
Введение в состав ячеистого бетона аглопорита значительно уменьшает его сорбционную влажность. Повышение В/Т,
Таблица 27
Сорбционная влажность ячеистого бетона (ретроспективные зна* чения в сравнении с нормативными)
Объемная масса, кг/м’ Относительная влажность воздуха е»с % Источник
0,4 0,6 0.8 0,96 L0
500 2,1 2,96 4,3 — 6,95 0- 180
— — — — 11,7 68 224
—— — — 15,5 123 224
2,8 3,6 5,8 12,4 18,8 170 137
— 2,6 43 — 19 173 228
600 2 2,8 4,7 — 10 °- ircT 193
2,1 3 4,2 5,2 6,7 33 253
1,2 2,2 3,6 — 15,4 54 137
1,73 2,26 4,51 — 15,8 58 191
2,8 3,7 5,3 125 17,5 75 137
— 4,8 6,2 — 18 80 228
2,8 3.2 4,5 — 27,6 176 134
700 2,7 3,8 5,6 7,2 11,7 0 — IF 193
2,11 2,93 4,17 6,6 ст 43 180
2,4 — — — 7,2 38 41
2,7 — 7,5 36 137
3,2 3,6 4,7 16 37 176
2,86 3,7 5,7 12,1 17,1 46 137
3,6 4,7 6,2 — 18,2 55 176
1,5 9,1 12,2 18,7 24,5 88 225
—- 5 8 — 29 147 228
2 5 8,2 19,5 29,4 151 225
4,7 5,2 9,5 24,2 30,2 158 15
800 3,1 4,2 6,05 7,7 12,4 O-IFct 193
2,2 3 4,19 — 6,5 47 180
2,2 — 7 43 41
2,8 3,3 4 6 13 5 134
1,6 2,1 3,4 14,9 20 191
2,6 3,1 5,3 11 17,3 39 15
3 3,7 5,6 12,5 18,1 46 137
4,1 5,5 7,5 21,5 27,1 118 15
850 3,5 4,7 6,5 13,5 0-U? 193
2,4 3,2 6,1 13 Сг 4 134
— 8,2 26 ПО 246
900 3 2,2 4,1 3,1 5,8 4,2 19,7 6,6 0-^ст 66 193 225
2,6 3,3 5,9 8 59 225
1,9 2 2,6 6,2 13,2 33 228
3,1 4,2 5,6 12 13,8 30 15
2,1 4 5,1 13 19 3 228
3,1 3,8 5,8 13,3 20 1 137
3,6 5,3 9 19,2 26,9 36 228
1000 2,5 3,9 5,6 — 21,6 0 —IF ст 193
2 —— — 6,6 69 41
2,3 3,2 4,3 5,3 6,63 69 253
1,1 1,8 2,7 11,7 45 245
3,8 5,3 8,7 15 30 180
3,2 3,8 6 13 18 17 137
1,7 2,6 5 29 13 134
удельной поверхности песка и активности формовочной смеси увеличивает сорбционную влагоемкость ячеистого бетона [70]. Абсорбция (в процессе эксплуатации) ячеистым бетоном хлористого кальция увеличивает его сорбционную влажность до 40— 60% [246, 328]. Гидрофобизованный ячеистый бетон имеет пониженную сорбционную влагоемкость [228].
В табл. 27 приведены значения сорбционной влажности ячеистого бетона при (/ = 20°С), заимствованные из ряда работ. Отличие значений от нормативных [193J оценивается относительной величиной
Ч. = [(07. — U7“)/IT"] 100%. (157)
Отмеченное в табл. 27 значительное расхождение нормативных и экспериментальных значений сорбционной влажности ячеистого бетона объясняется не только различием дифференцированной пористости материала, изготовленного из различных составов по разным режимам автоклавной обработки, но и представительностью построения изотермы сорбции.
Для выяснения необходимой точности определения сорбционной влажности следует исходить из ее зависимости от объемной массы ячеистого бетона при относительной влажности воздуха от 0,4 до 1 и f = 20° С. Точность вычисления объемной массы ячеистого бетона оговорена в ГОСТ 12852—67: [оь] = ±5%.
Коэффициент изменчивости объемной массы
^в-сТв/3=± 1,67%. (158)
При надежности а = 95% имеем tq = 2%. Поскольку объем выборки п = 3 (по ГОСТу), допустимое отклонение объемной массы от истинного значения
Д1о = . съ)М1/2 = 1,95% = 0,02. (159)
Отсюда получаем доверительный интервал при определении объемной массы образцов ячеистого бетона
% = дТо (lotnil -Ках) = 0,02(500- 1000) = ± 10- 20 кг/м*.
(160) По ГОСТу
__ %, * Ь 1.67 (500 — 1000)
~ 100 100
= (8,3—16,7).
(161)
Далее оценивают требуемую точность вычисления сорбционной влажности бетона от точности расчета его объемной массы в ограждении. Для этого по нормированным [193] изотермам сорбции (табл. 28) описывают зависимость 1Г0 = / (?о) и строят кривую гауссового распределения (рис. 34) объемной массы по формуле
То = (2то1о)1/2. (162)
Т а бл и ц a 28
Сорбционная влажность ячеистого бетона (нормативные значения)
И70 при относительной влажности воздуха и t 20° С
0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 0,9 1
350 2,55 3,05 3,6 4,2 5,2 6,5
450 3,2 3,7 4,3 5,2 6,7 9,2
650 2 2,3 2,8 3,6 4,7 6,2
700 2,1 2,7 з,з 4,1 5,15 6,7
750 2,25 3,16 3,74 4,54 5,7 7,17
850 3,5 4,05 4,7 5,5 6,5 8,1
1000 2,5 3,2 3,9 4,7 5,6 7,7
8,3 14,2 10 10,9 11,9 13,5 21,6
сы то и то ± 50 кг/м3, % по массе); тох, Tot—объемные массы ячеистого бетона, равные то ± Зо7о и то ± 50, кг/м3 соответственно. Формула (161) для данного случая имеет вид
W — W ^«+-^/±35%. х ±50
По WQ и WCx, приведенным на рис. 34, вычисляют относительную ошибку в определении сорбционной влажности, обусловленную допустимой погрешностью измерения объемной массы ячеистого бетона по ГОСТ 12852—67:
aw =(l«->Ox/UZa)100%.
(164) Аналогичные расчеты, проведенные по данным о сорбционной влажности ячеистого бетона [180], определяют значение °™ = ± 2% при изме-
не)
нении относительной влажности воздуха от 0,4 до 1. Следовательно, результаты расчета сорбционной влажности материала в образце с заданной объемной массой могут быть отнесены к последней в ограждении с относительной точностью не хуже 5 (по ГОСТу) и 2% (по изотермам [180]) при надежности 0,95,
Сорбционную влажность материала объемной массой уо — То ± Зоуо находят по выражению
^cx = ^c+[(W7cI’-- то)]/(то, —*
-То). (163)
где — сорбционная влажность ячеистого бетона объемной массой 70 ± — За7о, % по массе; Wc, WCt — то же (объемные мас-
\2
V!C7O 10 10.3 10.9 Hfi 119
0>»7 Ы-----------1------------р_| 0 5 10
6.3 6.3 6.1 1 1.2
<Ра0&\—I---------4---------1—|
V 4^ 5.1 5.5 5,1
ч>^.в нН---------н---------1—|
3.6 3.1 4,1 4.4 4,5
<?=Q7|—|---------4---------1—|
2.6 3 3,6 3.6 3.1
q>-Q.6\—р
2.3 2.4 Ь
2,1 3 3,2
Н--------ы
65О\665 ~700 73J} 150
36/0 36j0
Рис. 34. Кривая нормального распределения 1 значений объемной массы ячеистого бетона и соответствующая ей сорбционная влажность в зависимости от относительной влажности воздуха при Т = 293 К; допустимая относительная ошибка в определении сорбционной влажности ячеистого бетона 2, обусловленная (ГОСТ 12852—67) девиацией объемной массы: — В^(7о) <7о 4" 3°7в); 5ш(7о) х
Х(То - Заь).
На следующем этапе обоснования требуемой точности вычисления сорбционной влажности ячеистого бетона рассматривают правомерность оценки сорбционной влажности ячеистобетонной ограждающей конструкции по ее величине в образцах материала. С этой целью осуществляют статистическую оценку девиации объемной массы ячеистого бетона по толщине и полю панели.
Рис. 35. Изолинии распределения объемной массы в толще ячеистобетонной панели: а —панель ЗЖБК-З; б, в — по данным В. И. Станкявичюса.
В работе [235] показано, что распределение объемной массы в толще газобетонной панели характеризуется дисперсией в пределах 5—7%. Согласно этой методике исследовано распределение объемной массы ячеистого бетона, выпускаемого ЗЖБК-З, в направлениях, перпендикулярных к поднятию газобетонной массы при формовании и параллельных ему. Для этого цилиндрические образцы 5 X 5 см выбирают шлямбуром из панели по сетке размерами 5 X 20 см в количестве 56 штук и высушивают до постоянной массы (ГОСТ 12852—67). По полученным значениям объемной массы строят изолинии распределения объемной массы в поперечном сечении панели (рис. 35).
Статистическая обработка результатов эксперимента показала, что при уровне значимости составного критерия (по методу асимметрии и эксцесса) 0,04 гипотеза о нормальном распределении объемной массы в панели согласуется с данными наблюдения при надежности 0,96. Доверительный интервал для
истинного значения объемной массы ячеистого бетона в панели (у о = 609,4 кг/м3) с надежностью 0,96 определяет ее относительное изменение [158]
ет. = ±'Ао/уо = ±3,9%, (165)
т. е. в пределах стандартной величины девиации объемной массы.
Допустимая относительная ошибка расчета сорбционной влажности образца материала
= ± 1,3% (158); ДТо = 2-^ = 1,53% (15»);
^ = ^^ = 9,3 кг/м». (161)
Таким образом, допускаемая ГОСТ 12852-67 точность определения объемной массы и ее девиация обусловливают необходимую точность измерения сорбционной влажности образца ячеистого бетона со средним значением объемной массы ± 5%.
§ 6. Стойкость при циклическом увлажнении—высыхании
Механизм разрушения капиллярно-пористых материалов при циклическом воздействии на них увлажнения и высыхания объяснен акад. П. А. Ребиндером [200] и для строительных материалов описан в работах Е. С. Силаенкова [225, 227], А. П. Меркина [157], А. Т. Баранова [22, 23] и других исследователей [72, 230, 244].
При сорбции материалом влаги наблюдается три этапа его деформаций: 1 — небольшое набухание при завершении насыщения сорбирующей поверхности; 2 — медленная усадка под влиянием сил капиллярной контракции, возникающих с появлением микроменисков влаги; 3 — быстрое и значительное расширение в результате исчезновения сил капиллярного сжатия при заполнении эффективного порового пространства материала влагой [182]. В процессе десорбции происходят те же деформации в обратном порядке. Следовательно, каждый цикл увлажнения и высыхания вызывает в материале шестикратное изменение тензора напряжений.
А. П. Меркин, В. П. Князева и А. Д. Дикун [157] отмечают, что при циклическом увлажнении — высыхании имеет место интенсификация деструкционных процессов в материале. На этом этапе вследствие циклической миграции влаги активизируются гидратация и гидролиз. Одновременно увеличивается сорбирующая поверхность материала при образовании микротрещин размером 100—40 А. После 25 циклов увлажнения—? высыхания в ячеистом бетоне укрупняются микротрещины и увеличивается интегральная пористость. С ростом числа циклов воздействия деструкция распространяется вглубь образца мате*
риала и способствует интенсификации процесса структурообра-зования в пределах ресурсов клинкерного фонда.
Из-за отсутствия нормативного критерия оценки некоторые исследователи оценивают деструктивное воздействие циклического увлажнения — высыхания на ячеистый бетон по потере прочности [139, 157], изменению модуля упругости [140, 261, 274, 57, с. 66], уменьшению объемной массы [241] и повышению пористости [205, 241, 274, 261, 157]. Данные о зависимости перечисленных критериев оценки от количества циклов увлажнения — высыхания приведены в табл. 29.
Таблица 29
Стойкость ячеистого бетона при циклическом увлажнении — высыхании
Материал и его объемная масса, кг/м’ Критерий оценки стойкости Источник
количество циклов воз-действия снижение прочности на 1 сжатие, % снижение модуля упругости, % 1 остаточные 1 деформации, ( мм/м уменьшение объемной 1 массы, % повышение пористости, % снижение прочности при изгибе изменение водопоглоще- | ния, %
Газом аршалит 700 100 50—60 15—20 10 5 20 241
Газобетон 910 100 50—60 1,5—2 . — 244
Г азошлакопем-зобетон 940 24 0 60 38 230
Газобетон 970 24 0 60 - — 54 139
Силикатобетон 1700 60 140
Газобетон 650 6 0,57 __ 140
Газобетон 722 25 8 .— —. 140
Газобетон 690 25 13 140
Газосиликат 730 25 18 140
Газосиликат 670 25 22 — 140
Газозолосили-кат 900 100 35 140
Газобетон 660 17 . 1,7 5 198
Газобетон 855 19 . 1,7 6 261
Газосиликат 1000 90 40 12,1 6 9 274
Пеносиликат 1000 90 50 12,4 6,5 10 274
Газошлакобетон 600 15 0 25—30 205
Газобетон 550 6 0 50 — 205
Газошлакобетон 550 6 0 18 205
Пенобетон 500 225 —. — 48,7 225
Пенобетон 700 225 —. — . 10,9 225
Газобетон 465 225 — — — ,— 20,2 225
Г азобетон 730 225 — — —. 65,7 225
Газобетон 560 225 — — — — — — 54,2 225
В работах В. И. Сорокера [230], Л. Н. Розенфельда [205], Н. Ф. Брянцевой [41], Е. С. Силаенкова [223], Т. Т. Троцко
Таблица 30
Значения коэффициентов в уравнении (166)
Материал Объемная масса, кг/мэ Коэффициенты
ь
Газосиликат Пеносиликат 1100 900 9,176 3,428 -0,577 1,153 —0,069 -0,224
[241], К. К. Куатбаева [140] изучено изменение прочности ячеистого бетона при циклическом увлажнении — высыхании. В некоторых случаях отмечено повышение прочности на сжатие ячеистого бетона после 30 циклов воздействия [41] или несущественное отличие ее от прочности до испытания [157]. Зарегистрировано снижение прочности на сжатие после 15—30 циклов воздействия. Это объясняется тем, что примерно после 25—30 циклов увлажнения — высыхания происходит локализация макротрещин и омоноличивание структуры ячеистого бетона карбонатом кальция [157]. При этом прочность на сжатие ячеистого бетона несколько возрастает. Дальнейшее циклическое воздействие увлажнения — высыхания увеличивает микропористость и сорбционную влагоемкость материала и, следовательно, снижает его прочностные показатели.
Наиболее представительная оценка стойкости ячеистого бетона — определение деструктирующе-го воздействия увлажнения — высыхания по изменению его модуля упругости и поверхност
ной твердости. Модуль упругости ячеистобетонных балочек размером 10 X Ю X 100 мм устанавливают по их прогибу под заданной нагрузкой в сухом состоянии и в зависимости от количества циклов воздействия. Твердость ячейстрбетонных образцов в виде пластинок размером 10 X 100 X 100 мм измеряют в сухом состоянии маятниковым твердомером Н. Н. Протодьяконов а и в зависимости от количества циклов воздействия. Рекомендуемый режим: сушка — 48 ч термовакуумной сушки при t = J05° С и остаточном давлении в вакуум-термостате 650—1300 Па; увлажнение — 72 ч водопоглощения в дистиллированной воде со свободной верхней поверхностью образца.
После 180 циклов увлажнения — высыхания поверхностная деструкция газо- и пеносиликата объемной массой от 900 до 1100 кг/м3 соответственно увеличилась в 1,8—2,2 и 1,7—1,9 раза„ что по сравнению со 120 циклами замораживания — оттаивания составляет 1,4—1,7 и 1,6—1,8 раза. Модуль упругости газо- и. пеносиликата после 90 циклов увлажнения — высыхания уменьшается на 40 и 50%, а после 60 циклов испытания на морозостойкость— на 20 и 35%. Это свидетельствует о преобладании^ интенсивности деструктирующего воздействия циклического' увлажнения — высыхания,на ячеистый бетон над циклическим, замораживанием — оттаиванием [261, 274],
Зависимость модуля упругости Д от степени деструкции аппроксимируется уравнением (табл. 3Q)
Е ~ а + b a lg Н; с • lg-D2t
:(166>
где D — степень поверхностной деструкции материала, определяемая изменением числа колебаний маятникового твердомера и равная /г/К; /г—число колебаний; К — эмпирическая постоянная, для ячеистого бетона К = 15.
С увеличением объемной массы ячеистого бетона его стойкость при увлажнении — высыхании снижается, т. е. уменьшается модуль упругости и возрастает плотность раскрытия трещин на поверхности образца.
Стойкость ячеистого бетона при рассматриваемом воздействии зависит от химико-минералогического состава кремнеземистого компонента, вида и расхода вяжущего. Так, глинистые примеси в песке увеличивают сорбирующую поверхность материала и снижают его деформативные качества [140]. Сорбционная влагоемкость материала определяет его стойкость под воздействием циклического увлажнения — высыхания. Исходя из сорбционного потенциала материала как критерия его качества, отметим, что атмосферостойкость ячеистого бетона возрастает с уменьшением его сорбционной влажности.
§ 7. Стойкость при циклическом замораживании-оттаивании
Способность ячеистого бетона сохранять в заданных пределах свои физико-механические свойства при циклическом воздействии замораживания — оттаивания называется морозостойкостью. Ее нормативный критерий — потеря не более 25% прочности на сжатие за определенное количество циклов замораживания — оттаивания, характеризующее марку морозостойкости Мрз. Так, для ячеистых бетонов в наружных ограждениях зданий с сухим и нормальным режимами эксплуатации морозостойкость должна составлять 25 циклов, а с влажным режимом эксплуатации — 35.
Результаты испытаний ячеистого бетона на морозостойкость оценивают коэффициентом морозостойкости
Кмрз = Кмрз/Кс» (167)
где Rct 7?мрэ — прочность бетона до и после испытания.
Для автоклавного ячеистого бетона Кмрз2Б выше 0,75, а при оптимальной технологии изготовления Км рэ близок к единице [193].
Механизм потери прочности ячеистых бетонов при циклических фазовых переходах влаги в лед описан в работах Г. И. Горчакова [61], С. В. Шестоперова [290], Ю. М. Бутта [42] и ряда других исследователей [77, 127, 147, 330, 328]. Переход влаги, заполняющей эффективное поровое пространство материала, в лед способствует росту растягивающих напряжений в межпоровых перегородках и образованию в них микротрещин. Адсорбционно-связанная влага микропор и микрокапилляров проника*
ет в микротрещины и уменьшает прочность скелета материала (эффект Ребиндера). В области отрицательных температур это обусловлено тем, что влага микропор и микрокапилляров не замерзает в эксплуатационном интервале изменения температуры материала. Кроме того, на поверхности льда существует квазижидкая пленка толщиной до 100 Ас пониженной до —15° С температурой фазового перехода в твердое состояние [122, 146].
При оттаивании материала переход льда в жидкое состояние сопровождается резким уменьшением напряженного состояния скелета в результате смыкания микротрещин. При этом адсорбционно-структурированная влага вследствие повышенной плотности и вязкости [75] не полностью выжимается из микротрещин, в которых протекают процессы новообразования, чем обусловлено аддитивное повышение уровня напряженного состояния материала относительно первоначального. При циклическом воздействии фазовых переходов влаги в лед глубина раскрытия микротрещин постепенно увеличивается, незамерзающая влага все глубже проникает в скелет материала и снижает его прочность до тех пор, пока ее резкое падение не приведет к разрушению материала. Уменьшение температуры фазового перехода интенсифицирует разрушение скелета материала. В. В. Стольников отмечает, что замораживание бетона при —55° С ускоряет его разрушение в 5—7 раз. Это объясняется вовлечением в процесс фазового перехода сорбционной влаги, замерзание которой увеличивает глубину раскрытия микротрещин.
Таким образом, морозостойкость ячеистого бетона обусловливается относительной величиной растягивающих напряжений, возникающих в гетеропористом скелете материала при низкотемпературных фазовых переходах содержащейся в нем влаги. Количество адсорбционной влаги в скелете материала и ее количественные отношения с влагой других форм связи в основном определяют морозостойкость. Рассмотрим основные положения, объясняющие снижение температуры фазового перехода влаги в поверхностных пленках и микрокапиллярах.
В работах [75, с. 64—70; 126, 146] показано, что адсорбционно-связанная влага превращается в лед при температурах значительно ниже нуля. Это обусловлено ее аномальными свойствами в тонких слоях адсорбционно-структурированной влаги и квазижидкой пленки на поверхности льда в материале. На рис. 36, а изображена зависимость критической температуры фазового перехода от радиуса капилляра, адсорбировавшего влагу. Адсорбционная влага не замерзает, так как для кристаллизации, кроме уменьшения температуры, необходимо упорядоченное расположение молекул. При температуре ниже нуля происходит кристаллизация свободной неориентированной влаги. Связанная влага не кристаллизируется и находится в равновесии с выде
лившимися кристаллами льда, которое нарушается с дальней” шим снижением температуры и обусловливает фазовый переход адсорбционно-связанной влаги. Б. В. Важенин [48] установил, что фазовый переход влаги в микрокапиллярах радиусом 10-9 м наблюдается при температуре не выше —40—50° С.
Т. А. Литвинова [146] отмечает, что при гигроскопическом увлажнении пено- и газобетона в среде со 100% относительной влажностью воздуха льдообразование в материале начинается при температуре —5° С в количествах, зависящих от дифференцированной микропористости скелета и дисперсности льда [97,
Рис. 36. Зависимость критической температуры /к от радиуса капилляра гк по данным В. А. Киркинского (о); количество незамерзающей воды <он в в пенобетоне объемной массой 840 кг/м8 по данным Т. А. Литвиновой (б) в зависимости от температуры материала /м: 1 — сорбционное увлажнение, = 0,8; 2 — то же, <j> = 1; 3 — капиллярное увлажнение, W = 55,8%.
с. 171]. На рис. 36,6 приведена зависимость количества незамерзающей адсорбционной влаги от температуры материала (по данным Т. А. Литвиновой). На максимальной стадии сорбции пенобетона образование в нем льда незначительно и составляет (у о = 840 кг/м3) 13,8%.
Для оценки морозостойкости строительных материалов применяют ряд критериев: количество незамерзающей влаги (льди-стость) [48, 146, 247, 97, с. 216]; деформации бетона [127, 169, 331, 332, 335]; изменение гетеропористой структуры ячеистого бетона [154, 237, 292]; соотношение между влажностными характеристиками и пористостью; изменение геометрии ее порового пространства [42, 121, 290].
Ячеистые бетоны в случае оптимального подбора состава сырьевой смеси и технологии изготовления характеризуются высокой морозостойкостью. Так, по данным А. Т. Баранова [24], пенобетон (у© = 600 кг/м3) выдерживает 100 циклов замораживания — оттаивания при потере прочности на сжатие не более 25%. Е. С. Силаенков [227] указывает, что ячеистые бетоны (у0 = 600 -г- 700 кг/м3) на извести и цементе соответственно выдерживают 50—80 циклов воздействия без потери прочностных
качеств. В работе [274] приведены результаты исследования морозостойкости газо- и пеносиликата (у0 = 9001100 кг/м3) и отмечено снижение модуля упругости на 20—35% после 60 циклов замораживания — оттаивания. К. К. Куатбаев и П. А. Ройзман [140] показали зависимость морозостойкости ячеистого бетона от состава сырьевой смеси и вида вяжущего. Добавка молотого кварцевого песка и гранулированного шлака в бетоны на основе полевошпатного сырья повышает морозостойкость материала. Ячеистые бетоны на основе карбонатосодержащего сырья, имеющие в составе не менее 50% кварца с любым количественным содержанием карбоната, характеризуются высокой морозостойкостью (табл. 31) [140, с. 91]. Ячеистые бетоны на цементе обладают более высокой морозостойкостью, чем изготовленные на извести [137, с. 60].
Таблица 31
Морозостойкость ячеистого бетона на различных кремнеземистых компонентах
Вид ячеистого бетона Кремнеземистый компонент Объемная масса, кг/м’ Коэффициент размягчения Потеря прочности при сжатии после 15, 25 и 50 циклов
15 1 25 I 50
сниже нне про’ % 1HOGTB,
Газобетон Кварцевый песок 900 0,73 27 24 17
700 0,79 24 17 7
Полевошпатовый 900 0,8 23 20 11
песок 700 0,71 25 23 25
Газосиликат Кварцевый песок 900 0,83 26 25 27
700 0,64 25 23 24
Полевошпатовый 900 0,72 25 26 28
песок 700 0,76 24 22 20
Морозостойкость ячеистого бетона в ограждении определяется его влажностным состоянием. Поры и капилляры материала в зависимости от влияния содержащейся в них влаги на морозостойкость разделяют на три группы: микропористость, объем которой характеризуется величиной максимального сорбционного влагосодержания Рь капиллярная пористость, влага которой снижает морозостойкость ячеистого бетона и определяется количеством воды водопоглощения на капиллярной стадии пропитки Р2; «условно-замкнутые», или «резервные», поры и капилляры в ячеистом бетоне, содержащие защемленный капиллярной влагой воздух и заполняющиеся на стадии диффузионной пропитки, их объем рассчитывают по величине кажущейся пористости, измеренной путем водонасыщения образца материала под вакуумом Р3.
Исходя из этого деления пористости материала, А. В. Акимов [61, с. 49] предложил критерий морозостойкости
Км = (с+Р3)/Ра, G68)
где с — объемная концентрация цементного камня в бетоне, учитывающий влияние влаги макро* и микропор на морозостойкость материала. С увеличением Км морозостойкость материала возрастает по параболе в зависимости от прочности и деформатив-ных свойств межпоровых перегородок. Отметим, что аналогичная критериальная зависимость между структурными характеристиками и морозостойкостью справедлива и для ячеистого бетона. Ее экспериментальное обоснование — актуальная задача прогнозирования эксплуатационных качеств ячеистого бетона в ограждающих конструкциях.
Следовательно, по величине влажностных характеристик ячеистого бетона можно определить его морозостойкость. При этом следует учитывать, что Р% вычисляют как разность между водопоглощением максимальной сорбционной влажностью, а Рз — как разность между влагосодержанием при водонасы-щемии под вакуумом и водопоглощением.
§ 8. Карбонатационная стойкость
Атмосферостойкость ячеистого бетона характеризуется не только его эксплуатационными качествами при циклическом увлажнении — высыхании и замораживании — оттаивании, но и стойкостью в среде углекислого газа. Влияние углекислоты на физико-механические характеристики ячеистого бетона исследовали А. М. Бутт [42], Е. С. Силаенков [223, 225, 226], Н. И. Федыкин [248], Т. Т. Троцко [241], М. Хамада, Г. Вербек, Р. Кондо [171, с. 306—311] и др. В результате возрастающей урбанизации концентрация углекислого газа в атмосфере значительно повысилась и оказывает губительное действие на зеленые насаждения, исторические и архитектурные памятники, ограждающие конструкции современных зданий.
Механизм карбонатационного воздействия состоит в том, что сорбция двуокиси углерода протекает одновременно с адсорбцией материалом паровоздушной смеси и, взаимодействуя с ним, изменяет химический и минералогический состав цементного камня. Данный метаморфизм получил название карбонатации бетона, которая происходит вследствие реакции хемосорбированной влаги в порах геля с углекислотой воздуха. При этом гидросиликат кальция разлагается углекислотой до образования кальцита, ватерита и гидрогеля кремнезема [42]. Интенсивность указанного процесса повышается пропорционально температуре воздуха и влажности среды.
Глубина карбонатации увеличивается с уменьшением количества свободной влаги в материале, ростом В/Т и зависит от вида вяжущего. У ячеистых бетонов на шлакопортландцементе она вдвое больше, чем у бетона на портландцементе. Наиболее подвержены карбонатации ячеистые бетоны на смешанном вяжущем (табл. 32).
Разрушающее влияние карбонатации выражается в измене* нии дифференцированной пористости материала [42, 204]; снижении прочности на сжатие и изгиб, особенно в начальный период воздействия [93]; увеличении плотности и ширины раскрытия трещин [225]; снижении pH-влаги в бетоне, что приводит к интенсификации коррозии арматуры [204, 248]; повышении усадки [207], которая в 2—3 раза превышает усадку некарбо-низированного бетона (табл. 32).
Ю. М. Бутт [42], Н. К. Розенталь [204], Е. С. Силаенков [223, 226] отмечают, что при карбонатации появляются поры радиусом 4 мкм. Это увеличивает сорбирующую поверхность ячеистого бетона и уменьшает содержание переходных и макропор. Метаморфизм тонкопористой структуры тоберморита в грубопористую структуру геля кремнекислоты объясняет снижение сорбционной влагоемкости материала в зависимости от глубины и интенсивности карбонатации. Е. С. Силаенков указывает, что содержание COg в пятисантиметровом слое (г/100 г) ячеистого бетона в цехах с повышенным содержанием СО2 в атмосфере возрастает с уменьшением равновесного влагосодержания материала и постепенно увеличивается в процессе эксплуатации, снижая прочностные и эксплуатационные качества ограждения.
Воздействие углекислоты на ячеистый бетон оценивают по степени карбонатации — отношению содержания СаО, связанной с СО2, к общему количеству СаО в бетоне. Уменьшение сорбционной влагоемкости ячеистого бетона при карбонатации также характеризует степень ее воздействия на материал в ограждении. В работе [204] это показано на примере цементно-песчаного раствора. По методике, аналогичной [204], исследовано изменение сорбционной влагоемкости ячеистого бетона объемными массами 510 и 970 кг/м3 при его карбонатации. На рис. 37 приведены изотермы сорбции (при t = 20° С) ячеистого бетона, построенные до и после карбонатации. Снижение сорбционной влажности вычисляют по величине
DK = (W'JWC) 100%, (169)
где Р7С, — сорбционная влажность после и до карбонатации ячеистого бетона, % по массе.
Снижение DK в граничных областях заполнения микропор (<р < 25%, «р = 100%) в ячеистом бетоне хорошо согласуется с представлениями Г. Вербека и М. Хамада [171, с. 306] о том, что интенсивность карбонатации возрастает, если относительная влажность воздуха равна 50—75% (нормальный и влажный режимы эксплуатации), и уменьшается при <р < 25% из-за недостатка влаги для реакции, а также в случае <р_ 100% вследствие растворения углекислоты в капиллярно-сконденсированной влаге.
Интенсивность карбонатации со всеми ее последствиями для материала проявляется именно на сорбционной стадии его влагосодержания. Увеличение сорбционной влагоемкости ячеистого бетона приводит к интенсификации карбонатационного треши-нообразования, коррозии арматуры, росту остаточных деформаций и т. д., что характерно для ячеистых бетонов с повышенной
Рис. 37. Изотермы сорбции карбонизированного и некарбонизированного це. ментно-песчаных растворов (а) по данным Н. К. Розенталя и газобетона (б) объемными массами 510 и 970 кг/м8: 1, 2—после и до карбонатации ячеистого бетона 970 кг/м3; 5, 4 — то же, 510 кг/м8.
объемной массой. В работах [93, 204, 225] отмечено, что карбо-натационная стойкость ячеистого бетона возрастает с уменьшением его объемной массы. В табл. 32 приведена оценка интенсивности воздействия карбонатации на ячеистый бетон [207],
Таблица 32
Изменение прочности и усадки газобетона при карбонатации
Ячеистый бетон Объемная масса, кг/м3 Продолжительность карбонатации, сутки Снижение прочности при сжатии, % Увеличение усадки вследствие карбо-натацми, %
Газобетон 580 20 14,9 177,2
Газошлакобетон 570 20 22,7 68,7
Г азобетон на смешанном 595 20 29,2 186,5
вяжущем
Исходя из доминирующей роли сорбционной влагоемкости ячеистого бетона в его атмосферостойкости под действием угле
кислого газа, необходимо определять эту характеристику для сравнительного анализа стойкости материала при его карбонизации.
§ 9. Коррозия арматуры
Коррозия арматуры в ячеистом бетоне протекает в результате электрохимического взаимодействия металла со средой, отличающейся от атмосферной пониженной щелочностью и
Поодолжителмос/пь коррозии, мес а $
Рис. 38. Скорость коррозии арматуры в ячеистом бетоне объемными массами 700 (а) и 500 (6) кг/м8 в зависимости от его влагосодержания в зоне расположения арматуры (по данным Е. С. Силаенкова): 1 — Ц7 = 30%; 2-№ = 20%; 3—№ = 40%; 4 - W = = 10%; 5 - № = 5%.
низкой основностью. Карбонатации и достаточно высокая концентрация солей в гидратных пленках ячеистого бетона интенсифицируют коррозию арматуры. Высокая воздухопроницаемость ячеистого бетона способствует повышению скорости коррозии, которая определяется интенсивностью поступления кислорода к корродирующей поверхности.
Коррозионное разрушение арматуры характеризуется двумя основными видами — равномерным и местным [20, с. 7]. Равномерная коррозия зависит от равномерного распространения корродирующей поверхности по арматуре и проявляется при работе последней на изгиб и кручение. Местная коррозия может быть точечной, избирательной, межкристаллитной, транскри-сталлитной и подповерхностной. Все виды местной коррозии резко снижают механические свойства арматуры и несущую способность ограждения, которая определяется прочностью слабого сечения арматурных стержней.
Защитные свойства ячеистого бетона по отношению к арматуре характеризуются его влажностным эксплуатационным состоянием, т. е. равновесной влажностью материала в зоне расположения арматуры в пределах защитного слоя бетона, наиболее подверженного влиянию внешней среды. Так, при очень малой влажности с пониженной щелочностью скорость коррозии уменьшается из-за малой ионной проводимости пленочной вла< ги. При высокой влажности защитного слоя бетона, когда поступление кислорода к корродирующей поверхности ограничено капиллярной и свободной влагой, коррозия арматуры также замедляется (рис. 38).
В работе [225] исследована зависимость скорости коррозии от влагосодержания ячеистого бетона в зоне расположения арматуры (рис. 38). Наиболее интенсивная коррозия наблюдается на начальной стадии эксплуатации арматуры в ячеистом бетоне. При влагосодержании 40 и 50% скорость коррозии значительно ниже, чем при 20—30% по массе. Снижение влажности ячеистого бетона до 5—10% обусловливает быстрое затухание коррозии и незначительную интенсивность воздействия на металл в процессе эксплуатации.
Для защиты арматуры от коррозии применяют различные типы защитных покрытий [12], из которых наилучшую сохранность арматуры обеспечивает цементно-битумное покрытие. Снижение коррозии арматуры в ячеистом бетоне можно достигнуть вследствие уменьшения его сорбционной влагоемкости до 5—10% по массе. При этом значительно снижаются требования к качеству защитного покрытия металла [334].
у Методы измерения влажностных глава характеристик ячеистого бетона
§ 1. Статические методы
Статические методы определения сорбционной влажности ячеистого бетона обусловливают адсорбционное насыщение сорбента в статическом режиме до установления термодинамического равновесия в системе сорбат — сорбент, регистрирующегося по стабилизации массы образцов сорбента. Исследуя взаимосвязь между количеством сорбата в сорбенте при разных равновесных давлениях и постоянной температуре, вычисляют количественные характеристики изотермы сорбции материала [295, с. 60—132].
Весовой метод построения изотерм сорбции заключается в измерении количества адсорбированного вещества адсорбентом с помощью микроаналитических весов различной конструкции, например весов Мак-Бэна и Бакра [215, с. 87] с чувствительностью 105. В специальной весовой адсорбционной установке исследуемый образец материала насыщают адсорбатом при заданных относительном давлении и температуре. Количественную оценку адсорбции производят посредством катетометра путем регистрации изменения длины кварцевой пружины под весом адсорбированного материалом пара или газа [123, с. 38; 295, с. 108].
Объемный метод исследования сорбционной влагоемкости материала в образце состоит в определении объема пара или газа, сорбированного образцом на специальной объемной адсорбционной установке [295, с. 75].
Весовой и объемный статические методы измерения сорбционной влажности нашли ограниченное применение при сорбционных исследованиях строительных материалов из-за сложности аппаратурного обеспечения.
Сравнительная простота аппаратуры и обслуживания, свойственная статическому эксикаторному (тензометрическому) методу построения изотерм сорбции, обусловила его широкое распространение [43, 260] в исследовательской практике заводских лабораторий предприятий строительной индустрии (ГОСТ Г2852—67). Сущность эксикаторного способа состоит в том, что исследуемый на сорбционную влажность образец материала помещают в изолированный от окружающей среды объем —
эксикатор. В последнем с помощью генератора влажности (раствор серной кислоты или глицерина, насыщенный бинарный водно-солевой раствор или дистиллированная вода) обеспечивают требуемую относительную влажность воздуха. Термодинамическое равновесие в системе ячеистый бетон — паровоздушная смесь достигается после 4—6 месяцев, что негативно характеризует метод в аспекте контроля качества продукции в заводских условиях.
Рассмотрим генераторы влажности, применяемые при эксикатор ном методе.
Растворы серной кислоты с концентрацией, определяющей упругость, водяных паров в эксикаторе, достаточно распространены в практике сорбционных исследований [260,] хотя имеют ряд существенных недостатков. Основной из них — их агрессивность [29, с. 363], обусловленная тем, что материалом сорбируются не только молекулы Н2О, но и молекулы SO3, действующие на гидросиликатные связки и способствующие возникновению новообразований в материале, которые искажают величину его сорбционной влажности. Количественная оценка процесса диссоциации газообразной серной кислоты приведена в работах [151, 240, 333], где показано, что парциальное давление паров воды в эксикаторе
Рн.о = Робщ — PsOi = Ровщ— (Рн$о< — PsoJ (170)
обусловливает наличие в его газовой среде, кроме молекул Н2О, значительного количества молекул SO3. Причем с повышением концентрации раствора H2SO4 (для снижения относительной влажности воздуха в эксикаторе) возрастают их количество и степень агрессивного воздействия на исследуемый, материал. В процессе сорбции влаги образцом материала раствор H2SO4 обезвоживается, его концентрация увеличивается. Это обусловливает снижение относительной влажности воздуха в эксикаторе и приводит к тому, что термодинамическое равновесие в системе сорбат — сорбент наступает при значениях относительной влажности, заниженных по отношению к начальным.
Водные растворы глицерина не получили распространения в отечественной исследовательской практике из-за нестабильности их термодинамических характеристик [29, с. 364].
Насыщенные бинарные водно-солевые растворы как генераторы влажности широко применяют [97] благодаря ортодоксальному понятию о постоянном значении их растворимости (концентрация насыщенного раствора в изотермических условиях называется растворимостью) и парциального давления паров воды над ними в заданных термодинамических условиях. Недостатками этого генератора влажности являются зависимость растворимости и, следовательно, относительной влажности воздуха над раствором от некоторых факторов; значительная лету-, честь ряда солей, в результате чего образец в процессе анализа'
покрывается налетом соли, искажающим результаты исследования сорбции [65]; высокое значение температурного коэффициента растворимости ряда солей, обусловливающее необходимость повышения точности термостатирования. Однако по сравнению с двумя описанными генераторами влажности насыщенные бинарные водно-солевые растворы более перспективны. Это определяет актуальность устранения их недостатков для повышения точности определения сорбционной влажности строительных материалов эксикаторным способом.
§ 2. Динамические методы
Динамические методы исследования сорбционной влажности разработаны с целью ускорения процесса построения изотермы сорбции материала. В практике сорбционных исследований наиболее распространен метод, основанный на записи хромотограмм [68, с. 81]. Однако методы газовой хромотогра-фии не применяют при изучении сорбции водяного пара вследствие того, что хромотографический анализ протекает очень быстро, а сорбционное равновесие водяного пара характеризуется значительно большей продолжительностью.
В вакуумном динамическом методе, когда паровоздушная смесь просасывается сквозь адсорбент, прирост влажности регистрируют по достижении последним постоянной массы посредством специальной весоизмерительной установки. Ее оснащают весами различных типов, которые обеспечивают заданную чувствительность: кварцевые пружинные весы Мак-Бэна, весы системы Кан, электромагнитные весы [295, с. 123], весы с магнитной подвеской [107, 284].
В строительной исследовательской практике использование статических методов ограничено требованиями экспрессности анализа для оперативного контроля качества продукции. Динамические методы не применяют вследствие их сложности обслуживания и аппаратурного обеспечения [4|. В связи с этим представляют интерес ускоренные методы сорбционного анализа, разработанные в агрохимии. Ранее [159] предложена методика ускоренного определения сорбционной влажности семян, позволяющая по данным их пятичасового статического влаго-насыщения путем графической экстраполяции установить приближенное значение равновесной влажности при заданных отно-* сительной влажности и температуре воздуха.
§ 3. Эксикаторным способ (анализ систематических и случайных погрешностей)
При испытании ячеистых бетонов (ГОСТ 12852—67) сорбционную влажность материала рассчитывают эксикаторным способом с генератором влажности в виде насыщенных бинар-
ных водно-солевых растворов. Для минимизации погрешностей в определении сорбционной влажности строительных материалов необходимо обеспечить негигроскопичность эксикатора и находящегося в нем лабораторного оборудования; тщательное термостатирование эксикатора с целью уменьшения в нем температурных градиентов; возможное увеличение отношения площади насыщенного раствора к объему воздуха в эксикаторе (для снижения длительности переходных процессов); объем материала, который не нарушал бы гигротермического равновесия в системе сорбат — сорбент выделением или поглощением тепла и влаги в процессе сорбции [98]. Представительность результатов сорбционного анализа обусловлена неизменностью термодинамических характеристик генератора влажности в процессе сорбции.
Относительную влажность воздуха над водными растворами солей определяют по закону Рауля
<р = 1 — (ЛоМс)/(ЛвМв + ЛсМс), (171
где Л4С, Л4В — молекулярные массы соли и воды (Л4В = 18); яс — число молей соли, растворенной в пв молях воды, который следует рассматривать как приближенный для насыщенных растворов, но свидетельствующий о том, что в изотермических условиях относительная влажность воздуха над этим генератором влажности однозначно зависит от концентрации соли.
Известно [17, с. 7], что растворимость при данных термодинамических условиях и неизменном химическом составе твердой фазы не однозначная, а зависит от дисперсности соли (так как с повышением дисперсности твердой фазы увеличиваются энергия гидратации и растворимость соли [71, с. 269]) и плотности раствора [211], величины относительного пересыщения, температуры кристаллизации пересыщенных растворов, переохлаждения и пересыщения растворов, метастабильной границы растворимости и размера кристаллических зародышей. Следовательно, если растворимость насыщенного бинарного водно-солевого раствора зависит от большого количества факторов, то стабильность относительной влажности воздуха над ним определяется их суммарным воздействием. Отсюда следует, что первый критерий предпочтительного применения насыщенного раствора — минимально возможное изменение его растворимости в изотермических условиях. Второй же критерий устанавливают с помощью температурного коэффициента насыщенного раствора
f = (d\gm)/dT, (172)
(m —моляльность раствора; Т — температура), характеризующего изменения растворимости в зависимости от температуры [125; 17, с. 40].
Некоторые насыщенные бинарные водно-солевые растворы по этим критериям оценивают на основании результатов статисти
ческой обработки опубликованных экспериментальных данных о их растворимости в зависимости от температуры и изотермических условий; теоретической аргументации полученных зависимостей с помощью термодинамики насыщенных и пересыщенных растворов. С этой целью проанализировано более 1000 значений растворимости насыщенных растворов при барометрическом давлении и температуре от 278 до 313 К [17, 19, 18, 53, 125, 166, 198, 231, 238, 293, 294]. В результате исследований и в соответствии с рекомендациями Национального бюро эталонов США выбраны растворы NaCl, MgCh, КС1, KNO3, Mg(NO3)2, Na2SO4, K2SO4, которые характеризуются минимальным значением температурного коэффициента, незначительной токсичностью и агрессивностью к различным материалам.
Высокое значение коэффициента корреляции (гк>0,84), вычисленного по алгоритму, предложенному в работе [98], позволяет по уравнению регрессии, например для KNO3, вида
с(Г) = 26,417 + 0,727 (Т — 23,429) (173)
определить расчетные значения растворимости насыщенных бинарных водно-солевых растворов (табл. 33) и точность аппроксимации рассматриваемой зависимости относительной погрешностью
еС(Г) = (Дсс/С(Т)) • Ю0% € 10,04 2,86% |. (174)
Таблица 33
Расчетные и вероятные экспериментальные О значения растворимости насыщенных бинарных водно-солевых растворов и абсолютная ДС погрешность их определения по уравнению регрессии
Насыщенный водносолевой раствор Коэффициент корреляции Концентрация раствора в сравнении со справочными данными Вероятное *4?)
20 ci с20 <*> ДС ,2°
MgCl8 0,913 35,78 35,40 0,38 36,03 35,70 0,33 0,336 1,07
NaCl 0,972 26,31 26,40 0,09 26,46 26,45 0,01 0,755 0,34
NaafSOi) 0,908 16,56 16,10 0,46 21,63 21,80 0,17 0,943 2,86
KC1 0,837 25,60 25,69 0,09 27,25 27,20 0,05 0,854 0,35
KNOa 0,975 23,95 24,00 0,05 27,56 27,50 0,06 0,932 0,21
KoSO4 0,893 10,02 10,00 0,02 10,84 10,75 0,09 0,972 0,02
Mg(NO8)a 0,926 42,34 42,30 0,04 42,99 42,90 0,09 0,549 0,94
Расхождение значений растворимости (при Т = 293 К), определенных по уравнению регрессии, и среднестатистических вероятных (по справочным данным [236]) оценено абсолютной погрешностью Ас и приведено в табл. 33. Проведенная статистическая обработка показывает, что выбранные насыщенные би
парные водно-солевые растворы отличаются минимальным значением f, а высокая точность аппроксимации зависимости с = = f(T) позволяет количество оценить изменение над ними относительной влажности воздуха при девиации температуры опыта от заданного значения [98, с. 41].
«Погрешность от растворимости». Рассмотрим изменение растворимости насыщенного, бинарного водно-солевого раствора в изотермических условиях, обусловленное перечисленными факторами нестабильности. С этой целью экспериментальные значения растворимости (при Т = 278, 293 и 298 К), опубликованные в работах [19, 231, 237, 238], статистически обработаны, определены их истинные значения, а также возможные отклонения от них в пределах доверительного и толерантного интервалов. Отметим, что результаты статистической обработки результатов наблюдений зависят не только от точности их определения, но и от принятой методики статистического исследования.
В настоящее время экспериментальные данные обрабатывают по методикам [27, 39, 97, 106, 130, 210, 232, 257], в основном различающихся толкованием представительности тех или иных статистических критериев. Это вызывает несопоставимость результатов статистической обработки (даже для адекватных зависимостей). Чтобы обеспечить сопоставимость результатов статистической обработки экспериментальных данных, необходимо унифицировать алгоритм. Всесоюзный научно-исследовательский институт метрологии им. Д. И. Менделеева издал в 1972 г. методическое пособие (под ред. д-ра техн, наук, проф. К. П. Широкова), где приведен алгоритм статистической обработки, составленный с учетом последних достижений теории вероятности и математической статистики [108]. В нашей работе все статистические расчеты выполнены по рекомендованному алгоритму.
Выбор предпочтительного раствора для генератора влажности обусловлен, кроме рассмотренных критериев, условиями эксплуатации ячеистого бетона в ограждении. Влажностный режим ограждающей конструкции (СНиП П-А. 7—71) оценивают по значению относительной влажности воздуха: для сухого режима эксплуатации (<р < 0,5) применяют насыщенный раствор MgCl2 • 6Н2О; для нормального (0,5 < <р < 0,6) — Mg (N Оз) 2 • 6Н2О; для влажного (0,61 < <р < 0,75) — NaCl; для мокрого (<р > 0,75)— КС1. Чтобы определить максимальную сорбционную влажность, при ср > 0,95 используют насыщенный раствор Na2SO4 • ЮН2О. При этом обеспечивается достаточное количество экспериментальных значений сорбционного влагосодержания материала для построения его изотермы сорбции.
Статистическую оценку изменения растворимости перечисленных насыщенных бинарных водно-солевых растворов в изотермических условиях осуществляем на основании следующих положений. Нормальность распределения экспериментальных значений растворимости определена при условии значимости составного критерия 0,03, т. е. гипотеза о нормальности распределения согласуется с данными наблюдения с вероятностью не
менее 0,97. Доверительный интервал для истинного (вероятного) значения растворимости вычислен с вероятностью 0,999 и характеризуется средним относительным отклонением для всех рассматриваемых растворов [158, с. 30]
e0 = (^SE/ci) • ЮО°/о, (175)
где tq — критерий Стьюдента; S-— оценка среднего квадратического отклонения результата измерения.
Границы толерантного интервала — экспериментальные значения вероятной растворимости насыщенного раствора — рассчитаны с вероятностью 0,999 и свидетельствуют о том, что 99,73% будущих наблюдений будет находиться в границах толерантного интервала с указанной вероятностью.
Результаты статистической обработки более 500 значений растворимости насыщенных растворов солей NaCl, MgCl, КС1, Na2SO4, KNO3 (при T = 293 К) приведены в табл. 34.
Количественная оценка истинных значений растворимости, установленных выше, и вероятных, оговоренных в справочной литературе [237, 238], произведена по следующим показателям. Относительная ошибка определения истинного значения с» по сравнению с вероятным С\
ec. = (0i — cylcy) . 100%. (176)
Относительное отклонение растворимости в пределах доверительного интервала найдено по формуле [175]. Относительное отклонение растворимости в пределах толерантного интервала, характеризующее ее экстремальные значения в изотермических условиях:
6с0 = {1\ —Cmin)/£min * 100%; = (Z2—GninV^max • 100%, (177)
где Zi, Z2 —верхняя и нижняя границы толерантного интервала.
В результате статистической обработки вычислены такие значения растворимости насыщенного бинарного водно-солевого раствора; вероятная С\, оговоренная в справочниках (при Т = = const); истинная полученная в результате статистической обработки и совпадающая с точностью до 0,2% с вероятной; минимально возможная с0, определенная по нижней границе толерантного интервала и характеризующая минимально возможную растворимость насыщенного раствора в изотермических условиях; максимально возможная с2, рассчитанная по верхней границе толерантного интервала и обусловливающая максимально возможную растворимость насыщенного раствора.
Следовательно, экспериментальные значения растворимости насыщенного раствора должны рассматриваться относительно своего вероятного [236] значения и характеризоваться как концентрированные (ct€ |c0-^cil)> насыщенные (ct = Ci) и пересыщенные (с<€|С]4-6*21). Это предопределяет систематическую погрешность, возникающую при приготовлении генератора влаж
ности, растворимость которого в зависимости от ряда факторов не постоянная величина, а элемент множества значений в интервале Со — с2 [120]. Количественная оценка указанной погрешности, названной «погрешностью от растворимости», произведена по формулам (175) — (177) и приведена в табл. 34. Для теоретической оценки этой погрешности обратимся к теории пересыщенных растворов, развитой в работах Е. М. Ахумова, Е. В. Пылковой, Е. В. Хамского, Н. С. Спиро, В. И. Псарева, X. Баларева и т. д. [16, 18, 19, 237, 238]. Базируя теоретические обоснования экспериментальных исследований на классических положениях о кристаллизации русских академиков Т. Е. Ловица и Д. И. Менделеева, советские ученые создали стройную теорию растворимости насыщенных и пересыщенных многокомпонентных водно-солевых растворов, которая применяется в важнейшей отрасли народного хозяйства — галургии.
Таблица 34
Значения вероятной, истинной, минимально возможной и макси' мальной концентрации растворов, рекомендованных в качестве генераторов влажности при определении сорбционной влажности ячеистых бетонов статическим способом
Соль
Границы доверительного интервала, %
Границы
толерантного интервала
MgCl2 X Х6Н2О
NaCl
KCI NaaSQi X X ЮН2О KNOS
35,4 35,4 0 35,23—35,56 0,46 34,99—35,81 35,21 35,59 0,6 0,61
26,4 26,4 0 26,31—26,49 0,33 25,49—27,31 25,56 26,80 0,27 1,9
25,6 25,6 0 25,33-25,86 1,05 23,1—28,08 25,0 26,96 7,6 4,15
16,1 16,14 0,2 15,98—16,31 1,02 14,95-17,34 15,75 17,34 5,1 27,7
24,0 23,97 0,1 23,02—24,92 3,96 17,12—30,81 21,10 25,12 19,0 26,6
Насыщенные растворы приготовляют путем их нагревания выше заданной температуры с последующим медленным охлаждением. При этом достигается равновесное состояние в системе жидкость — твердое тело, которое обусловлено растворимостью в заданных изотермических условиях. В зависимости от ее дисперсности (как доминирующего параметра) и ряда приведенных факторов концентрация раствора характеризуется насыщенным или пересыщенным состоянием. Она также зависит от того, с каким гидратом соли находится в равновесии вода. Д. И Менделеев, а позднее Вант-Гофф, показали, что концентрация раствора, находящегося в равновесии со стабильной формой гидрата, всегда значительно меньше, чем при равновесии с его нестабильной формой. Например, массовое содержание раствора NaaSC^ (7=283 К) в равновесии со стабиль
ным декагидратом Na2SO4*10H2O имеет концентрацию 8,35% [17, с. 7], а в равновесии с гептагидратом Na2SO4-7H2O — 23,6%.
Зависимость растворимости соли от ее дисперсности можно описать с помощью коэффициента пересыщения раствора
? = (ci — ci)/ci 100%, (178)
который в изотермических условиях обратно пропорционален радиусу частиц соли:
р. = (А?/гс) • 100%, (179)
где k — изотермический коэффициент по Срикантану [17, с. 11]; rQ — радиус частиц соли.
Таблица 35
Статистические р. и максимальные н>тая значения коэффициентов пересыщения бинарных водно-солевых растворов (при Т = 293 К)
Бинарный раствор (твердая фаза) c2 % и % Бинарный раствор (твердая фаза) ^тах%
MgCl2.6H2O 35,40 35,60 0,56 MgCl2 • 6НгО 37,40 5,65
NaCl 26,40 26,80 1,51 NaCl • 2HSO 28,09 6,40
КС1 25,60 26,96 5,31 KC1•H2O 31,75 24,02
Na3SO4 • ЮН2О 16,10 25,12 56,02 NajSQ, 7H2O 29,46 82,98
Для рассмотренного выше примера пересыщения раствора массовое содержание Na2SO4«7H2O равно 238,4%, раствор перенасыщается более чем в два раза.
В работах Е. И. Ахумова [16—18] показано, что существует метастабильная граница пересыщения водно-солевого раствора, за которой он (как бы его ни перегревали) нейтрализуется переходом в лабильное состояние, характеризующееся спонтанным процессом кристаллизации соли.
Термин «метастабильность» введен в 1897 г. В. Оствальдом для обозначения пересыщенных растворов и переохлажденных жидкостей, которые могут оставаться в таком состоянии в течение длительного времени.
Таким образом, перегревая раствор относительно заданной температуры, получаем пересыщенный раствор с растворимостью от С] до метастабильной границы растворимости г2. В этом случае предельное пересыщение раствора определяется максимальным значением коэффициента пересыщения
Umax == (С2 - с0/С1 • 100% . (180)
Оценивая степень пересыщения растворов статистическим и максимальным (по данным Е. И. Ахумова, Е. В. Пылковой и др.) значениями коэффициента пересыщения (табл. 35), отмечаем их хорошую сопоставимость, свидетельствующую о том,
что систематическая «погрешность от растворимости» измеряется десятками процентов при априорном рассмотрении растворимости генератора влажности. Здесь следует остановиться на факторах, влияющих на степень и длительность пересыщения растворов в процессе их приготовления.
Известно, что охлажденная до заданной температуры бинарная смесь сохраняет свое равновесие с метастабильной фазой до тех пор, пока в ней по тем или иным причинам не возникнут центры кристаллизации, обусловливающие спонтанную кристаллизацию избыточной соли из жидкой фазы. Эта кристаллизация, т. е. переход раствора из пересыщенного в насыщенное состояние, протекает с определенной скоростью, зависящей от степени пересыщения и ряда других факторов. Так, в работе [16] показано, что скорость изменения моляльной растворимости раствора от метастабильной с2 до вероятной Ci имеет вид
Кр = (с2^й)/т (181)
(т — продолжительность кристаллизации), т. е. возрастает пропорционально пересыщению с уменьшением температуры предварительного разогрева. Отсюда вытекает, что для снижения степени пересыщения раствора следует минимизировать температурный перепад при его предварительном разогреве по сравнению с температурой опыта.
Для кристаллизации соли необходимо наличие центров кристаллизации, так как пока они не образуются, раствор будет находиться в пересыщенном состоянии. Существует мнение [71, с. 271], что если потереть стеклянной палочкой о стенки сосуда с раствором или допустить адсорбцию посторонних примесей (даже лабораторной пыли), то в растворе произойдет кристаллизация. X. Баларев [19] показал, что пересыщенные бинарные водно-солевые растворы могут существовать даже в присутствии твердой фазы сравнительно долго. При этом ни трение стеклянной палочкой, ни растирание стекла в ступке с пересыщенным раствором Na2SO4, ни многомесячное хранение его в открытой мензурке не приведут к кристаллизации. Так, пересыщенный раствор Na2SO4 массовым содержанием 29,8%, насыщенный при 100° С, не кристаллизовался в течение восьми месяцев при температуре от 6 до 25° С.
Следовательно, пересыщенные растворы могут сохранять свои свойства на всем протяжении сорбционного анализа влажности эксикаторным способом, что подтверждается результатами многочисленных исследований. Это предопределяет актуальность количественной оценки возникающей при этом погрешности в определении сорбционной влажности строительных материалов. «Погрешность от растворимости» появляется при изготовлении генератора влажности в виде насыщенного бинарного водно-солевого раствора с априорным значением его вероятной растворимости и обусловливается значительным отли
чием последней от принятой в ГОСТ 12852—67 вследствие возможного пересыщения раствора от вероятного до метаста-бильного С2 значения растворимости.
Теперь, когда установлены границы возможного изменения концентрации и растворимости генератора влажности, оценим его влияние на плотность раствора и относительную влажность воздуха над ним в изотермических условиях. Анализ теоретических и эмпирических уравнений, описывающих зависимость плотности d и относительной влажности воздуха ф от растворимости с [53, 125, 161, 166, 237, 238, 293, 294] показал, что наиболее пригодны формулы Д. И. Менделеева, Н. Л. Пейсахова, И. Н. Максимовой, Ш. Лендьела, А. Б. Здановского, Г. И. Ми-кулина, Юнга и Л. Л. Эзрохи. Эмпирические зависимости Л. Л. Эзрохи [293, 294] d=f(c)t <p=f(c) приняты в качестве расчетных, поскольку их точность аппроксимации в диапазоне температур 273—298 К не хуже 0,0001 и они имеют значения эмпирических коэффициентов для рассматриваемого ряда насыщенных бинарных водно-солевых растворов. Плотность раствора рассчитывают методом коэффициентов по формуле [293]
lg(dt/d0) =2 a<pt (182)
l'al
(at — эмпирический коэффициент; ci— растворимость; i — количество различных солей в растворе), характеризующейся абсолютной ошибкой Ас для растворов NaCI—0,5 • 10~3; Na2SC>4 — 0,5-10“3; КС1—10~3; MgCl2 — 0,1 -10—3 (при Т = 293К).
По формуле (182) вычислены значения плотности перечисленных растворов (Г=278-=-313 К) в зависимости от изменения их растворимости от с0 до с2, которые сопоставлены с экспериментальными значениями, измеренными денсиметром с точностью до 0,001 (на рис. 39 они показаны точками). Изменение плотности насыщенного раствора в зависимости от его растворимости оценено относительной величиной
= (dt/di — 1) 100% (183)
и приведено в табл. 36. Здесь и далее со -> d0 -+ <р0; ci -> dj cpj; С2 d-2 <р2» Cf -> df tpf.
Зависимость относительной влажности воздуха над раство-ром от его растворимости описывается эмпирическим уравнением Л. Л. Эзрохи [294]
1g ? = 5 (^iSt + ₽«с( 2 с<)> (184)
] у J
где ei—эмпирические коэффициенты.
По формуле (184) определены значения относительной влажности воздуха над раствором в зависимости от его растворимости (Т = 278 ч-313 К). Результаты расчета оценены относительной величиной
_ 1) Ю0% (185)
Sz-----ft- - ». Сш is
Недосыщение Пересыщение
Рис. 39. Зависимость плотности а бинарного водно-солевого раствора MgCI2 от его растворимости (/ == 10, 20 и 40° Q: ------d = f (с);--------ea^f (с).
Рис. 40. Зависимость относительной влажности воздуха ? над бинарным водно-солевым раствором MgClg от его растворимости (t «10. 20 и 40° С):-------<р == f (с);-----е? = f (с).
и сведены в табл. 36. Экспериментальные значения относительной влажности воздуха над раствором измерены изопиестическим способом [200] и обозначены точками на рис. 40.
Таблица 36
Концентрация, плотность и относительная влажность воздуха над бинарными водно-солевыми растворами и оценка их относительного изменения за счет «погрешности от растворимости» (7 = 293 К)
Раст вор соли ci c0, 1, 2 —‘ 100% Ci dl Г/МЛ d0, 1, 2 г/мл 100% ft fO, 1 2 ‘00% <P1
co 35,00 1,130 d0 1.3260 0,376 To 0,3490 3,254
MgCl2 Ct 35,40 0 di 1,3310 0 Ti 0,3380 0
c? 37,40 5,650 d9 1,3530 1,653 Ta 0,2780 17,751
co 25,56 3,182 do 1,1900 0,568 To 0,7660 1,591
NaCl C' 26,40 0 di 1,1968 0 Ti 0,7540 0
CZ 28,09 6,401 d2 1,2110 1,186 Ta 0.7273 3,541
Cq 25,00 2,344 do 1,1669 0,325 To 0,8543 0,557
КС1 Cl 25,60 0 di 1,1707 0 Ti 0,8494 0
c2 31,75 24.023 d2 1,2168 3,938 Ta 0,7946 6,451
co 15,00 6,832 do 1,1379 1,052 To 0,9428 0,469
Na2SO4 C1 16,10 0 dt 1,1500 0 Ti 0,9384 0
c2 29,46 82,981 d2 1,2937 11,108 Ta 0,8863 5,552
Таким образом, при возможном пересыщении насыщенного бинарного водно-солевого раствора ртах на десятки процентов относительная влажность воздуха над ним е<р изменяется до 20%, что влечет за собой изменение сорбционной влажности материала, которое не учитывается в стандартной методике.
По экспериментальным значениям сорбционной влажности (определенной для граничных значений относительной влажности воздуха в эксикаторе ->сро» №|-*<рь №2 -►Тг)» постулируя линейную зависимость W = /(?) в рассматриваемом диапазоне изменения <р 6 |<ро-н?2|, рассчитывают промежуточные значения сорбционной влажности материала
WI = + [(^2 — ^о)/(?2 — ?•)] (Tf— То)» (186)
где Wit |, и ошибку измерения сорбционной влажно-
сти (табл. 37):
eWo = (W^i-D- Ю0%. (187)
Зависимость ец,о = /(<р) показана прямыми 1—5, а изотермы сорбции рассматриваемых материалов характеризуются тангенсом их угла наклона, описываются уравнением (рис. 41)
== kyi + b. (188)
Таблица 37
Сорбционная влажность ряда строительных материалов для ограждающих конструкций и ее относительная ошибка в определении, обусловленная «погрешностью от растворимости» (Т = 293 К)
Насыщен ЯЫЙ водно солевой раствор % «7 % X % % X % ^r.o % “wr.c % ^сл % '№сл %
0,349 2,25 1,02 3,92 0,799 1,39 3,47 1,44 0,274 2,04
MgCl2 0,338 0 0,98 0 0,788 0 3,42 0 0,269 0
0,278 17,75 0,77 21,36 0,728 7,61 3,15 7,89 0,239 11,15
0,766 1,59 3,19 4,72 2,396 3,1 6,08 1,29 0,516 2,38
NaCI 0,754 0 3,05 0 2,324 0 6 0 0,504 0
0,727 3,54 2,72 10,63 2,162 6,97 5,82 2,92 0,477 5,36
0,854 0,58 6,73 4,5 3,896 3,18 10,65 3,93 0,631 1,2
КС1 0,849 0 6,44 0 3,776 0 10,25 0 0,623 0
0,795 6,45 3,31 48,62 2,72 27,97 6,7 34,59 0,557 10,58
0,943 0,47 14,56 4,29 6,29 2,44 17,82 2,31 0,872 2.35
Na2SO4 0,938 0 13,96 0 6,14 0 17,42 0 0,852 0
0,886 5,55 7,96 42,98 4,64 24,83 13,39 23,13 0,652 23,47
*Шр “** сорбционная влажность и относительная ошибка для газобетона, о 7о = 65О кг/м8; U7K, —то же для керамзитобетона с ?0 ® 735 кг/м8; W . •а,рв~то же для газоаиликата о 70= 1290 кг/м”; №сл, тоже для силикатного кирпича с 70== 1800 кг/м”.
Рис. 41. Зависимость относительной погрешности ew в определении сорбционной влажности ряда строительных материалов от относительной влажности воздуха в эксикаторе над раствором («погрешность от растворимости») при i = = 20° Ci---------для керамзитобе-
тона 70«=735 кг/м8, пеносиликата у0 = 690 кг/м8 и газосиликата 70= а 700 кг/м8 над раствором MgCl2; — изотермы сорбции этих материалов.
Поскольку для исследуемых изо* терм tgai прямо пропорционален приращению сорбционной влаж* ности материала Д№с,то с увеличением сорбционного потенциала возрастает и его относитель
ная ошибка определения, что характерно для ячеистых бетонов. Чтобы уменьшить «погрешность от растворимости», рекомендуется строго оговорить исходную массовую концентрацию насыщенного бинарного водно-солевого раствора и методику его
приготовления по ГОСТу при испытании материалов ограждающих конструкций [120].
Методика приготовления насыщенного бинарного водно-солевого раствора для использования его в качестве генератора влажности. Эмпирический насыщенный бинарный водно-солевой раствор с заданной концентрацией приготовляют на бидистилляте и реактиве соли квалификации ч. д. а. или х. ч. Так как генераторами влажности воздуха в эксикаторе являются насыщенные растворы водных солей, например MgCl2, NaCl, КС1, Na2SO4, следует учитывать их кристаллизационную влагу вследствие значительной гигроскопичности.
Допустим, нужно приготовить 200 г насыщенного раствора с вероятным значением массового содержания концентрации 16,1% при Т = 293К (NaaSO4). Количество безводной соли находим из пропорции
100 — 16,1
200 — х
х = 32,2 г.
При этом количество воды, необходимое для растворения, «н/) = 200 ч-32,2 ® s= 167,8 г, что определяет растворимость безводной соли
32,2 — 167,8 х = 19,19 р на 100 г Н2О.
Количество десятиводной соли находим согласно соотношению молекулярных масс рассматриваемых солей MNafSO4 ® 142,041; AfNaiSO<. 10 Н2О = 322,195 из пропорции
142,041 — 322,195 х= 73,04 г, воды нужно взять 32,2 — х юн ,о = 200 — 73»04 — 126»96 г*
Растворимость десятиводной соли определяем из отношения
73,04- 126,96
х = 57,53 г на 100 г НаО. х— 100 а
Таким образом, чтобы приготовить насыщенный раствор, следует пользоваться предварительно обезвоженной солью в количестве 19,2 г на 100 г
воды или растворять в воде соль с кристаллической влагой, Таблица 38
которую соль абсорбирует при хранении в заводской лаборатории, в количестве 57,53 г на 100 г воды. Аналогичные расчеты проведены для остальных растворов при их вероятной растворимости Ci (табл. 38). В соответствии с количеством раствора (табл. 38) соль растворяют в бидистилляте при температуре, превышающей температуру опыта на 10°. При этом получают значение растворимости, близкое к вероятному. Затем раствор медленно охлаждают и по температуре термостатирования эксикатора Растворимость бинарных водно-солевых растворов (7=293 К)
Безводная соль Растворимость вероятная Количество соли в 1 г на 100 г воды Водная соль Количество соли в 1 г на 100 р воды
MgCla NaCl КС1 NaaSO4 35,4 26,4 25,6 16,1 54,8 35,87 34,4 19,9 MgCl2X ХбНаО NaCl КС1 Na,SO4 х X ЮН2О 309,8 35,87 34,4 57,53
определяют найденное значение растворимости посредством денсиметра с точностью до 0,001 с помощью графиков на рис. 42 или формул линейной интерполяции (табл, 36).
«Термодинамическая погрешность». Адсорбционное влаго-насыщение образца материала в замкнутом объеме эксикатора над ограниченным количеством раствора генератора влажности имеет следующие термодинамические особенности. Образец сорбирует влагу из ее газовой фазы над раствором под влиянием адсорбционных сил взаимодействия. При этом количество водяного пара над раствором вследствие термодинамического равновесия восстанавливается в результате испарения влаги йз раствора, т. е. происходит экзогенное обезвоживание последнего образцом. Степень обезвоживания раствора зависит от сорбционного потенциала материала, соотношения его объема и объема раствора в эксикаторе, количества паровоздушной смеси, а также определяет изменение концентрации раствора генератора влажности в зависимости от направления процесса сорбции. Это изменяет относительную влажность воздуха в эксикаторе, что в свою очередь обусловливает погрешность в определении сорбционной влажности исследуемого материала. В оценке данной погрешности исходим из аналогии процессов обезвоживания растворов при кипении, вакуумировании и адсорбционном водопоглощении, усматривая разницу в том, что в последнем случае происходит селективное (только паров Н2О) обезвоживание.
Известно (175, с. 15], что газовая фаза образована смесью воздуха и пара, в которой парциальный химический потенциал пара рп меньше потенциала рп однокомпонентной системы. По-сколько химический потенциал некоторой компоненты смеси газов
Р'п (Л Т) « рп (Л Т) + RT - 1пхь (189)
то испарение воды в эксикаторе увеличивает концентрацию пара хп и парциальный потенциал рп(Р, Т). Испарение прекращается, если рп = рж (Р, Г), т. е. при термодинамическом равновесии в системе жидкость — газ, когда парциальное давление пара характеризуется упругостью насыщенного пара Рп, которая зависит от концентрации раствора генератора влажности и температуры. Термодинамическое равновесие в двухфазной системе обеспечивается равенством суммы давлений пара Рп и газа Рр давлению раствора Рр:
Рп + Рр = Рр. (190)
При избирательной адсорбции паров воды это равновесие нарушается и из раствора начинает испаряться влага, повышая его концентрацию и парциальное давление пара до тех пор, пока вновь не установится термодинамическое равновесие (190). Е. И. Несис (175] отмечает, что испарение, кипение и кавитация (вакуумирование) настолько схожи между собой в термодинамическом аспекте, что нельзя провести четкую границу в их теоретическом обосновании.
Таким образом, экзогенное повышение концентрации раствора, обусловленное рядом неконтролируемых факторов сорбционного процесса, уменьшает относительную влажность воздуха над насыщенным бинарным водно-солевым раствором. Возникающая при этом ошибка в определении сорбционной влажности материала вследствие априорного отнесения его массовой влажности к величине относительной влажности воздуха над раствором с вероятным значением растворимости называется «термодинамической погрешностью».
Аналитическое описание зависимости пересыщения раствора относительно его начальной растворимости проведено исходя из того, что известна сорбционная влажность материала при относительной влажности воздуха в эксикаторе, соответствующей вероятной и метастабильной растворимостям раствора: Wi -> —> <pi ^2 ->с2; WiE | Wi ч- М^2|. Известно также, что
(Dp = (D HtQ 4“ (De, (191)
где <Dp, (dh,o, wc — количество раствора, воды и соли в нем, г. Массовое содержание концентрации раствора, %
+ wcz)] • Ю0%. (192)
Отсюда определяем количество воды в насыщенном и пересыщенном растворах:
“>(HtO)t =“р (100 —cJ/lOO, <D(Ht0)t =(dp (100 — с2)/100; (193)
<di = ((Dp • ci)/l00, (DCf = (<DP • c2)/100, (194)
пренебрегая переходом соли в газовую фазу.
Убыль воды и соли из жидкой фазы в процессе испарения
ДН2О = Д н/э — Д н,о; Дс-ДГ — д; = 0.
При адсорбции, особенно на начальной стадии, Дн.о = 0 и Дн,о = — Дн,о> а коэффициент пропорциональности процесса испарения запишем в виде
а = (Д::Дн.оЖ:Дйл>). (195)
Его вычисление аналитическим путем затруднительно [65], поэтому воспользуемся результатами эксперимента, показывающего, что масса адсорбированной образцом влаги равна потере массы раствора, т. е. в процессе испарения участвует в основном жидкая фаза воды. Следовательно,
(Dx = (Dp — Дм н,о- (196)
Это обусловливает повышение растворимости раствора до равновесного значения
ср = (шр . ci)/(d*. где ор € | ci -~с2|. (197)
Поскольку начальная растворимость раствора вероятная fa), то оставшееся в нем количество воды
«>н,о = <ОР • с, [(100 — Ср)/(100 • Ср)1 (198)
позволит определить адсорбционную влагу образца материала из равенства
[шр(100 — сО/100] —<4^0 = <0р[1 - (^14)1 • 100%. (199)
Отсюда находим равновесное влагосодержание материала (% по массе)
= (шр/См) • [1 — (с,/ар)1. 100%. (200)
Исходя из постулированной линейной зависимости = f (с), запишем №с = аср + Ь, или
(ер — ci )/(с2 — ci) = (UZp — ^0/(1172 _ U70- (201)
Раскрывая последнее соотношение, имеем
= ор I(VF2 — V^0/(C2 — ci))—[о —(Wz2 — U7 0/(с2 — ci) — (202)
Принимая
(UZ2 - Wi)/(o2 — C1) = a; [c2 - (W2 - W 0/(c2 — C1) — UZj] = b
и приравнивая формулу (200) к (202), получаем
аср + Ь = (a>p/GM) [1 — (С1/ср)1. 100%. (203)
Решая уравнение (203) относительно значения равновесной растворимости ср, находим
(Wt - WMct - С). с’ + [«7, - (Wi - «70/(02 - ci) • С| -
— К . 100)/GMJ • ср + [(Шрв1)/Ои] • 100 = 0.
Тогда, обозначая U72— U7!=AWZ; с2 — с\ = До, записываем уравнение для определения равновесной растворимости ср в зависимости от количества и сорбционной влагоемкости исследуемого материала при заданных количествах раствора и объеме эксикатора:
(Д«7/Дс). Ср + {W, — (ЬМ/Ьс) • С1 — (100 • «>₽)/<?«] х
X Ср + [(100 • Wp) GJ . Ct = 0. (204)
Решая уравнение (204) относительно
бр = (С1 . шр . 100)/(шр . 100 — U7p . GM), (205)
устанавливаем вид зависимости между массой исследуемого материала в эксикаторе GM и количеством раствора о)р генератора влажности:
G„ = [100 • <вр(№р — «7|)]/[№р + (Ct • Дс*' • ДГ - W7!) • «7Р1. (206)
Экспериментальная оценка «термодинамической погрешности» установлена на основании значительного объема (более 600)
определений сорбционной влажности ряда строительных материалов для ограждающих конструкций. По разработанному алгоритму [198, т. II, с. 141—239] рассчитаны изменение относительной влажности над насыщенным бинарным водно-солевым раствором (рис. 42)
8? = 1(<Рр/?1) ~ 1] • Ю0% (207)
и относительная ошибка в определении сорбционной влажности
рассмотренных материалов 8if = I(ITp/^i) —1] . 100%
(208) в зависимости от соотношения объемов его образцов Им и воздуха в эксикаторе Ув, 8Ф = /(Ум/Ув), 8а, = /(Ум/Ув), а также количества раствора, находящегося в нем: 8Ф = f (wp), (op). Экс
Рис. 42. Зависимость «термодинамической погрешности» от соотношения объемов образцов материала и паровоздушной смеси в эксикаторе для газобетона объемной массой 650 кг/м8 (при / == 20° С и (ор = 100 г): /, 2, 3, 4 — над насыщенными бинарными водно-солевыми растворами MgCl2, NaCl, КС1, NaaSO4.
периментальное исследование этих зависимостей показывает, что «термодинамическая погрешность» возрастает с увеличением объема образцов (<dp == const) в эксикаторе и уменьшением в нем количества раствора(Ум/Ув = = const).
Материалы с большой сорбционной активностью могут пересыщать насыщенные растворы до их метастабильной границы растворимости. При этом на внутренней поверхности эксикатора образуются ползучие кристаллы десятиводной соли, свидетельствующие о метастабильном равновесии и системе жидкость — твердое. Количественная оценка «термодинамической
погрешности» в зависимости от вида материала приведена в табл. 39.
Чтобы установить способы снижения «термодинамической погрешности», необходимо аналитически оценить зависимость между количеством материала в эксикаторе (при cdp=const) в ограниченном объеме его конической части и минимальным значением ошибки в измерении его сорбционной влажности. Обозначая 6W (208) как п-процентный уровень относительной ошибки, имеем
п = 100 - (V^p — U7i)/U7i. (209)
Отсюда определяем 1Ур = /(п):
U7p= (100+ 71)^/100. (210)
Таблица 39
Ошибка в определении сорбционной влажности ряда строительных материалов, обусловленная «термодинамической погрешностью»
Материалы % % % % Ср */о •с % % % % «о, %
Газобетон 35,4 37,4 0,97 0,80 35,65 0,71 0,334 1,20 0,96 1,04
%-650 24,4 28,2 3,05 2,70 26,93 2,03 0,774 2,93 2,93 3,94
кг/м8 25,6 31,6 7,00 3,60 26,71 4,32 0,840 5,28 5,32 6,66
16,1 19,6 13,96 12,28 17,61 5,02 0,932 0,64 13,24 5,16
Керамзито- 35,4 37,4 0,79 0,73 36,16 2,15 0,313 7,40 0,76 3,80
бетон 26,4 28,2 2,30 2,15 27,80 5,30 0,732 2,92 2.18 5,22
Ъ = 735 25,6 31,6 3,80 2,60 28,75 12,30 0.822 16,21 3.02 17,62
кг/м8 16,1 19,6 6,14 5,72 17,37 7,92 0,933 0,53 5,96 2,93
Газосиликат 35,4 37,4 3,48 3,27 37,40 5,65 0,278 17,75 3,27 6,03
7О=1290 26,4 28,2 5,95 5,74 28,20 7.09 0,725 3,72 5,74 3,53
кг/м8 25,6 31,6 8,32 6,47 31,60 23,24 0,706 34,26 6,74 22,22
16,1 19,6 15,75 13,89 1»,60 21,74 0,924 1,49 13,89 11,81
Исходя из уравнения (204) при равновесном влагосодержании материала, соответствующем его сорбционной влажности над на
Рив. 43. Количество газобетона объемной массой 650 кг/м8 в эксикаторе при 5% (А) и 1% (» уровнях ошибки в определении его сорбционной влажности, обусловленной «термодинамической погрешностьк», над насыщенным бинарным водно-солевым раствором! -------MgCla; — — —
NaCI; ---------- KCh----------
Na2SO<.
сыщенным раствором g вероятной растворимостью, т. е. Wp = Wь находим
GM = пшр/<1 + 0,01 -п) [0,01 +
(211)
Расчетные данные хорошо согласуются с экспериментальными значениями сорбционной влажности газобетона уо = 650 кг/м3, силикатного и глиняного кирпича, керамзитобетона То == 735 кг/м3 и газосиликата т» == = 390, 700 и 1290 кг/м3 (рис. 43).
Экспериментальное исследование и аналитическое обоснование величины относительной ошибки в определении сорбционной влажности материалов для ограждающих конструкций, возникающей в ходе сорбционного анализа в результате «термодинамической погрешности», свидетельствуют о том, что для снижения этой ошибки следует ограничивать количество материала в эксикаторе (V'm/Vb 0,1-4),2) при максимально возможном количестве раствора.
«Термоградиентная погрешность*. Изменение температуры в системе материал — паровоздушная смесь нарушает направлен ние сорбционного процесса, так как при ее уменьшении, во-первых, возрастают вандерваальсовые взаимодействия и энергия связи сорбата в области больших и малых заполнений микро
пор, а также сорбционная влажность материала [29; 324; 263, с» 43]. Во-вторых, снижается относительная влажность воздуха над генератором влажности в эксикаторе, что уменьшает сорбционную влажность. Эти факторы обусловлены неконтролируемым воздействием — изменением температуры в эксикаторе во время опыта, вследствие чего возникает случайная ошибка в определении сорбционной влажности материала — «термоградиентная погрешность».
Количественную оценку «термоградиентной погрешности» для учета одновременного и сорбционно противонаправленного воздействий изменения температуры опыта осуществляют в двух аспектах: по изобарам сорбции — для определения ошибки в измерении сорбционной влажности материала, вызванной изменением сил адсорбционного взаимодействия; по изотермам сорбции — для расчета ошибки в измерении сорбционной влажности материала, обусловленной изменением относительной влажности воздуха в эксикаторе.
С этой целью изобары сорбции ряда строительных материалов аппроксимируют интерполяционным многочленом Лагранжа [277] и уточняют до значения критерия адекватности 0,0001 дополнительным коэффициентом вида [106, с. 325]
C = n-'^lWt-f(Tt)]. (212)
Например, для газобетона у0 = 650 кг/м3 имеем
W? = 0,0011272 — 0,071 Г + 1,965 (<р = 0,341);
= 0,001 Т2 — 0,08077 + 4,254 (<р = 0,753); (213)
IV, = 0,004272 — 0,25127 + 9,811 (<р = 0,85);
Wi = 0,006372 — 0,357 + 18,453 (<р = 0,938).
Алгоритм расчета изобар сорбции приведен в работе [198, т. II, с. 289—333], где установлена относительная ошибка еа,(Г) в определении сорбционной влажности материала при изменении температуры опыта и постоянном значении относительной влажности воздуха (табл. 40)
е№(Г)= WF°) - 1] • 100% (214)
(IV20, IV; —сорбционная влажность при температуре 20qC и от* личной от нее) и ее удельное (на 1°) приращение
^ui(P) = еш^^/Д7. (215)
При изменении температуры в системе материал — паровоздуШЬ ная смесь плотность раствора и относительная влажность воздуха над ним отклоняются от своего вероятного значения. Оценивая это отклонение относительными величинами;
= K^(T)Wi) — 1) * 100% (плотность раствора); (216)
ef(T) — 1). 100% (относительная влажность
воздуха над ним), (217)
Таблица 40
Относительная ошибка в определении сорбционнсй строительных материалов при сгермоградиентной погрешности»
влажности
Относительная влажность воздуха <р Температура опыта Л °C Наименование строительных материалов
газобетон 70 - 650 кг/м8 кера мзитобетон 7, а 735 кг/м8 кирпич глиняный 7, « 1400 кг/м*
<а,(т) *“W ‘“ЧП *“<<₽> еш(Т) Цл
0,34 10,0 37,66 3,766 9,42 0,942 — —
20,0 0 0 0 0
30.0 15,11 0,154 6,66 0,666
0,75 10,0 16,68 0,167 11,20 1,200 14,42 1,442
20,0 0 0 0 0 0 0
• 30,0 10,10 0,101 5,77 0,577 9,61 0,961
0,85 10,0 19,24 0,192 7,42 0,742 11,48 0,115
20,0 0 0 0 0 0 0
30,0 6,21 0,621 7,09 0,709 6,57 0,657
0,94 10,0 11,39 0,114 3,55 0,355 9,73 0,973
20,0 0 0 0 0 0 0
30,0 2,78 0,278 3,59 0,359 6,26 0,626
отмечаем, что с изменением температуры генератора влажности на Г относительная влажность воздуха над ним изменяется от 0,01 до 1,1% на град.'1 (табл. 40). При этом в эксикаторе изменится сорбционная влажность материала, которую оценивают (7=const) без учета изменения сил адсорбционного взаимодействия. По экспериментальным изотермам сорбции (7=293 К) вычислена сорбционная влажность материала для значений относительной влажности воздуха (табл. 41) по формуле
= Wo + [(UZj - №o)/(?i — <ро)1 (?<т> -<?о) • 100%, (218)
которая оценена относительной величиной
— Ц • 100% (219)
с удельным (на 1°) приращением
° (220)
Суммарная ошибка в определении сорбционной влажности материалов
*W - V(Д1Г(2П-ДЙ7?„)/(Д1Г(1> - Д«7(,)). (221)
Ее удельное приращение
(222)
в зависимости от амплитуды изменения температуры аппроксимировано уравнением вида
= sgn • дг (лг + (223)
где sgn • AT — сигнум-функция изменения температуры (рис. 44).
Таблица 41 Относительное изменение плотности раствора и относительной влажности воздуха над ним и зависимости от температуры в системе сорбат—сорбент
НБВС раствор Температура раствора. °C Параметры среды и раствора
10 20 30
MgCl2 X 1,336 1,332 1,325 d
ХбН2О 0,30 0 0,53 *d
0,338 0,348 0,345 ф
1,20 0 1,55 ф
NaCl 1,205 1,107 1,195 d
0,67 0 0,17
0,751 0,753 0,755 ф
0,72 0 0,66
КС1 1,175 1,171 0 1,116 ed
0,8498 0,8496 0,8492 Ф
0,17 0 0,36
NasSOa х 1,153 1,150 1,146 d
X юнао 0,26 0 0,35
0,925 0,938 0,951 Ф
11,3 0 10,7 Ч
5.Jr 1
Rb 2,5 zyt1
£ _ ГОСТ 12852'61
2ZJ
ч> L ?
Г 18 16 /4 12 10 i_i । 1
0 22
05
15 2" 1 t — i
25 _ 1
Рис. 44. «Термоградиентная погрешность» для газобетона объемной массой 650 кг/м8:
1, 2, 4 — над насыщен-
ными бинарными водно-солевыми растворами.
Проведенная количественная оценка зависимости величины сорбционной влажности от изменения температуры опыта показывает, что относительная ошибка, обусловленная «термогради-ентной погрешностью», выражается суммарным изменением сил адсорбционного взаимодействия eW{T) и относительной влажности воздуха в эксикаторе количественный вклад которых зависит от сорбционного потенциала материала; удельная относительная ошибка возрастает с увеличением амплитуды изменения температуры опыта, что согласуется с БЭТ [263, с. 45]; суммарная относительная ошибка ew при допускаемой стандартом точности термостатирования эксикатора ± 2° С сопоставима с [ew] = ± 2 — 5%, что свидетельствует о необходимости повышения точности термостатирования.
Чтобы устранить ошибку в определении сорбционной влажности строительных материалов, обусловленную «термоградиентной погрешностью», воздействие которой акцентируется с уменьшением температуры от заданного значения, рекомендуется повышать точность термостатирования эксикатора до
0,5° с обязательным расчетом относительной влажности воздуха, находящегося в нем, до установления термодинамического равновесия в системе сорбат — сорбент.
Методика учета «погрешности от растворимости»,
«термодинамической и термоградиентной погреши о-с т е й». Точность сорбционного анализа влажности строительных материалов увеличивают путем устранения Таблица 42 и учета ошибок, обусловленных Эмпирические коэффициенты в уравне- рассмотренными погрешностя-нии (224) для насыщенных водно- ми. Так, «погрешность от раст-солевых растворов при 7=293 К воримости» возникает не толь- ко вследствие приведенных ра-
Формула раствора тельной гигроскопичности со-
, Эмпирические коэффициенты ° X и г NaCl-HiO о X и X о со Z лей. При приготовлении раствора водной соли возможно его значительное недосыще-ние, что усугубляет «погрешность от растворимости». Чтобы уменьшить ее, следует обеспе-
а ь- с 1 1,704 0,671 —1,274 Термодина! ных бинар ров 1,119 1,238 1,289 мические НЫХ BOJ 0,675 1,409 —1,077 Т а б л 1 ? данные що-солевы: 0,920 0,416 —0,348 та 43 насыщен- х раство- чить исходную растворимость раствора, приближающуюся по своему значению к вероятной ci. Для этого генератор влажности нужно приготовлять по методике [120]. Измерение относительной влажности воздуха в эксикаторе в начале опыта позволяет (с учетом ее дальнейшего снижения вследствие «термодинамической погрешности») экспериментально определить соответствие выбранного диапазона исследования сорбционной D.nftwnnrTU МЯТЙПМПГТЙ П па
Относительная влажность .воздуха <р Растворимость на 100 г ВОДЫ, ct Плотность раствора при 20° С. d Наименование насыщенного раствора
0,352 (0) 6,340 (1) 6,281. (2) 0,766 (0). 0,7535 (1) 0,727 (2) 0,854 (0) 0,849 (1) 0,795 (2) 0.943 (0) 0,938 (1) 0,8815.(2) мй/средн Сорбцйон* четкий. сп мещают ь 51800 35,870 34,400 19,190 которых 1ЫЙ и изо особ, при ► один зам 1,326 (0) 1,331 (1) 1,353 (2) 1,190 (0) 1,197 (1) 1,211 (2) 1,167 (0) 1,171 (1) 1,217 (2) 1,138 (0) 1.149 (1) 1,293 (2) наиболее пиестическ котором ] гкнутый о< уменьшения влияния «термоди-Хлорид намической погрешности» нуж- магния но ограничить объем образцов ячеистого бетона до значения соотношений Ув = 0,1—0,2. Хлористый Систематическую ошибку, воз- натрий никающую при «термодинами- ческой погрешности», следует учитывать измерением относи-Хлористый тельной влажности в эксикато- калий ре ПрИ температуре термостати- рования и после достижения в нем термодинамического рав-Сульфат новесия в системе материал — натрия паровоздушная среда. Упругость насыщенного пара над генератором влажности измеряют различными способа-распространены психрометрический, точки росы, :ий [29,201]. Особое место занимает изопиести-эаствор из эксикатора и эталонный раствор по-5ъем. По изменению давления пара эталонного
1
раствора определяют искомое давление исследуемого раствора [201]. В качестве эталонного раствора применяют раствор СаС12. Однако рекомендовать в практику заводских лабораторий способ измерения относительной влажности воздуха, требующий дополнительного лабораторного оборудования, нецелесообразно. С достаточной точностью можно находить величину относительной влажности воздуха над насыщенным раствором по значению его плотности, измеренной пикнометрическим способом или денсиметрами с точностью 0,001 г/мл. С этой целью зависимость относительной влажности воздуха от плотности раствора (Г = const) аппроксимируют уравнением
<р s= а + bd 4* cd2 (224)
с критерием аппроксимации 0,3-10”в (табл. 42). К вычисленному значению относительной влажности воздуха в эксикаторе относят адсорбционную или десорбционную влажность образца материала, что определяет его сорбционную влажность как величину экспериментальную, а не априорную (ГОСТ 12852—67). Рекомендованные значения растворимости насыщенных бинарных водно-солевых растворов для исследования сорбционной влажности строительных материалов даны в табл. 43 (количество обезвоженной соли приведено для вероятного значения растворимости).
§ 4. Способ ускоренного определения сорбционной влажности
Скорость физической адсорбции определяется геометрией порового пространства материала, которая у ячеистого бетона характеризуется сотовой системой макропор. Они разделены межпоровыми перегородками с развитой микропористостью, сорбирующая поверхность которых на несколько порядков выше, чем у макропор.
Известно [104; 123; 68, с. 251], что в начальный период сорбции происходит быстрое замещение активных центров на сорбирующей поверхности. Затем доминирующими стадиями становятся диффузия молекул воды в микропоры и их объемное заполнение. Следовательно, скорость сорбции зависит от длины пути молекул воды через пористое пространство материала от периферийных участков вглубь к посадочной площадке на его свободной внутренней поверхности.
Ускоренное определение сорбционной влажности образцов ячеистого бетона следует проводить эксикаторным способом по изложенной методике. Адекватные (141) образцы ячеистого бетона объемом не более 1 см3 в количестве, необходимом для статистической обработки результатов измерений (п= =5ч~10 шт.), сорбционно влагонасыщают в течение как минимум 10—15 суток соответственно для =500ч-1000 кг/м3 и ежедневно устанавливают их сорбционную влажность. По полученным экспериментальным данным рассчитывают их сорбционную влажность на 120 суток. С этой целью по 10—15 экспериментальным среднестатическим значениям сорбционной влажности вычисляют эмпирические коэффициенты уравнений
kh «In [VP/(V₽ — Vt()] при ? < 0.4 (225)
(взаимосвязывают объем сорбированной влаги Vtt за время сорбции f/(Z=l, 2, 3, т) и ее равновесное значение на 120 суток);
Vp = я 4-6 • 1g4-с • 1g Л2 при <р> 0,4. (226)
Сорбционную влажность материала, определяемую по формуле (225), находят путем решения системы уравнений
^‘1п (fy-vyt, с.
Рис. 45. Блок-схема алгоритма расчета равновесной сорбционной влажности но уравнению (228).
ln[I/p/0/p-V<)] = ^i; ln[Vp/(Vp-VG)] = */2;
ln[Vp/(Vp —V
(227)
где 1, 2, 3, т — порядковые номера суток из-1п мнения сорбционной
’ влажности образцов ячеи-уР{ стого бетона, по програм-,ме машинного счета. Блок-схема алгоритма расчета приведена на рис. 45. При 10—15 экспериментальных значениях сорбционной влажности материала в функции времени коэффициент к уравнения (225), вычисленный по этому алгорит-» му, обеспечивает точность расчета сорбционной влажности на 120 суток не хуже 10% (табл. 44). При относительной влажности воздуха в эксика-
торе более 0,4 сорбцион-ную влажность устанавливают с помощью эмпирических коэффициентов
полинома (226) в процессе решения системы уравнений
Vp = а + b • 1g ti + с • 1g ft
Vp =a + b • 1g tt + c • Igft
(228)
Vp = a + b 1g tm + c - 1g t2m
по стандартной программе машинного счета или посредством разработанного алгоритма ручного счета [277]. Один из наибо-
лее распространенных математических приемов, применяемых в лабораторной практике,— интерполирование таблично заданной экспериментальной функции для отыскания приближенного промежуточного значения аргумента (в данном случае — значений эмпирических коэффициентов). Универсальность, высокая точность и сравнительная простота программирования обусловливают широкое применение многочлена Лагранжа, который аппроксимирует таблично заданную функцию У(Х) полиномом я-й степени Р(Х), удовлетворяющим условию P(X) = y(Xi) вл+1 узловых точках интерполяции (t=0, 1, 2, ... , п). С увеличением количества узловых точек повышается точность интерполирования, но и возрастают сложность построения многочлена и вероятность ошибки, которую можно обнаружить только после написания многочлена — в первом приближении при выполнении условия Х/€|Хо-ьХл| и более точно — при оценке точности интерполирования. Необходимо обеспечить контроль на промежуточной стадии расчета, чтобы повысить надежность ручного или машинного счета.
Таблица 44
Сравнительный анализ экспериментальных и расчетных значений сорбциснной влажности
Объемная масса газобетона, кг/мэ Относи-' тельная влажность воздуха Экспериментальные значения сорбционной влажности на 120 суток г Расчетные значения сорбционной влажности на 120 суток (225), г Расчетные значения сорбционной влажности на 120 суток (226). г Относи тельная ошибка определения сорбционной влаги по (225), % Относительная ошибка определения сорбционной влаги по (226), %
0,35 0,1652 0,1571 0,1603 4,9 3
480 0,74 0,2714 0,2217 0,2534 18,3 6,6
0,96 0,5071 0,4003 0,4605 21,1 9,2
0,35 0,1751 0,1609 0,1697 8,1 3,1
610 0,74 0,2906 0,2415 0,2817 16,9 зл
0,96 0,5417 0,4271 0,5034 21,1 7,1
0,35 0,2005 0,1817 0,1907 9,3 4,9
1050 0,74 0,3172 0,2511 0,3018 20,8 4,8
0,96 0,7628 0,5615 0,7083 26,4 7.1
Принимая в интерполяционном многочлене Лагранжа У г = i«=l
Рп (х) != 2 |(Х - х0) (х — Х1) (X — Xf_i) (X — Х<+1) «-о
(X — Х„)]/[(Х( — Хо) (Х< — Х1) (х< — Х(_|) (X/ — х<+|) . . .
(х/-х„)]У,, (229)
легко показать, что сумма свободных членов в нем равна единице, а сумма коэффициентов при х1— нулю. Для этого, раскрывая формулу (229), запишем
Y = (*-*')(*-*») г .
(*о —*|)(*о“*г) (*о-•*,)
(хп Ло) (хп *1) (хп хп— 1)
(230)
Перемножая и группируя относительно х числитель и обозна-чая результат алгебраичного сложения в знаменателе Bi, получаем
Y = а°хП 1 4~ • • 4~ 4~ -^о уо । ।
^0
а_хп 4* Ь„хп~} 4- ♦ • • 4- knx 4- А _
+ —- п-----~Yn. (231)
п
Разделяя почленно числитель на Bi, запишем
Y = [(аоХлЖ + (Ьох'-Ч/Во + + (Ы/Во +
+ Ао/Во] Уо + + [((апх")/Вп + (М"-1) Вп +
+ + (knx)/Bn + Ап/Вп] У„. (232)
Группируя значение х с одинаковыми показателями степени, устанавливаем критерий обеспеченности контроля построения интерполяционного многочлена Лагранжа при У/=1:
Кп = > (aiXn)IBt = 0;
Г—=0
/=о
(233)
Ki=2(M/B/ = 0;
»=о
Ко = 2 Л/^ = 1.
£=0
При соблюдении условий (233) остается умножить значения критериев обеспеченности на У, т. е. построить многочлен Лагранжа вида
У = (а<х”/В<) Yi Иг 2 (bcx^/Bi) Yt 4-
/-=0
..,+ у (kixfBi) Yi+'2 иc> (234>
где С — дополнительный коэффициент, равный
i/(rt 4-1) z=o
Анализ экспериментальных данных о сорбционной влажности ячеистого бетона к моменту установления в эксикаторе термодинамического равновесия (достигается на образцах объемом до 1 см3 на 100—120 суток сорбции) показывает хорошее соответствие расчетных и экспериментальных величин (табл. 44). Ускоренный способ определения сорбционной влажности ячеистого бетона позволяет прогнозировать ряд эксплуатационных качеств материала в ограждении и проводить сравнительный анализ при подборе их состава и технологии изготовления.
§ 5. Измерение водопоглощения
Водопоглощение ячеистого бетона — обязательная (ГОСТ 12852—67) характеристика, определяющая способность материала впитывать воду в течение оговоренного методикой испытания времени. Оно характеризует степень заполнения эффективного порового пространства материала водой. Величину водопоглощения измеряют статическими (ГОСТ 12852—67) и динамическими (ГОСТ 7025—67, ГОСТ 2409—67) способами. Статические способы предусматривают постепенное погружение образца материала в воду. Образцы ячеистого бетона, высушенные до постоянного веса и охлажденные в эксикаторе до комнатной температуры, помещают в воду на 7з высоты так, чтобы обеспечивался доступ воды по всей их поверхности. В подобном положении их выдерживают 8 ч при постоянном уровне воды в ванне. Затем в ванну доливают воду в таком количестве, чтобы образцы погрузились на 2/з своей высоты, и в течение 8 ч поддерживают заданный уровень. После этого образцы полностью заливают водой и выдерживают еще 56 ч. По окончании 72-х часового цикла водопоглощения их вынимают из воды, обтирают влажной тряпкой и взвешивают. По приросту массы образца за счет поглощенной им воды вычисляют величину водопоглощения по формулам (40) — (49).
Величина водопоглощения зависит от способа пропитки образца водой. При его постепенном погружении в воду последняя под действием капиллярных сил заполняет его капиллярно-пористое пространство и вытесняет защемленный в нем воздух. При этом достигается практически равномерное заполнение образца водой. Если его погрузить в воду полностью, то впитываемая им вода защемляет большое количество воздуха. Тогда величина поглощения будет значительно меньше, чем у того же образца, постепенно погруженного в воду. С увеличением продолжительности пропитки материала водой возрастает и величина его водопоглощения [242].
Для ускоренного определения водопоглощения разработаны динамические прямые (ГОСТ 2409—67) и косвенные [152, 313,
316, 323, 325] способы измерения. Отметим, что в отличие от других влажностных характеристик (сорбционная влажность, водонасыщение, потенциал влажности, водонепроницаемость и др.) величина водопоглощения не имеет однозначного критерия оценки и зависит от ряда факторов, характерных для каждого способа измерения: продолжительности пропитки на капилляр* ной и диффузионной стадиях; температуры воды и защемленного ею воздуха; величины гидростатического давления на образцы и т. д. Следовательно, величина водопоглощения — условное понятие о способности материала поглощать воду. Поэтому при ее расчете с помощью способов, отличных от стандартного, необходимо обеспечивать сопоставимость экспериментальных значений водопоглощения.
Динамический способ водонасыщения образцов материала под вакуумом (ГОСТ 2409—67) позволяет измерять величину водонасыщения (т. е. кажущуюся пористость), а не водопогло-щение материала.
Способ термоградиентного определения водопоглощения ячеистого бетона [111, 282, 287] дает возможность производить измерение за 30—60 мин вместо 72 ч по стандартной методике при хорошей сопоставимости результатов со стандартными значениями. Теоретическое обоснование этого способа состоит в описании зависимости глубины капиллярной пропитки от температуры воды и защемленного ею воздуха в материале.
Зависимость объема защемленного в еди* ничнам тупиковом капилляре воздуха от его температуры. При нагревании образца материала мольный объем защемленного в его порах и капиллярах воздуха уменьшается, в результате чего снижается его противодавление, а скорость и глубина капиллярного водопоглощения возрастают. Аналогично уменьшению мольного объема воздуха в материале при его нагревании и вакуумировании произведем его количественную оценку. Согласно основным положениям расчета, приведенным в § 5 главы IV, вычислим объем защемленного воздуха в момент изменения его температуры от 273 до 413 К и определим его относительное изменение в зависимости от глубины предварительного вакуумирования
бор - 1(Рат - РЦ1Рп] -100% (235)
и температуры воздуха
= цу0 yf)/v0]. 100% при Рат = 1,013.105 Н/м2; Т « 288 К;
== Т возд — Т'вода» (236)
Рис. 46. Кривая адекватных значений относительного изменения объема защемленного в единичном тупиковом капилляре воздуха при вакуумировании и тер-------------.-------------------; ма_
где Рат, Pi — атмосферное и остаточное давления, Н/м2; ]/0, Vi~ объем воздуха при 273 К и других более высоких значениях.
Так, еГр при температуре воды 288 К и изменении давления воздуха от атмосферного до 6,1 104 Н/м2 характеризует снижение объема защемленного воздуха на 40%. Разогрев „ образца материала до 373 К 3 уменьшает объем защемлен-ного в нем воздуха на 20%. На рис. 46 приведена кривая адекватных значений относительного изменения объема защемленного в материале воздуха при его разогреве и вакуумировании: еГр » =
= ДТ,Р).
В результате проведенных исследований установлено, что предварительный разогрев образца ячеистого бетона снижает мольный объем защемленного в нем воздуха пропорционально увеличению
мъгради&нтном воздействии на систему тернал — вода.
гермоградиента в системе материал—вода и независимо от радиуса капилляра; адекватность баро-и термоградиентного воздействия позволяет оценить эффективность приложения термоградиента для интенсификации капиллярной пропитки по сравнению с предварительным вакуумированием.
Зависимость объема защемленного в единичном тупиковом капилляре воздуха от температуры воды. Капиллярное давление, в основном определяющее величину пропиточного давления, зависит от поверхностного натяжения воды ст, ее смачивающей способности cos 0 и обусловлено радиусом капилляра г:
Рк = 2 cos Ьа/г. (237)
Поверхностное натяжение жидкости (по Мак-Леоду) зависит от разности концентраций этого вещества в жидкой и газообразной фазах [40, с. 63]:
(J— С (рвода — Рпар)» (238)
где с — постоянная величина, и характеризуется (по Сегдену) парахором [40, с. 64]
Ль = [М/(рВОда - Рпар)] а1/* (239)
(ЛГ — молекулярный вес воды), определение которого для большинства полярных жидкостей не обеспечено надежными расчетными методами (203, с. 416].
Наиболее точно зависимость поверхностного натяжения воды от ее температуры вычисляют по формуле Ван-дер-Ваальса
a = o0 [1 _ (Т/Тк)]»» при n, = 1, 2, (240)
где ao — поверхностное натяжение воды при Тк, Н/м2.
Уменьшение поверхностного натяжения воды на 10,2% при снижении ее температуры от 323 до 273 К повышает капиллярное давление на 11,35%. При этом объем защемленного в капилляре воздуха уменьшается, т. е. увеличивается глубина капиллярного водопоглощения, особенно у микрокапилляров.
Зависимость объема защемленного в единичном тупиковом капилляре воздуха от величины избыточного давления. Известно [226], что с повышением избыточного гидростатического давления на поверхности образца материала возрастает его водопоглощение. Расчет относительного изменения объема защемленного воздуха в зависимости от величины избыточного давления показал следующее. Увеличение избыточного давления эффективно для макрокапилляров, где капиллярное давление соизмеримо с избыточным и позволяет повысить глубину капиллярной пропитки макрокапилляров на 66% при Ратм=1 атм. Для микрокапилляров приложение избыточного давления нецелесообразно, так как их капиллярный потенциал значительно превышает величину практически реализуемого избыточного давления. Эффективность приложения избыточного давления к системе материал — вода не зависит от температуры воды.
Зависимость объема защемленного в единичном тупиковом капилляре воздуха от температуры в системе материал — вода. Относительное изменение объема защемленного воздуха в зависимости от температуры в системе материал — вода V ТС1ЛСТ свидетельствует о том, что глубина капиллярной пропитки увеличивается по мере повышения температуры. При этом относительное приращение глубины водопоглощения возрастает на 0,23 (для г=: = 10-3 м) и 13,2% (для г=10'7 м), т. е. наибольшая эффективность приложения термоградиента наблюдается в микрокапил-лярной области структуры ячеистого бетона.
На основании теоретического описания кинетики водопоглощения капиллярно-пористых сред в зависимости от термодинамических параметров системы материал — вода и в аспекте дифференцированной пористости ячеистого бетона [198] разработана методика ускоренного определения водопоглощения. Для этого высушенный до постоянного веса образец материала нагревают до адеструктивной температуры, например 100— 110° С, и погружают в воду, охлажденную до температуры, не превышающей 5° С, значение которой поддерживают в течение процесса водонасыщения постоянным.
Экспериментальные значения водопоглощения ячеистого бетона зависят от величины термоградиента в системе материал — вода. Исследование этой зависимости на адекватных образцах, предварительно разогретых до 100—200° С и опущенных в воду при 2—5° С, показало, что между значением термо
градиента и величиной водопоглощения существует тесная корреляционная связь.
На рис. 47, 48 приведены графики экспериментальной зависимости W7=f(vT), описанной среднестатистическими величинами с доверительной вероятностью 0,97 и относительной доверительной девиацией значений водопоглощения Ew=±5%. При этом толерантный интервал (а=0,997) определяет отклонение 99,7% всех изменений водопоглощения от истинного значения
Рис. 47. Зависимость водопоглощения пенобетона объемной массой 840 кг/м8 от величины термоградиента в сисгеме материал — вода VT (при /вода = = 2 — 3° С): ----экспериментальные значения водопоглощения при термо-
градиентном способе определения, аппроксимированные уравнением W == = (1,324 — 1,259 IgVT 4-0,307 IgVT2) • 10s (RA = 0,96):---степень за-
полнения эффективного порового пространства пенобетона в зависимости от величины термоградиента в системе материал — вода.
Рис. 48. Зависимость водопоглощения газобетона объемной массой 860 кг/м3 от термоградиента в системе материал — вода (при /вода = 20° С) в сравнении со стандартным значением ^ст- ----экспериментальные значения водопог-
лощения при термоградиентном определении, аппроксимированные уравнением W = (0,543 + 0,525 IgVT — 0,117 IgVT2) . Ю3 (R A = 0,03);-линия регрессии IT = 13,62-f'0,26 VГ (г — 0,92);-------------------—истинное значение водопог-
лощения, рассчитанное по стандартной методике в границах толерантного интервала (а == 0,9). в пределах 15%.
Выявлено, что для ячеистого бетона с объемной массой от 500 до 1000 кг/ма коэффициент корреляции равен 0,95—0,97. Линейные уравнения регрессии W по V7:
W = 8,819 + 0,26VT (то = 715 кг/м3); (241)
W = 16,1 + 0,105vr (io = 840 кг/м3). (242)
Экспериментальная зависимость W = f (vT) аппроксимирована по стандартной программе для ЭВМ «Минск-32» уравнением вида W = а + b • 1g vr + с . 1g vT2 (243)
при критерии аппроксимации менее единицы и Д = ±2%.
Анализируя эксперимеятальные данные и результаты их математической обработки, отмечаем следующее. Зависимость характеризуется тес
ной корреляционной связью; высокая точность ее аппроксимации полиномом второй степени указывает на ее нелинейный характер. Зона адекватных значений водопоглощения ячеистого бетона, которое установлено по стандартной и термоградиентной методикам, определяется ординатами границ толерантного интервала и абсциссами термоградиента, проведенными через точки пересечения с аппроксимирующей кривой, и позволяет рассчитать значение термоградиента в системе материал — вода (Увода= 20° С); при разности температур разогретого образца материала и воды в 100—110° величина водопоглощения, вычисленная с помощью термоградиентного способа, отличается от значения, измеренного стандартным способом, не более чем на 2—3%. Экспериментальное определение влияния температуры воды на величину водопоглощения хорошо согласуется с теоретическими представлениями. Эффективность снижения температуры воды возрастает с уменьшением объемной массы материала. В табл. 45 приведены результаты сравнительного анализа водопоглощения адекватных образцов ячеистого бетона стандартным и термоградиентным способами.
Таблица 45 Водопоглощение образцов пенс- и газобетона
Способ определения 11рОДОЛЖИ-тельность водонасыще-ния, ч Пенобетон Газобетон
700 850 900 1100 650 800 850 | 950
ГОСТ 12852—67 72 45,5 40,9 36,8 27,7 50 47 42,9 32,2
Термоградиентный 0,5—1 45,8 41,3 37,1 28 50,5 47,3 43,2 32,8
Порядок проведения определения водопоглощения ячеистого бетона термоградиентным способом
1. Водопоглощение ячеистого бетона измеряют на трех адекватных образцах, которые выпилены из готовых изделий или контрольных неармирован-ных блоков, изготовленных одновременно с изделием из одной и той же ячеистобетонной массы. Образцы изготовляют размером 10 X 10 X 10 см и из, меряют штангенциркулем с точностью до 0,1 см. При проведении лабораторных исследований допускается формование образцов в отдельных металлических формах с последующим отпиливанием «горбуши» образца.
2. Аппаратурное обеспечение состоит из сушильного шкафа с автоматической регулировкой температуры в интервале 20—110° С, холодильника (морозильной камеры), весов технических с ценой деления 1 г/дел., ванны для водопогружения, штангенциркуля и ртутного термометра с пределами измерения 0—150° С.
3. Подготовка образцов, изготовленных по п. 1, к водонасыщению предусматривает очистку их от пыли, попавшей в материал в процессе выпиливания, сушку при температуре 100—110° С до постоянного веса, охлаждение до комнатной температуры в закрытом эксикаторе и взвешивание. После вычисления объемной массы образец готов к термоградиентному водонасыщению.
4. Термоградиентное водонасыщение образца ячеистого бетона производят следующим способом: образец, высушенный до постоянного веса, помещают в сушильный шкаф при температуре 100—110° С и в течение трех часов нагревают до температуры 100° С. В это время вода в ванне охлаждается до 5° С. Прогретый до 100rfC образец быстро и полностью погружают в ванну с охлажденной водой так, чтобы вода имела беспрепятственный доступ ко всем плоскостям образца и было исключено его всплывание. После 30—60 минутной выдержки, пропорциональной объемной массе, образец вынимают из ванны, обтирают влажной тряпкой и взвешивают. Величину водопоглощения вычисляют по известным формулам, как среднее арифметическое значений водопоглощения трех адекватных образцов.
у| Повышение эксплуатационных mA о качеств ячеистобетонных ГЛАВА ограждающих конструкции
§ 1. Способы повышения
атмосферостойкости ограждений
Опыт эксплуатации ячеистобетонных ограждающих конструкций зданий показывает, что проникающая во внутренние слои влага ускоряет процессы износа и деструкцию материала под влиянием атмосферных воздействий. Предотвратить влагонакопление или не допустить вообще проникание влаги в конструкцию можно путем придания ей свойств водонепроницаемости, водостойкости или гидрофобности. Отметим принципиальное различие этих понятий. Водонепроницаемость — способность материала с развитой микро- и макропористостью препятствовать прониканию через него (при наличии гидро-, баро-и термоградиента) жидкой и парообразной влаги. Водостойкость характеризуется коэффициентом размягчения. Это и нерастворимость материала в воде, являющейся активным полярным растворителем, который может при длительном контакте растворять некоторые водонепроницаемые материалы. Гидрофобность (водоотта л кивание) — способность не смачиваться водой.
В главах III—V показано, что эксплуатационные качества ячеистобетонных панелей в значительной степени зависят от их влажностного состояния на сорбционной стадии влагосодержания. Таким образом, задача совершенствования эксплуатационных качеств ячеистого бетона сочетается с задачами улучшения его влажностных характеристик и влажностного режима ограждения в целом.
Технические методы воздействия на влажностное состояние ячеистобетонных ограждений делятся на конструктивные и технологические. Конструктивные методы призваны препятствовать увлажнению поверхности стен и внутренних слоев ограждения. Они состоят из мероприятий по водоотводу (защитные козырьки, отливы, обделки и др.), герметизации стыков элементов ограждения (стен, оконных заполнений) и влагозащитных покрытий (наружные защитно-декоративные и внутренние пароизоляционные). По методам водоотвода накоплен большой опыт, однако применяемые в массовом строительстве решения не обладают требуемой надежностью. Неудовлетворительный
водоотвод — одна из основных причин увлажнения панелей стен.
Обеспечение надежности герметизации стыков — актуальная проблема современного панельного строительства, так как существующие решения не обеспечивают полную влагозащиту внутренних слоев панелей, поскольку стык образован их водонепроницаемыми торцовыми гранями.
Нанесение защитных покрытий изменяет механизм взаимодействия стеновых ограждений с жидкой влагой и влажной средой. В зависимости от условий эксплуатации влагозащитные покрытия выполняют с обеих или с одной стороны (наружной или внутренней). Для стен, работающих в агрессивных и влажных средах, эффективны трещиностойкие защитные покрытия на основе битумных материалов, латексов и искусственных каучуков, полимеризационных и пол и конденсационных композиций, которые полностью влаго- и пароизолируют конструкцию.
Паропроницаемые защитно-декоративные покрытия, в самой идее которых заложена коллизия требований обеспечения паро-проницаемости и водонепроницаемости, широко применяют для отделки поверхностей стен зданий. Исследования [280] показывают, что повышение паропроницаемости отделок может быть достигнуто за счет уменьшения коэффициента заполнения поверхности до значений К=1—£шв=0,6-4-0,65, где 5ШВ — площадь швов между плитами или дробленым материалом на 1 м2 поверхности. В частности, для отделок из ковровой стекломо-заики увеличение швов от 3 (по ГОСТ 17057—71) до 6 мм повышает паропроницаемость в 1,5 раза и обеспечивает требования СН-277-70, регламентирующие сопротивление слоя наружу от зоны конденсации не более чем на 30% этой величины для внутреннего слоя. Однако с ростом ширины швов резко повышается водопроницаемость поверхности панели [280].
Гидрофобные покрытия кремнийорганическими полимерами, детально рассмотренные ниже, разрешают противоречия требований к паропроницаемости и водонепроницаемости.
Технологические методы улучшения влажностного режима ограждений объединяют по следующим признакам: снижение технологической и построечной влажности, совершенствование структурных характеристик материала.
Технология приготовления сырьевой смеси для изготовления стеновых панелей требует введения в нее влаги, которая в 3— 5 раз превышает количество воды гидратации вяжущего. Частичное удаление этой влаги происходит в процессе тепловлажностной обработки панелей. Применение рациональных режимов автоклавирования (продувка сухим воздухом и вакуумирование автоклава) позволяет довести послеавтоклавную влажность ячеистого бетона до 10% против 20—22% при обычных
режимах обработки [258]. Однако в процессе последующей заводской отделки панелей их влажность возрастает на 3—7%, [280] и дополнительно увеличивается на 5—15%. Построечную влажность можно уменьшить посредством монтажа «с колес», сокращения сроков монтажа здания и исключения мокрых процессов отделки.
Эффективный способ снижения построечной влажности — поверхностная гидрофобизация панелей [288], хранящихся на открытых заводских или приобъектных складах.
В эксплуатационный период величина равновесной эксплуатационной влажности их материала определяется его структурой и гидрофильностью стенок пор и капилляров.
Улучшение дифференцированной пористости ячеистого бетона исследовано в работе [155, 156], где обоснована эффективность создания двухмодальной структуры пористости, т. е. состоящей из макропор (r> IO-5 м), микропор (r< Ю-7 м) и не содержащей мезопор (г € 10—5ч- 10~7 м). Такая структура создается путем использования фракционированного порообразова-теля, а также виброобжимным вспучиванием ячеистобетонной массы и обеспечивает минимальную сорбционную влажность.
Гидрофобизация — эффективный метод улучшения влажностных характеристик ячеистого бетона. Под этим термином понимают придание материалу свойств несмачиваемости посредством нанесения на внутреннюю поверхность его пор различных веществ, плохо смачиваемых водой (гидрофобных). Термины гидрофильность и гидрофобность, распространенные в практической терминологии, недостаточно точно передают характер взаимодействия воды с твердыми телами по сравнению с терминами смачиваемость и несмачиваемость. Смачиваемость характеризует процесс, происходящий при контакте поверхности твердого тела с жидкостью,— образование новой поверхности раздела фаз (твердое тело — жидкость). На молекулярном уровне процессы, протекающие при смачивании, аналогичны физико-химическим процессам адсорбции и вызываются теми же силами межмолекулярного взаимодействия (см. § 4 главы III). По времени адсорбция может предшествовать смачиванию (если твердое тело находилось в парах смачивающей жидкости) либо протекать одновременно с ним. В процессе смачивания имеет место как физическая, так и химическая адсорбция. При смачивании за счет свободной поверхности энергии твердого тела совершается работа адгезии Wa по преодолению сил меж молекул яркого взаимодействия в жидкости, величина которых характеризуется работой когезии WK. С энергетической точки зрения основные случаи взаимодействия жидкости с твердым телом характеризуются следующими соотношениями работ адгезии и когезии [185]: несмачивание (И7а < ограниченное смачивание (^>72^); полное смачивание (№а>НМ-
Для характеристики смачивания применяют также величину B = cos0 (функцию краевого угла о, образуемого поверхностью жидкости по периметру контакта с твердой поверхностью), связанную с адгезией — когезией уравнением
В = cos 0 = (2Г а/№к) — 1. (244)
Используя меру смачивания В, запишем качественную характеристику: В = cos о <0 (6 > 90°)—плохое смачивание, несмачи-вание; В — cos0 > 0 (0 < 0 < 90°) — ограниченное смачивание; В =* cos0 = 1 (6=0) — полное смачивание. Значение В = cos0 = 0 (0 = 90°) характеризует точку инверсии смачивания.
Идея гидрофобизации базируется на различной величине работы адгезии по отношению к воде, характерной для разных материалов. Нанесение на смачиваемую поверхность вещества, нейтрализующего ее активные центры и уменьшающего свободную поверхностную энергию, приводит к снижению работы адгезии и инверсии смачивания.
Гидрофобизаторы — это вещества, которые, адсорбируясь в результате физической или химической адсорбции поверхностью твердого тела, уменьшают ее смачиваемость водой. Адсорбция молекул гидрофобизатора может изменять и другие эксплуатационные и физико-технические характеристики обрабатываемого материала: цвет и фактуру поверхности, способность к адсорбции ею частиц пыли, паро- и воздухопроницаемость материала, а также повышать его эксплуатационную прочность, морозостойкость и химическую стойкость.
Органические гидрофобизаторы могут связываться с поверхностью обрабатываемого материала в результате физической (парафин, петролатум, битум и др.) или химической (мылонафт) адсорбции. При перенасыщении пор материала плохо связываемым физически адсорбируемым гидрофобизатором последний с повышением температуры может вытекать из пор [221] и его нужно вводить в материал в количествах, исключающих перенасыщение им его порового пространства. Хемосорбируемые органические гидрофобизаторы создают покрытия, обладающие большей гидрофобностью (0 =» 160°), чем покрытия физически адсорбируемых гидрофобизаторов (парафин 0 == 105°) [56] и поэтому более эффективны. Органические гидрофобизаторы имеют большие размеры макромолекул (расплавленный битум 1000—2000 А°, парафин 800—900 А°), которые кольматируют поры материала и уменьшает его водо-, паро-и воздухопроницаемость. Их применение целесообразно в случае необходимости устройства гидро- и пароизоляционного покрытия [221] и для обработки внутренних поверхностей панелей стен зданий с влажным режимом в помещениях [228].
При нанесении органических гидрофобизаторов на поверхность материала (битумно-петролагумные, стирольные и др.
составы) изменяются его декоративные качества, поверхность изделий необходимо покрывать декоративным слоем.
Низкая паропроницаемость материалов, обработанных органическими гидрофобизаторами, ограничивает их использование для отделки наружных поверхностей панели, так как приводит к влагонакоплению под поверхностным слоем в результате за* труднения влагообмена с наружным воздухом.
В отличие от органических кремнийорганические гвдрофоби-заторы не кольматируют поры материала, а создают на их поверхности тонкий слой сорбированных молекул, что приводит к инверсии смачивания. При этом капиллярные силы изменяют свое направление и обеспечивают водонепроницаемость материала, а для диффузии водяного пара препятствия не создаются. Химические процессы, протекающие при гидрофобизации строительных материалов различными типами кремнийорганических соединений, исследованы в работе [185].
Основное преимущество кремнийорганических гидрофобиза-торов состоит в том, что в процессе хемосорбции происходит сшивание силоксановых цепей и образование сплошной высокомолекулярной пленки полимера на поверхности, прочно связанной с ней и имеющей гидрофобные углеводородные радикалы, расположенные снаружи. Кремнийорганические вещества образуют моно- и полимолекулярные пленки [56, 185].
Важная особенность кремнийорганических гидрофобизато-ров — способность полимолекулярных пленок к разворачиванию в мономолекулярные при образовании новых свободных поверхностей в материале вследствие трещинообразования в поверхностных слоях ограждающих конструкций. Поэтому гидрофобные кремнийорганические покрытия способны к «самоза-лечиванию» в процессе эксплуатации.
Исследование химической стойкости кремнийорганических полимерных пленок [185] свидетельствует о их высокой сопротивляемости действию химических реагентов.
В условиях эксплуатации кремнийорганические гидрофобные покрытия подвергаются интенсивному влиянию атмосферных факторов, в результате чего происходит их термоокислительная и фотохимическая деструкция. Кроме того, на поверхности гидрофобной пленки адсорбируются посторонние гидрофильные частицы, наблюдается ветровая эррозия покрытия [87]. Это приводит к гидрофилизации поверхности гидрофобных пленок в течение 5—6 лет эксплуатации [88]. Однако гидрофобные пленки, защищенные от непосредственного воздействия указанных факторов, не изменяют своих гидрофобных свойств, а в отдельных случаях даже увеличивают угол смачивания [185]. Поэтому глубинная гидрофобизация внутренней поверхности пор и капилляров материала позволяет значительно повысить долговечность гидрофобных покрытий на основе кремнийорганических полимеров.
Гидрофобные пленки кремнийорганических полимеров бесцветны и при нанесении их на материалы последние не изменяют своих декоративных качеств, как это имеет место с органическими гидрофобизаторами, причем исследованиями [185] установлено увеличение цветостойкости материалов, покрытых кремнийорганическими пленками гидрофобизаторов.
Эффективность гидрофобизации кремнийорганическими полимерами возрастает при учете химического состава ячеистого бетона. Наиболее доступны органилсиликонаты натрия: этил-силиконат ГКЖ-Ю (МРТУ 6-02-271-63), метилсиликонат ГЖК-И (МРТУ 6-02-271-63), фетилсиликонат ГКЖ-П (МРТУ 6-02-322-65). Однако они менее эффективны из-за своей сильной щелочности (pH до 13) для гидрофобизации материалов щелочного характера, к которым относится газосиликат.
Для газосиликата наиболее пригодны полиорганилгидроси-локсаны и полиорганилсилоксанолы. Они хорошо растворяются в органических растворителях (бензол, толуол) и не растворяются в воде и низших спиртах. При применении растворов полиорганилгидросилоксанов и полиорганосилоксанов в органических растворителях для гидрофобизации крупноразмерных изделий необходимо сложное технологическое оборудование, чтобы удалять вредные испарения растворителя. Промышленность выпускает устойчивые (50%) эмульсии кремнийорганических гидрофобизаторов.
Из полиорганогидросилоксанов широко распространена ио-лиэтил гидросилоксановая жидкость (C2H5SiOH)n ГКЖ-94 (ГОСТ 10834-64), которая является универсальным гидрофоби-затором и пригодна для обработки большинства строительных материалов, наиболее атмосферостойка и химически стойка среди кремнийорганических гидрофобизаторов [185]. Наличие в полиэтилгидросилоксановой жидкости ГКЖ-94 активного водорода (1,3—1,42%) определяет ее способность реагировать с гидроксильными группами гидро- и алюмосиликатов кальция [56] и эффективно гидрофобизовать газосиликат.
§ 2. Гидрофобизационная обработка ячеистого бетона
Основные цели гидрофобизационной обработки строительных конструкций — предохранение их от увлажнения атмосферной влагой при строительстве или эксплуатации и предотвращение увлажнения термоконденсационной влагой в эксплуатационный период. В соответствии с этим можно классифицировать виды гидрофобизационной обработки по их эффективности и долговечности.
Для обеспечения водонепроницаемости поверхности легко-увлажняемых материалов и изделий на короткий период транспортировки, хранения, монтажа и т. д. необходима краткосрочная гидрофобизация. Чтобы улучшить эксплуатационные физико-технические качества материала, эффективна долговременная гидрофобизация.
Гидрофобизационную обработку изделий из ячеистого бетона выполняют поверхностным нанесением гидрофобного покрытия путем пульверизации или нанесением кистью гидрофобизующе-го состава, (поверхностная гидрофобизация), пропиткой поверхностного слоя материала на заданную глубину или его сплошной пропиткой (пропиточная гидрофобизация), введением гид-рофобизатора в смесь (объемная гидрофобизация).
Исследование долговечности поверхностных гидрофобных покрытий [86] подтверждает необходимость их периодического возобновления, что не всегда возможно в эксплуатационных условиях и чаще всего не выполняются. Поэтому поверхностная гидрофобизация не может быть рекомендована для долговременной гидрофобизационной защиты ячеистобетонных ограждающих конструкций зданий.
Гидрофобизация внутренней поверхности пор и капилляров предохраняет гидрофобное покрытие от деструктирующего воздействия атмосферных факторов (фотохимической деструкции, адсорбции гидрофильных частиц и ветровой эррозии).
Таким образом, для долговременной гидрофобизационной защиты ячеистобетонных стеновых панелей эффективны пропиточная и объемная гидро-фобизации. Рекомендации по выбору вида гидрофобизационной обработки приведены в табл. 46.
Объемная гидрофобизация ячеистого бетона. Осуществляют введением гидрофобизующего реагента в сырьевую смесь при изготовлении изделий. В этом случае гидрофобизуется внутренняя поверхность пор и капилляров материала, улучшаются его физико-технические характеристики. Способы объемной гидро-фобизации ячеистого бетона исследованы в работах [205, 206], где показано увеличение морозостойкости, снижение водопоглощения и максимальной сорбционной влажности гидрофобизован-ного ячеистого бетона (табл. 47). В качестве гидрофобизаторов в этих исследованиях применяли битумные эмульсии и дисперсные порошки, получаемые холодным помолом битума в шаровых мельницах, пиролизную смолу и кремнийорганический полимер секвиоксан. Однако из-за токсичности указанных веществ и отсутствия технологии приготовления эмульсий практические рекомендации по объемной гидрофобизации еще не разработаны [220].
Таблица 46
П рименение гидрофобизационной обработки панелей из ячеистого бетона
Цель гидрофобизационной обработки изделий Вид гидрофобизационной обработки Толщина слоя гидрофоб-ного материала, мм
по требуемой длительности гидрофобного эф Ьекта по требуемой толщине слоя гидрофобного материала
Защита строительных материалов (кирпич, легкобетонные камни, плиточный утеплитель, перегородочные плиты и т. д.) и конструкций из легких и ячеистых бетонов от увлажнения атмосферными осадками при транспортировке или хранении на заводских и приобъектных складах, а также в процессе производства работ Краткосрочная Поверхностная 1—2
Уменьшение отсоса влаги поверхностью материала из раствора при кладке (особенно при зимней), что исключает необходимость замачивания кирпича и других кладочных материалов Краткосрочная Поверхностная 1—2
Уменьшение отсоса влаги поверхностью крупноразмерных изделий из наносимого на нее отделочного покрытия из поли-мерцементного, силиконового и других Краткосрочная Поверхностная 1—2
Предотвращение отслоения тиоколовых и других мастичных герметиков при термо-диффузионном увлажнении материала панели в швах Долговременная Поверхностная 1—2
Предотвращение проникания влаги при Долго- Пропиточ- По
косых дождях во внутренние слои крупных стеновых панелей из ячеистого и легкого бетонов временная ная расчету 17
Увеличение морозостой кости матер налов, Долго- Пропиточ- По
имеющих соответствующие ГОСТу прочностные характеристики, но не удовлетворяющих нормативам по морозостойкости временная ная расчету водопоглощения
Увеличение термического сопротивления материала стен и утеплителя Долговременная Пропиточная и объемная 10—20
Уменьшение сорбционной влажности ма- Долго- Пропиточ- 10—20
териала при вксплуатационном увлажнении вследствие термодиффузии пара внутреннего воздуха помещений с нормальным и влажным режимами временная ная и объемная на всю толщину
Объемная гидрофобизация ячеистого бетона путем введения в сырьевую смесь изученных кремнийорганических гидрофоби-заторов органилсиликонатов натрия и полиорганилгидросилок-санов, по данным Д. М. Розенфельда [206], не дает гидрофобного эффекта. Это объясняется тем, что в условиях гидробаро-
термальной обработки изделий из ячеистого бетона происходит деструкция кремнийорганических полимеров. В работах [185, 206] показано, что в среде водяного пара при повышении давления наблюдаются гидролиз гидрофобной поверхности пленки с разрывом силоксановых связей SiO и отщепление гидрофобных радикалов по схеме
Si — R + Н2Оно“ -+ SiOH + RH.
Устойчивым при автоклавной обработке с давлением 8 атм оказалось лишь покрытие на основе этилхлорсилана C2H5S1CI3.
Таким образом, объемная гидрофобизация автоклавного ячеистого бетона кремнийорганическими гидрофобизаторами невозможна.
Таблица 47
Влажностные характеристики объемно-гндрофобнзованного ячеистого бетона
Материал Добавка Максимум сорбционной влажности Капилляр* ный подсос за 1 ч, % Источник
Газобетон 625 Битум БН-5 5% 9,36 5 205,206
660 Без добавки 12,70 19
Газосиликат 595 Битум БН-5 5% 10,56 1 205,206
» 580 Без добавки 13,25
» 650—70 НАС 0,7—1% — 5 25
» 650—70 Без добавки — 28
Пропиточная гидрофобизация стен помещений с влажным и мокрым режимами фактически должна выполнять функции пароизоляции, в связи с чем необходимо применять гидрофобизаторы, кольматирующие поры материала и уменьшающие его паропроницаемость. Такой способ гидрофобизации битумно-петролатумным составом, разработанным Уральским ПромстройНИИпроектом [228], хорошо зарекомендовал себя при эксплуатации в условиях помещений промышленных зданий с влажным режимом. Однако вследствие длительности процесса обработки (24 ч), обусловленной высокой вязкостью гидрофобизующего состава, он непригоден для использования на конвейерных линиях. Кроме того, данный процесс опасен в пожарном отношении и сопровождается выделением вредностей. Но особенно важно то, что для панелей жилых и гражданских зданий, имеющих помещения с нормальным тепловлажностным режимом, не требуется пароизоляционная обработка внутренней поверхности. В то же время пароизоляция на наружной поверхности может ухудшить эксплуатационный режим панелей.
Функциональным требованиям влагозащитного покрытия для панелей жилых зданий (водонепроницаемость при паропро-ницаемости) соответствует только гидрофобное покрытие крем-неполимерами, из которых наиболее эффективна для газосили-ката водная эмульсия полиэтилгидросилоксана ГКЖ-94. Однако
сложность состоит в том, что, несмотря на малую вязкость водной эмульсии ГКЖ-94, близкую к вязкости воды, не удается достичь глубинной гидрофобизация поверхностного слоя панелей при обычных методах обработки. Отмечается [185], что гидрофобизатор в эмульсии почти мгновенно реагирует с поверхностью и образует водоотталкивающий слой, не пропускающий раствор при вторичном нанесении.
Эксперименты по длительной пропитке ячеистого бетона водной эмульсией гидрофобизатора показывают, что длительное пребывание в ней образцов не повышает глубину проникания гидрофобизатора, в то время как его носитель — вода — проходит достаточно глубоко. Толщина слоя гидрофобного ячеистого бетона при пропитке в водной эмульсии в течение 24 ч не превышала 1—2 мм, несмотря на то что вода проникала за это время на 80—100 мм. Однако в процессе обработки пористых материалов растворами кремнийорганических гидрофобизаторов в органическом растворителе глубины проникания пропиточного состава и гидрофобизатора совпадают.
Уменьшение глубины проникания гидрофобизатора в пропитываемый пористый материал при обработке водными эмульсиями объясняется различным механизмом процесса образования гидрофобной пленки в результате адсорбции гидрофобизатора из раствора и эмульсии.
В растворах более активной адсорбционной средой является растворитель (вода для метил- и этилсил-иконатов натрия или органический растворитель для полиэтилгидросилоксана). Поэтому при пропитке пористого материала раствором кремний-органического гидрофобизатора адсорбция его поверхностью и сшивание силоксановых цепей происходят после удаления растворителя. Это обнаруживают по появлению гидрофобного эффекта на поверхности при высушивании материалов, обработанных водными растворами алкилсиликонатов натрия, и испарении органического растворителя после обработки раствором полиэтилгидросилоксана.
В эмульсии более активно адсорбируется гидрофобизатор, который при контакте с поверхностью образует адсорбционную пленку независимо от наличия менее активной адсорбционной среды, которой является вода. Следующая за образованием мономолекулярной пленки полимолекулярная адсорбция гидрофобизатора, по-видимому, создает своеобразный фильтр, через который свободно проникают молекулы воды, но не проходят молекулы гидрофобизатора.
Увеличение глубины проникания гидрофобизатора в материал при пропитке достигается в результате интенсификации процесса впитывания эмульсии гидрофобизатора [9] при использовании термоградиентного погружения в пропиточный состав (авт. свид. № 523885), пропитке с предварительным
вакуумированием, пропитке под давлением, комбинированной пропитке (табл. 48).
На основе теоретических исследований [285] способов интенсификации пропитки были разработаны технологические схемы глубинной гидрофобизации панелей из ячеистого бетона. На рис. 49 показаны основные технологические операции и порядок их выполнения при различных способах интенсификации гидрофобизационной пропитки.
Таблица 48
Глубина проникания эмульсии в гидрофобизатора в зависимости от параметров режима глубинной гидрофобизации образцов ячеистого бетона (т0 = 735 кг/м3)
Режим обработки Значение параметров режима
температура образца, °C температура пропитки, °C предварительный вакуум, атм гидростатическое давление, атм Глубина проникания, мм
10 мин 1 ч
эмульсии гидрофобиза- тора эмульсии гидрофобизатора
Т ермогр адиентный НО 4 8 ±0,5 8±0,7 14±2 8 ±0,5
60 20 ' — 4 ±0,5 4 ±0,7 12±2,5 4 ±0,5
Предварительное 20 20 —1 — 26±2 26±2 50 26±2
вакуумирование 20 20 —0,5 — 16±2 16±2 45±4 16±2
Компрессирование 20 20 0,5 18±2,5 18±2,5 60±6 18±2,5
20 20 — 0,2 10±2 10±2 34±4 10±2
Комбинированный НО 4 —1 — 29±3 29±3 50 29±3
60 20 —0,5 — 22±3 22±3 484-2 224-3
Контрольны" 20 20 — 2±1,5 1 ± 1,5 10± 4 1± 1,5
Гидрофобизацию панелей производят со всех сторон или только со стороны наружной поверхности. В последнем случае гидрофобизационной обработке предшествует сборка пакета из двух панелей с герметизацией его внутренней полости (рис. 50). Тогда наружная поверхность панели и ее торцовые грани, образующие внутренние плоскости швов при монтаже изделий, также будут гидрофобизированы в процессе обработки. Отметим, что гидрофобизации торцовых граней панели — эффективное средство повышения водонепроницаемости стыков.
Панели с отделочным слоем из штучных материалов (ковровая мозаика и т. д.) перед гидрофобизацией необходимо очищать от бумажной основы плиточных ковров.
Гидрофобизацию панелей осуществляют в вертикальном положении в пропиточной ванне. Ее объем и размеры зависят от размеров панелей и принятого способа гидрофобизационной обработки.
При обработке панелей термоградиентным способом с использованием их послеавтоклавного тепла в целях создания термоградиента следует обеспечить емкость ванны, достаточную для того, чтобы в ней разместить все панели, находящиеся на одной вагонетке, которая вышла из автоклава.
Рис. 49. Последовательность выполнения технологических операций по глубинной гидрофобизации панелей из ячеистого бетона.
Для проведения глубинной гидрофобизации панелей с помощью предварительного вакуумирования, компрессирования или комбинированного способа необходима пропиточная ванна емкостью на один пакет панелей или на одну панель. Пропиточные ванны для этих способов могут быть стационарными. Тогда рационально блокирование двух-трех ванн на одном посту гидрофобизационной обработки с оборудованием общего для всех ванн узла подготовки и подачи эмульсии.
Подобная схема реализована в экспериментальной установке, действующей на ЗЖБК-З и ДСК-1.
Установка (рис. 50) состоит из резервуара с пропиточным составом, вакуум-насосного агрегата с центробежным насосом 8К18 1 и эжекторным вакуум-насосом 2 конструкции Б. Д. Ти-ховидова и В. П. Иванова, поддона 3, на котором размещена кассета 4 для двух панелей и смонтированы герметизирующие прокладки 6, колпака 5, образующего при установке на поддон герметическую пропиточную камеру. Панели вводят в кассету и с помощью замка создают предварительное минимальное
Рис. 50. Схема экспериментальной установки для глубинной гидрофобизационной пропитки панелей ПН-6-4, реализованная на ЗЖБК-З:
1 — насос 8к-18; 2 — эжекторный вакуум-насос; 3 — поддон; 4 — кассета; 5 — колпак; 6 — герметизирующие прокладки; 7 — малая вакуумная камера (а) и ее внешний вид (б).
обжатие герметизирующих прокладок. Затем включают вакуум-насосный агрегат и откачивают воздух из малой вакуумной камеры 7, образованной обрабатываемыми панелями и кассетой. В результате происходит обжатие прокладок и герметизация пакета из двух панелей, что фиксируют замками. На поддоне размещают колпак и производят вакуумирование пропиточной камеры до 0,9—0,95 атм. Положение колпака также определяют посредством замков. После окончания вакуумирования пропиточную камеру заполняют 5%-ной водной эмульсией ГКЖ-94 и создают в ней давление 0,5 атм. При выдержке в режиме пропитки продолжают вакуумирование малой камеры, что обеспечивает герметичность пакета и способствует ускорению пропитки, так как происходит просасывание состава сквозь материал. Затем эмульсию откачивают эжекторным вакуум-насосом в резервуар, вакуумируют пропиточную камеру для удаления излишков жидкости, сбрасывают вакуум и разгружают обработанные изделия. Все операции по обработке, кроме погрузо-разгрузочных, осуществляют автоматически, а глубину пропитки контролируют электрическим зондом. Благодаря высокой производительности вакуум-насосного агрегата продолжительность цикла обработки составляет всего 30—35 мин.
После проведения технологических испытаний на базе описанной установки проектируется создание промышленной линии гидрофобизационной пропитки панелей из ячеистого бетона.
§ 3. Улучшение эксплуатационных качеств ячеистого бетона и ограждающих конструкций при глубинной гидрофобизации поверхностного слоя панелей
Оценка эффективности глубинной гидрофобизации поверхностного слоя панелей должна способствовать улучше-
нию качества ячеистого бетона и влажностного режима ограж-
дения. В результате глубинной гп-дрофобизации ячеистобетонных изделий изменяется смачиваемость поверхности пор и капилляров. При этом важное значение имеет характер распределения гидрофобизато-ра в поровом пространстве.
Теоретическое исследование эффективности гидрофобизации выполнено нами с помощью модели пористого тела в виде системы контактирующих сферических частиц, которую Л. В. Радушкевич изучал ранее без учета гидрофобности материала. В этом случае вследствие
Рис. 51. Образование жидкостной манжеты при неполном смачивании контактирующих частиц.
капиллярной конденсации в зоне
контакта (рис. 51) образуется жидкостная манжета с постоянной кривизной поверхности. При относительных влажностях Pslp поверхность (ноноид) создается вращением плоской винтовой линии (трохоиды) вокруг оси, соединяющей центры частиц:
У == ± коФ (а, <р) — пФ (а, <р)].
(245)
В момент насыщения водяного пара до pjp = 1 она вырождается в поверхность нулевой кривизны — катеноид, образуемый вращением цепной линии:
г = го ch (р/г&). (246)
Для общего случая ps/p’ координата точки М пересечения трохоиды и окружности под углом о имеет вид
Хо = \х (х 4- 0) (1 cos 0) 4- О,502 sin2 0 ± 0 sin о х (247)
х ]/ х (х + 0) (1 4- 0 cos 0 — х (х 4- 0)) 4-”О,2502 siu2o]/( 14-20 cosО4-02).
Таблица 49
Сорбционная влажность модельной пористой среды при неполном смачивании» % по объему
Радиусы сферических частиц модельной пористой среды, м
p$fp 1 10—8 5 - 10—8 1 Ю—7 5«10-7
Углы смачивания поверхности
0 45 75 0 45 75 0 45 75 0 45 75
0,5 0,1689 0,0613 0,0033 0,0117 0,0050 0,0004 0,0033 0,0015 0,0001 0,00015 0,0000 0,0000
0,6 0,2635 0,0910 0,0045 0,0201 0,0084 0,0006 0,0058 0,0026 0,0002 0,00028 0,0001 0,0000
0,7 0,4293 0,1409 0,0059 0,0372 0,0151 0,0011 0,0111 0,0048 0,0004 0,00056 0,0002 0,0000
0,8 0,7611 0,2307 0,0081 0,0806 0,0311 0,0020 0,0253 0,0105 0,0008 0,0014 0,0006 0,0000
0,9 15973 0,426 0,0114 0,2522 0,0879 0,0043 0,0884 0,0338 0,0021 0,0055 0,0024 0,0002
0,95 2,6315 0,6302 0,0137 0,6475 0,2010 0,0075 0,2619 0,0910 0,0045 0 0199 0,0084 0,0007
0,98 3,8845 0,8372 0,0153 0,6553 0,4381 0,0115 0,8505 0,2525 0,0085 0,0944 0,0395 0,002
1,0 5,23 1,04 0,05 5,23 1,04 0,05 5,23 1,04 0,05 5,23 1,04 0,05
Рис. 52. Сорбционная влажность модельной среды в зависимости от угла смачивания и относительной влажности.
Кроме того, для точки пересечения трохоиды и окружности, как показано Л. В. Радушкевичем, запишем
1 — V1 — Хо = х [ф (а’ то) — (а, <ро)] — (а, <р0), (248)
где хо = го/7?; x = rJR\ $ = CIR\ ri — rQ~C‘t гм —радиус в точке пересечения; г0, И—минимальное и максимальное расстояния трохоиды от оси у\ R — радиус контактирующих частиц; С = 2gV/RqT In (ps/p) — кельвиновский радиус кривизны; Ф (а, <р), Ф (а, <р)—разностные эллиптические интегралы первого и второго рода по модулю а = arc sin — х2/(х 4- ₽)2 и аргументу
<р = arc sin (]/ (1 — х2/(х 4- p)2/sin а).
Трудоемкая работа по подбору величин х0, удовлетворяющих условию (248), определению параметров трохоиды и объема сорбированной влаги выполнена на ЭВМ «Наири-2» при значениях относительной влажности от 0,5 до 0,99 и углах смачивания 0 в интервале 0—90°. Некоторые результаты расчета приведены в табл. 49.
При относительной влажности ps/p = «= 1 условие (248) ведет к бесконечности. Поэтому для предельного значения параметры мениска жидкости и объем сорбированной влаги получены с учетом нулевого угла смачивания в соответствии с предельной формой образующей поверхности мениска (246). Параметры цепной линии (246), пересекающей окружность под нулевым углом, определяли по трансцендентному уравнению sh 2z = [2 ((ch2z — 2z2) cos о — z (sh z — 2 ch z) sin 6)]: (2z cos 0 + ch z sin 0), (249)
где z = ^м/го; ro — расстояние до вершины цепной линии.
Результаты проведенного теоретического исследования сорбционного увлажнения (см. табл. 49, рис. 52) показывают, что уменьшение смачиваемости стенок пористого материала сокращает объем капиллярно-конденсированной влаги, а при инверсии смачивания, т. е. для гидрофобных материалов, капиллярная конденсация вообще невозможна. Вместе с тем экспериментальное исследование сорбционной влажности и распределения влаги по формам связи, выполненное совместно с В. М. Казанским, свидетельствует о наличии сорбированной влаги в ячеистом бетоне, гидрофобизованном полиэтилгидросилоксаном ГКЖ-94 (табл. 50, 51). В табл. 50 принято: а — 2 мм, верхний слой образца; 6 — 2 мм, слой образца на расстоянии 10 мм от поверхности.
Распределение влаги в образцах гидрофобизованного (ГКЖ-94) ячеистого бетона 70= 712 кг/ма (фракция 0,14—0,35), % по массе
Количество влаги
Г ндрофобизатор капилляр но- манжетная
связанная влага полислой монослой
влага
Отсутствует 52,94 11,18 2,58 1,08
а—1%-ный раствор 18,1 5,281 2,582 1,0
б — 1 %-ный раствор 29,05 6,49 1,8 0,9
а — 10 %-ный раствор 9,66 3,23 1,26 0,55
б — 10%-ный раствор 10,33 3,69 2,22 0,63
а— 1%-ная эмульсия 21,27 4,83 1,21 0,66
б — То же 36,36 7,93 2,28 1,2
а — 10%-ная эмульсия 12,05 3,52 1,42 0,62
6 — То же 22,35 13,86 2,52 0,99
Таблица 51
Максимальная сорбционная влажность гидрофобизованного газоси-ликата (70 = 718 кг/м3) при p/ps = 0,95
Фракция образцов, мм Гидрофобизатор ГКЖ-94 Контрол ьные образцы без обработки
раствор, % водная эмульсия, %
1 10 1 5 10
Менее 0,05 4,274 4,365 7,211 5,178 4,053 8,24
0,05—0,14 3,355 3,176 6,178 4,755 2,891 7,796
0,14—0,35 3,127 2,892 6,052 4,724 2,856 7,385
Анализ теоретических и экспериментальных данных позволяет сделать вывод о том, что при обработке кремнийорганиче-ским гидрофобизатором его молекулы не проникают в микропоры, а адсорбируются только на поверхности макропор и пор переходных радиусов, составляющей примерно 25% общей внутренней поверхности ячеистого бетона. Образующаяся затем гидрофобная пленка сшитого полимера остается проницаемой для молекул воды в газовой фазе. Поэтому процессы сорбции и капиллярной конденсации имеют место в гидрофобизованном ячеистом бетоне, хотя их протекание несколько замедляет наличие гидрофобизатора в устьях микрокапилляров. Однако общая величина максимальной сорбционной влажности у обработанного методом глубинной гидрофобизации ячеистого бетона в 1,5—2,2 раза меньше, чем у исходного, на 20—25% меньше
сорбционная влажность при низких (р s/p<0,4) значениях относительной влажности среды. Это объясняется тем, что примерно 20—25% общей внутренней поверхности пор и капилляров ячеистого бетона покрыты гидрофобной пленкой.
Изменение сорбционного потенциала ячеистого бетона при его глубинной гидрофобизации обусловливает некоторое снижение его паропроницаемости, установленное экспериментально [88] и наблюдавшееся в наших экспериментах (табл. 52).
Особенно велико влияние глубинной гидрофобизации на водопроницаемость ячеистого бе гона. Несмотря на развитую пористость, «эквивалентный» радиус его сквозных пор (для ?0= = 700—800 кг/м3) составляет 1,5 • 10~7 — 6 • 10~8 м, т. е. находится в области микрокапиллярных и переходных пор, поверхность которых не гидрофобизована при обработке. Но микрокапилляры пронизывают межпоровые перегородки и выходят своими устьями в макрокапилляры, поверхность которых гидрофобизована. Поэтому водонепроницаемость гидрофобизован-ного ячеистого бетона определяется величиной капиллярного противодавления Рк.п в гидрофобизованпых макрокапиллярах (см. ниже).
Радиус капилляра, м 10—3 10—4 Ю-5 10-6 10-7
^к. п. Па 9,65.10 9,65.10» 9,65.10s 9,65. 104 9,65- 10й
Она значительно больше возможного только при ураганных ветрах гидростатистического давления дождя 1,5-103 Па.
Водонепроницаемость слоя гидрофобного материала зависит от превышения внешним гидростатистическнм давлением Рг величины Рк.п и толщины h гидрофобного слоя. Теоретическое время начала сквозной фильтрации для составляющих 99% общей длины макрокапилляров ячеистого бетона [121] капилляров с радиусом г порядка 10^ м, рассчитанное по зависимости
Тф = 4ig/l2/r2 (PF — Рк.п),
(250)
где г] = 10“3 н • с/м2— динамическая вязкость воды, найденной из уравнения Пуазейля, достаточно хорошо совпадает с результа7ами, полученными нами и А. С. Паниным при экспериментах на гидрофобной золе (табл. 53).
При проведении экспериментов по определению водопроницаемости ячеистого бетона давления 1-10* Па (0,1 атм) не вызывали сквозной фильтрации через гидрофобизованный
Изменение коэффициентов паропроницаемости ячеистого бетона при гидрофобизации кремнийорганическими соединениями
Материал образца Состав компонентов (цемент песок : известь) Объемный вес 1». кг/м* Но Ю* контрольных образцов, г/м ч мм рт. ст. Гидрофобизованные образцы
ГКЖ-94 (5%-ный керосиновый раствор 10%-ной эмульсии) ГКЖ-11 (3%-ный водный раствор)
ц . 10’ Р-о/Н Ц 102 Но/1)
Пеносиликат [87] 1:1:3 680 1,86 1,23 1,51 1,69 1,1
» 1:1:3 785 1,72 0,84 2,05 1,64 1,05
Пенозолосиликат [205] 1:1:0 643 1,32 0,89 1,49 1,18 1,12
Газосиликат [87] 1 : 1 I 3 610 1,96 1,01 1,94 1,78 1,1
Газосолосиликат [205] 1:1:0 771 1,47 0,96 1,53 1.3 1,13
Газосиликат1 1:1:3 721 2,04» 1,37 1,48 1,78 1,15
Газосиликат1 1:1:3 815 1,67 1,04 1,75 1,336 1,25
Газосиликат1 1:1:3 890 1,43 0,67 2,15 1,09 1,31
1 Образцы изготовлены из одного состава сухой смеси с различным содержанием газообразователя.
2 Паропроницаемость определена на образцах, которые затем были гидро-фобизованы пропиткой.
Таблица 53
Водопроницаемость гидрофобизованного ячеистого бетона и гидрофобной золы при гидростатическом давлении
Материал и его объемный вес, кг/м® Гидрофобный слой Толщина слоя, м Г идростати-ческое давление при испытаниях, Па Время начала фильтрации, в
расчетное экспериментальное
Газосиликат 750 Отсутствует 0,03 0,3 • 10* 2,0 2,9- 10
То же Поверхностная гидро-фобизация 10%-ной эмульсией ГКЖ-94 0,03 1 10* 1,4 2,5 • 10
Пропиточная гидрофо-бизация 10%-ной эмульсией ГКЖ-94 0,03 1 • 10* 1,03 • 10® 6,4 • 10а
Зола Отсутствует 0,05 0,3 . 10* 5,5 • 10» 1,2 • 10’
» Битумизация гранул 0,05 1 . 10* 2,3 • 10» 4,47 10’
ячеистый бетон, а его образцы, гидрофобизованные пропиткой и находившиеся в воде на глубине 0,5 м, за 96 ч увеличили влажность на 4—5%.
Таким образом, гидрофобизационная обработка ячеистого бетона глубинной пропиткой водной эмульсией полиэтилгидросилоксана улучшает его влажностные свойства, что обусловливает совершенствование характеристик стойкости материала.
1. Водостойкость ячеистого бетона, гидрофобизованного глубинной пропиткой, исследована нами на образцах, изготовленных по ГОСТ 12852—66. В исследованиях [87, 205] показано увеличение прочности ячеистого бетона в сухом состоянии при его гидрофобизации кремнийорганическими полимерами. В то же время в работе [205] отмечено повышение хрупкости (отношение Рк/Рс предела прочности при изгибе к пределу прочности при сжатии). Кроме того, согласно теории адсорбционного снижения прочности замещение сорбированной влаги более активной адсорбционной средой — гидрофобизатором — должно уменьшить прочность. Следует учесть, что, как показано выше, гидрофобизатор адсорбирован только на поверхности макрокапилляров и переходных пор, поэтому в микропорах влага оказывает расклинивающее действие и должно наблюдаться адсорбционное снижение прочности при увлажнении.
Гидрофобизованные и контрольные образцы газосиликата испытывали в абсолютно сухом (после сушки до постоянного веса, охлаждения в эксикаторе с силикагелем) и воздушно-сухом состояниях <р = 0,5 (после сорбционного увлажнения при Ф = 0,99 и двухсуточного нахождения в воде). Результаты определения кубиковой прочности этих образцов, приведенные в табл. 54, показывают, что адсорбционная мономолекуляриая пленка гидрофобизатора значительно снижает прочность газосиликата по сравнению с абсолютно сухими образцами. Повышение влажности образцов при выдерживании в среде с 50% -ной, а затем с 99%-ной влажностью уменьшает контрольную характеристику RCt особенно у негидрофобизованных образцов, что объясняется различием пределов капиллярной конденсации в гидрофильном и гидрофобном материалах. В результате снижения предела сорбционного увлажнения при гидрофобизации образцов уменьшаются площадь полимолекулярных пленок и их воздействие на межпоровые перегородки, а на стенках макрокапилляров адсорбционные пленки воды вообще не образуются. Последующее двухсуточное увлажнение образцов, как указано в работах [87, 88], приводит к еще большему падению прочности гидрофильного ячеистого бетона и практически не уменьшает прочность сплошь гидрофобизованных образцов.
Несовпадение результатов наших экспериментов с данными работ [87, 88], по-видимому, объясняется недостаточным высушиванием образцов, с результатами работы [205] — применением способа объемной гидрофобизации, при котором изменяется структура пористости ячеистого бетона.
Таким образом, установлено, что гидрофобизация ячеистого бетона, несмотря на адсорбционное снижение прочности в сухом состоянии, в эксплуатационном диапазоне влажности увеличивает контрольную Rc и, следовательно, все его прочностные характеристики, связанные с первой эмпирической зависимостью [137]. Это обеспечивает повышение стойкости ячеистого бетона при деструктирующих воздействиях атмосферы и увеличивает долговечность ограждений.
2. Исследование предела сорбционного увлажнения показало, что в гидрофобизованном ячеистом бетоне при нормальном температурно-влажностном режиме эксплуатации ограждающей конструкции могут быть заполнены водой только микрокапилляры. Этим в основном объясняется высокая морозостойкость
Таблица 54
Изменение прочности ячеистого бетона при гидрофобизации
Материал образцов Обработка Объемный вес. кг/м8 Абсолютно сухие Воздушно-сухие при <р = 0,5 Сорбционно-насыщенные при <р=0,99 После двух суток водопо-гружения;
% «с, кг/см’ % «С, кг/см3 % «с, кг/см3 % «с, кг/см3
Газосиликат Пропитка1 835 104 55,2 103 54,7 - - 98 52
» 835 100 53 97 48,2 ——. 46 24,4
Пеносиликат Пропитка1 780 780 108 100 50,8 47 106 91 49,8 43 — — 100 67 47 30,5
Газошлако-бетон Объемная2 700 — 127 70 — — — —.
— 700 »— — 100 55 —— —
Газосиликат Пропитка3 716 93 68,9 68 51,8 66 48,3 66 48,0
» — 716 100 75,2 56 42,2 50 37,7 47 35,4
Газосиликат Пропитка 821 91 80,7 65 59,1 64 58,3 64 58,5
» — 821 100 91,0 52 47,4 48 43,6 47 41,8
х, 2 — приводятся соответственно по работам [87, 88]; 3—образцы товлены по вибрационной технологии.
(табл. 55) гидрофобизованного ячеистого бетона, поскольку фазовые переходы в макрокапиллярах происходят при значительно более низких температурах (—40° для капилляров радиусом 10“7 м), чем в микрокапиллярах (образцы для испытаний на морозостойкость водонасыщены под вакуумом; I — потеря веса, %; II — визуальное описание). В макро- и переходных капиллярах влага может накапливаться только вследствие тёр-модиффузии и термоконденсации. Однако характер взаимодействия замерзающей влаги в макро- и переходных капиллярах гидрофильного и гидрофобного материалов различен, так как в гидрофобных капиллярах отсутствует пленка модифицированной влаги, имеющей отличные от нормальной кинетику, а также начальные и конечные параметры фазового перехода жидкость— лед [75]. К моменту максимума теплового расширения льда при оттаивании, которое, как показано в § 7 главы IV, является причиной деструкции от циклического замораживания— оттаивания, на поверхности льда образуется пленка нормальной влаги, вытесняемая в резервные поры и уменьшающая давление льда на межпоровые перегородки. В гидрофильном материале давление льда передается на скелет слоем модифицированной влаги с высокой плотностью и вязкостью.
Морозостойкость образцов газосиликата = 730 кг/м8
Таблица 55
Характеристика образцов Состояние образцов после морозостойкости
10 20 25 35
I II I II I П I П
Контрольные — Без изменений — Слабое шелушение 1,5 Появление трещин и шелушение 4,5 Отслоение, округление ребер
То же с «ириской» на одной грани — То же — То же 1,0 То же, разрыхление швов 4,9 То же, разрыхление швов
Поверхностная гидрофобизация — — Без изменений 2,0 Гидрофилизация, шелушение. трещины 4,7 То же
То же с «ириской» на одной грани — — То же 3,0 То же, разрыхление швов 4,8
Гидрофобизованные пропиткой — — 1,0 Без изменений на пропитанной грани 2 Без изменений на пропитанной грани
То же с «ириской» на одной грани — — — То же 1,0 То же
Длительное воздействие влаги при влажном и мокром эксплуатационных режимах помещений может привести к частичной гидрофилизации кремнийорганического гидрофобизатора и заполнению части макрокапилляров. При этом льдообразование будет отличаться от льдообразования в гидрофильном ячеистом бетоне, о чем свидетельствуют эксперименты [87] на водонасыщенных в вакууме образцах ячеистого бетона, позволившие обнаружить увеличение льдистости и уменьшение количества незамерзающей влаги. Увлажнение гидрофобизованного ячеистого бетона до 22—30% теоретически невозможно в условиях мокрого и влажного режимов эксплуатации.
3. Гидрофобизованный ячеистый бетон имеет меньший диапазон колебания влажности, чем гидрофильный. Это связано с меньшим пределом сорбционного увлажнения. Однако при указанных колебаниях появляются и удаляются тонкие пленки влаги, расклинивающее действие которых вызывает деструкцию при циклическом увлажнении — высушивании. Это приводит к трещинообразованию в гидрофобизованном ячеистом бетоне, хотя и в меньшей степени, чем в гидрофильном (табл. 56: А — контактное увлажнение в течение 3 мин, Б — высушивание до сухого веса, В — радиационная сушка до воздушно-сухого веса).
Таблица 56
Трещиностойкость ячеистого бетона 7о = 718 кг/м8 при циклах увлажнения — высушивания
Тип цикла Образцы ячеистого бетона Ширина раскрытия трещин после увлажнения при количестве циклов, мм
25 50 100 150 200 250
АБ Гидрофильные Появление микротрещин 0,01 0,04 0,07 0,08 0,09
АБ Гидрофобное — Появление микротрещин 0,01 0,015 0,04 0,05
АВ Гидрофильные — — Появление микротрещин 0,01 0,015 0,03
АВ Гидрофобные — Трещин не обнаружено —
Результаты наших экспериментов позволяют сделать вывод о том, что гидрофобизации ячеистого бетона, уменьшая трещинообразование в 1,2—1,4 раза, все же не может исключить его деструкцию при циклическом увлажнении— высушивании, механизм которой рассмотрен в § 2 главы IV.
4. Экспериментальные данные о химической стойкости кремнийорганических гидрофобных пленок, приведенные в работе [185], свидетельствуют о невозможности их деструкции слабы-
ми кислотами и основаниями, к которым относятся растворы углекислоты, аммиака и углекислого аммония, образующиеся при растворении химически активных газов из атмосферы. Исследование поглощения 100%-ной углекислоты ячеистым бетоном показало снижение в 15—16 раз объема поглощения для гидрофобизованных образцов. Такой же эффект дает и высушивание образцов гидрофильного бетона. Эксперименты по карбонизации ячеистого бетона, гидрофобизованного кремний-органическими соединениями, проведенные авторами [87, 88, 205] и нами (табл. 57, 58), подтверждают отсутствие деструкции после нахождения образцов в атмосфере 100%-ной концентрацией углекислоты (звездочкой отмечены образцы после трехсуточного воздушного хранения). Естественно, что значительно меньшие концентрации углекислоты в атмосфере не могут привести к химической коррозии гидрофобизованного ячеистого бетона.
Т а бл и ц а 57
Влияние карбонизации на гидрофобный ячеистый бетон
Материал Состав (цемент : известь : песок) Объемный вес, кг/м8 Обработка Степень карбонизации Потеря прочности, %
начальная конечная
Эксперименты В. И. Железного
Пенобетон* 1:1:3 591 Да 33.5 33,5 75 34,1 25
Г азобетон 1:1:3 830 Да 29,2 29,2 68,3 29,2 15
Газосиликат 0:1:3 730 Да 25,3 25,3 80 26,2 18
Наши эксперименты*
1:1:3 735 Да 6 6 77 6 20 Увеличили
1:1:3 815 4 71 5% 21
1 1:3 895 Да 4 3,5 4 69 Увеличили 5% 20
Да 3,5 3,5 Увеличил» 6%
5. Фотохимическая деструкция под действием ультрафиолетовых лучей согласно работам [87] — главная причина разрушения поверхностных гидрофобных покрытий на основе крем-
нийорганических соединений. Проведены комплексные испы-
тания образцов при действии циклов увлажнения и высушивания с радиационным разогревом. Разогрев осуществляли по-
средством инфракрасного (плотность теплового потока 1600 Вт/м2) и ультрафиолетового (86 Вт/м2) излучателей на поверхности образцов. Износ устанавливали по изменению величины капиллярного подсоса. Результаты эксперимента, приведенные в табл. 59, показывают, что комплексное воздействие, смоделированное на 50 лет эксплуатации, практически не изменяет влагозащитных качеств гидрофобного пористого слоя при глубинной гидрофобизации (I — до на-
Таблица 58
Поглощение углекислоты (г/г 10а) газосиликатом *|0 = 785 кг/м3 за 1 ч в среде 100%-ной СО2 при Р = 5« 104 Па
Влажность, % Образны
гидрофобные контрольные
Сухие 0,0 0,31
5 0,058 0,8
10 0,058 1,0
20 — 1,24
40 0,46 1,35
чала испытаний на атмосферостойкость; II — после испытаний).
6. Влагозащитные качества отделочных покрытий лучше всего характеризует глубина проникания влаги при увлажнении. В реальных материалах имеет место неравномерное распределение массы жидкости в направлении движения фронта пропитки. Закон этого распределения с адекватностью 0,79 описы-
вается зависимостью
и (х) = umaae~bx‘, (251)
где w, х — влагосодержание и координата слоя; цтах — максимальное влагосодержание материала.
Интегрируя формулу (251), получаем суммарную массу поглощенной при капиллярном впитывании влаги
и -- $ и (х) dx = ытах Vb. (252)
о
Отсюда имеем
(253)
Таблица 59
Капиллярный подсос (г/см2) поверхности ячеистого бетона = 718 км/м8
Образцы газобетона 1 ч 4 ч 24 Ч 48 Ч 72 ч
I п 1 1 п I II I * ч JI 1 II
1 0,41 0,41 0,48 0,44 0,49 0,48 0,510 0,5 0,53 0,54
2 1,69 1,99 2,29 2,93 з,п 3,34 3,28 3,40 3,30 3,46
3 0,19 0,17 0,22 0,2 0,24 0,21 0,29 0,22 0,30 0,24
4 0,41 0,60 0,78 0,96 1,16 1,35 1,43 1,63 1,61 1,79
Примечание. 1 — гидрофобизованные без защитного слоя из «ириски»; 2 — то же, контрольные; 3 — гидрофобизованные с защитным слоем из «ириски» со швом между плитками, мм; 4 — то же, контрольные.
Из выражений (251), (253) определяем расстояние до слоя с заданной влажностью
х = 1,128[7/«тах • КIn «max — 1П и (*)• (254)
Таким образом, по результатам испытаний капиллярного впитывания поверхностью ограждающей конструкции можно оценить влагозащитные свойства ее отделочного покрытия и установить характерные зоны в сечении ограждения: с 90%-ным заполнением пор, где возможна деструкция материала при фазовых переходах влаги и с недопустимыми колебаниями влажности, в которой интенсивно корродируют арматура и закладные элементы.
Таблица 60
Водопроницаемость защитнодекоративных покрытий панелей из ячеистого бетона
Поверхностный слой
Цемен тно - песч ан ый 5 3
Из плитки «ириска» 7 6
Полимерцементное по- 2,2 2,5
крытие Глубинная гидрофобиза- — —
ция
Поверхностная гндрофо-бизация 0,3 —
Без обработки поверхно- 8 10
стного слоя
Расчеты глубины проникания влаги и ее распределения в образцах с различными типами отделочных покрытий, выполненные по изложенной методике на основании экспериментальных данных о капиллярном впитывании, показывают следующее (табл. 60): в панелях без отделочного слоя глубина проникания влаги после 2 ч увлажнения поверхности дождем достигает 8 см, а влажность в зоне расположения арматуры увеличивается на 10%; с цементно-
песчаным отделочным слоем — 5 см и 3%; с отделочным слоем из ковровой мозаики с шириной шва 6 мм — 7 см и 6%. Поверхностная гидрофобизация панели без отделочного слоя в достаточной мере защища-
ет от увлажнения в течение 4 ч, однако после 12 ч увлажнения происходит интенсивное впитывание влаги. Наиболее надежно обеспечивает от увлажнения внутренние слои панели глубинная гидрофобизация ее поверхностного слоя, сохраняющая свои защитные качества в течение более 72 ч увлажнения. При этом прирост влажности не превышает 2%.
7. В процессе эксплуатации водонепроницаемость защитных покрытий значительно ухудшается с появлением трещин в поверхностном слое изделий. Для слоя гидрофобного материала она обусловлена не только наличием в нем трещин, но и их глубиной и шириной раскрытия, поскольку в трещинах шириной менее 0,01 мм капиллярное противодавление в 2—3 раза превышает возможный гидростатистический напор при косых дождях. Таким образом, требуемую глубину пропитки гидрофобиза-тором можно получить на основании расчета возможных глубины и ширины раскрытия трещин в поверхностном слое материала панелей.
Трещинообразование— следствие деформаций растяжения, состоящих для каждого слоя материала панели из деформаций от нормативной нагрузки ен, температурно-климатической нагрузки етк н и усадочных деформаций, вызванных карбонизацией материала, а также колебаниями его температуры и влажности £|<»
Условие отсутствия трещин в бетоне без учета его ползучести имеет вид
Ехх = Вн + Ет.к.н + Ек + ет + Епр.п- (255)
Тогда условие отсутствия водопроницаемых трещин запишем так: епр.рКр, (256)
где ехх— сумммарная деформация слоя по сечению панели; епр р— предельная растяжимость материала; = PJPr— коэффициент раскрытия трещин; Рк = 2 cos 0/8тр — капиллярное противодавление в трещине шириной STp = enp.p//V; N — количество трещин на 1 погонный метр панели, устанавливаемое по данным натурных наблюдений и экспериментов; Рг — гидростатическое давление при косых дождях, равное 0,15 атм; о = 105-н 125° — угол смачивания для гидрофобных поверхностей.
Поскольку предельная растяжимость ячеистых бетонов колеблется от 0,12 до 0,25 мм/м, а количество трещин на 1 погонный метр — от 20 до 50, коэффициент раскрытия трещин может принимать значения от 0,2 для газозолобетонов до 3,6 для газобетонов. Получение при расчете значений Кр < 1 указывает на недопустимость образования трещин на глубине, большей толщины слоя гидрофобизованного бетона. В этом случае условие отсутствия водопроницаемых трещин совпадает с условием (255).
Таким образом, расстояние до слоя, в котором выполняется условие (255) дли (256), можно рассматривать как требуемую минимальную глубину гидрофобизации материала. Расчет по предлагаемой методике применительно к панели из газосиликата 7 = 800 кг/м3 толщиной 26 см, выполненный по наиневыгоднейшей суммарной эпюре деформаций [50], показал» что для надежной защиты от увлажнения атмосферной влагой панели из ячеистого бетона должны иметь поверхностный слой гидрофобного материала толщиной 1,5—2 см. Такая толщина может быть получена при глубинной гидрофобизации ячеистобетонных панелей.
Качество строительной продукции формируется и создается в процессе ее проектирования, заводского и построечного изготовления, а реализуется в* период эксплуатации. При этом принципиальную возможность получения требуемого качества обосновывают исходя из реальных методов производства изделий и действительных условий его эксплуатации с учетом эффективных способов повышения качества.
Рассматривая некоторые особенности создания и реализации качества ячеистобетонных ограждающих конструкций зданий» мы акцентировали внимание на этих наиболее важных, по нашему мнению, проблемах.
С точки зрения теории качества проведенный анализ эффективности процессов производства панелей из ячеистого бетона позволяет уточнить вероятную модель изготовления изделий и показывает пути реализации требуемого качества.
Список литературы
]. Материалы XXIV съезда КПСС. М., Политиздат, 1971. 320 с. 2. Материалы XXV съезда КПСС. М., Политиздат, 1976. 256 с. 3. Авиром Л. С. Надежность конструкций сборных зданий и сооружений. М., Стройиздат, 1971. 354 с. 4. Адамовский В. И., Поляк М. Л. Ратманский А. А. Экспресс-метод определения равновесной влажности.— «Строит, материалы», 1973, № 3, с. 34—35. 5. Адлер Ю. П., Маркова Е. В., Грановский Ю. В, Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М., «Наука», 1976. 278 с. 6. Аксельруд Г, А., Лысянский В. И. Экстрагирование (система твердое тело — жидкость). Л., «Химия», 1974. 253 с. 7. Альтшулер М. А., Сисин В. Д., Дерягин Б. В. Об учете стадии пропитки в процессах диффузионного извлечения из пористых материалов.— «Докл. АН СССР», 1970, т. 193, с. 397—399. 8. Александров Г. Г. О пределе капиллярной конденсации в гидрофильном и гидрофобном материале.— Реф. информ, о законченных науч.-исслед. работах в вузах УССР. Вып. 10, Киев, 1976, с. 8. 9. Александров Г. Г. Исследование процесса гидрофобизационной пропитки ячеистого бетонаВ кн.: Физика. Л., «Наука», 1973, с. 25. 10. Александров Г. Г., Качура Б. А., Полевик В. И. Совершенствование технологии производства защитно-декоративных покрытий из плитки «ириска» на ячеистобетонных ограждающих конструкциях.—В кн.: Промышленность автоклавных материалов и местных вяжущих. Вып. II. М., 1972, с. 7. II. Александров Г, Г., Качура Б. А. К сравнению кинетики десорбции в ограждающих конструкциях при температурном и ветровом воздействиях.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 6. Харьков, 1971, с. 68. 12. Алексеев С. Н., Баранов А, Т., Степанов В. Ф. Сохранность арматуры в ячеистом бетоне.— В кн.: Вопросы технологии ячеистых бетонов и конст-струкций из них. М., Стройиздат, 1972, с. 92. 13. Анапольская Л. Е., Гаи-дии Л. С. Метеорологические факторы теплового режима зданий. Л., Гндро-метиоиздат, 1973. 238 с. 14. Антонов С. С., Караваев А. В., Мальцов К- А. Влияние водонасыщения на механические характеристики бетона и модельных материалов.— «Докл. АН СССР», 1971, т. 200, № 6, с. 1392—1395. 15. Астафьева В. Д. Некоторые физико-технические свойства пенобетона.— В кн.: Исследования по строительной теплофизике. М., Стройиздат, 1959, с. 115—124. 16. Ахумов Е. И. О переходе системы из метастабильного состояния в стабильное.— «Журн. неорганической химии», 1971, т. XVI, вып. 2, с. 291—294. 17. Ахумов Е, И. Исследование пересыщенных водных растворов солей,—«Тр. ВНИИГа», 1960, вып. XI, с. 3—127. 18. Ахумов Е. И., Пылкова Е. В. Растворимость и пересыщение в системе сульфат натрия — вода при высоких температурах.— В кн.: Термодинамика и строение растворов. М., Изд-во МГУ, 1959, с. 34—37.19. Баларев X. Некоторые свойства пересыщенных растворов и его кристаллогидратов.—«Журн. общей химии», 1957, т. XXVII, вып. 1, с. 34—37. 20. Балалаев Г. А., Медведев В.М., Мо* щанский И. А, Защита строительных конструкций от коррозии. М., Стройиздат, 1966. 224 с. 21. Балоде Д. А. Исследование влажностного режима в первые годы эксплуатации наружных стен крупнопанельных жилых зда, ний с применением газобетона. Дис. на соиск. учен, степени канд, техн.
наук. М., 1971. 157 с. 22. Баранов А. Т., Ухова Т. А., Ахметов А. Р. Совершенствование методов испытания стойкости ячеистых бетонов.— В кил Совершенствование производства крупноразмерных изделий из бетонов, автоклавного твердения. М., Стройиздат, 1973, с. 161. 23. Баранов А. Т. Об оценке долговечности ячеистого бетона ограждающих конструкций.— «Строит, материалы», 1973, № 6, с. 32—33. 24. Баранов А. Т., Бахтияров К. И., Ухова Т. А. Влияние качества макропористой структуры ячеистого бетона на его прочность и морозостойкость.— В кн.: Вопросы технологии, ячеистых бетонов и конструкций из них. М., Стройиздат, 1976, с. 37—42. 25. Баранов А. Т.» Макаричев В. В. Состояние и перспективы развития производства и применения изделий из ячеистых бетонов с пониженной объемной массой.— В кн.: Ячеистые бетоны с пониженной объемной массой. М., Строй-издат, 1974, с. 4—9- 26 Баранов А. Т., Меркин А. П. Повышение эффективности и улучшение качества ячеистого бетона.— В кн.: Повышение эффективности и качества бетона и железобетона. Тезисы докл. VIII Всесоюз; конф, по бетону и железобетону. М., Стройиздат, 1977, с. 21—23. 27. Бату-нер Л. М., Позин М. Е. Математические методы в химической технике. Л.» «Химия», 1971. 822 с. 28. Беринг Б. П., Жуковская Е. Г., Рахмуков Б. X. Адсорбция в микропорах.— В кн.: Основные проблемы теории физической адсорбции. М., «Наука», 1970, с. 382—396. 29. Берлинер М. А. Измерение влажности. М., «Энергия», 1973. 400 с. 30. Бешелев С. Д., Гуревич Ф. Г Математико-статистические методы экспертных оценок. М., «Статистика», 1974. 159 с. 31. Биховскис А. Исследование формочных параметров и физико-механические свойства теплоизоляционного газосиликата.—
«Тр. ВГНИИСМа», 1964, вып. 1, с. 52—71. 32. Биркеланд Э. Навесные стены. М., Стройиздат, 1964. 89 с. 33. Бобров О. Д. Определение теплопроводности газосиликатов.— В кн.: Материалы второй научной конференции. Саратов, 1965. с. 25—27. 34. Боброва К. Н., Зезин В. Г. Экономическая эффективность легких ограждающих конструкций. М., Стройиздат, 1974. 98 с. 35. Богословский В. Н. Строительная теплофизика. М„ Стройиздат,. 1970. 374 с. 36. Болквадзе Л. С., Подобина Л. В. Основные свойства газосиликатного бетона из итавазских кварцево-полевошпатных песков.— «ТР. ТНИИСМа», 1970, вып. IV, с. 29—34. 37. Бойко М. Д. Диагностика, повреждений и методы восстановления эксплуатационных качеств зданий. М., Стройиздат, 1975. 295 с. 38. Бондаренко Г Н. Ячеистые бетоны на основе железосодержащих отходов ГОКов.—«Строит, материалы», 1973, № 1 Г, с. 25—27. 39. Браунфельд И. К. Влияние наружного отделочного слоя газобетонных панелей на теплопроводность.— В кн.: Вопросы проектирования и эксплуатации зданий и сооружений. Вып. I. Рига, 1973, с. 78—80. 40. Брет-шнейаер С. Свойство газов и жидкостей. М.-Л., «Химия», 1968. 637 с. 41. Брянцева Н. Ф. Свойства автоклавных ячеистых материалов из оленегорских кварцевых отходов и доломитовой извести.— В кн.: Комплексные исследования силикатного минерального сырья. Л., «Наука», 1970, с. 36—42. 42. Бутт Ю. М., Топильский Г. В., Горбань А. К. Исследование физико-химических процессов, протекающих при эксплуатации газобетона.— «Журн. прикл. химии», 1974, т. 47, № 4, с. 754—758. 43. Быков В. Т. Сорбционные свойства и структура отбеливающих земель. Владивосток, 1953, с. 12—23. 44. Валента О. Долговечность бетона.— В кн.: Пятый международный конгресс по химии цемента. М., Стройиздат, 1973, с. 288. 45. Васильев Б. Ф.. Натурные исследования температурно-влажностного режима крупнопанельных жилых‘зданий. М., Стройиздат, 1968. 156 с. 46. Васильева Г. В. О теплопроводности влажных пористых систем.— В кн.: Тепло- и массообмен. Вып. 3. Минск, 1968, с. 224—227. 47. Васьковский А. П., Златинская Т. В. Оценка влажности стен жилых зданий из газобетонных панелей.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1977, № 1, с. 51. 48. Важенин Б. В. Гистерезис льдистости и воздействие льда на стенки пор строительных материалов.— В кн.: Строительные материалы и бетоны. Челябинск, 1967, с. 88—94. 49. Вдовин М. Е. Формовочный конвейер для производства ячеистобетонных изделий.— «Строит, материалы», 1975, № 5, с. 32. 50. Вейден-баум Г. И. Характеристики деформативных свойств строительных материа
лов в зависимости от температуры и влажности.— В кн.: Научные труды НИИСФ. Вып. I (IX). М., 1969, с. 63. 51. Вербецкий Г. П. Прочность и долговечность бетонов в водной среде. М., Строй издат, 1976. 127 с. 52. Ви-шее А. П., Мухин В. 3. Пистолет-распылитель для нанесения карбонатно-силоксанового клея и других вязких композиций на поверхность изделий.— «Реф. информ. ЦБНТИ МПС». Сер. IV, 1976, вып. 9, с. 5. 53. Вознесенский И. Е. Расширение таблицы коэффициентов активности и осмотических коэффициентов водных растворов 150 электролитов при 25° С,—В кн.: Вопросы физической химии растворов электролитов. Л., 1968, с. 172—201. 54. Волженский А. В., Гладких К. В., Куранов В. П. Газозолобетонные стеновые панели в эксплуатационных условиях.— «Строит, материалы», 1974, № 3, с. 29—30. 55. Волженский А. В. Некоторые задачи дальнейшего совершенствования технологии и свойств бетонов автоклавного твердения.— «Тезисы докл. к Всесоюз. совещанию». М., 1973, с. 7. 56. Воронков М. Г., Шорохов Н. В. Водоотталкивающие покрытия в строительстве. Рига, Изд-во АН Лат. ССР, 1963. 215 с. 57. Гаевой А. Ф. Научно-технический прогресс в жилищно-гражданском строительстве. Харьков, «Вища школа», 1973. 192с. 58. Гаевой А. Ф. Механизация и автоматизация трудоемких процессов в строительстве. Харьков, «Прапор», 1975. 190 с. 59. Гаевой А. Ф. Эффективность стыков стеновых панелей с колоннами в промышленном строительстве.— «Пром, стр-во и инж. сооружения», 1967, № 1, с. 27. 60. Гончаров А. К. Исследование смещения нулевой изотермы в однослойной наружной стене.— К кн.: Практические задачи строительной теплофизики крупнопанельных зданий. М.» Стройиздат, 1966, с. 55. 61. Горчаков Г. И. Состав, структура и свойства цементных бетонов. М., Стройиздат, 1976. 282 с. 62. Горчаков Г. И. Повышение трещиностойкости и водостойкости легких бетонов для ограждающих конструкций. М., Стройиздат, 1973. 145 с. 63. Горчаков Г. И., Орентлихер Л. П., Алимов Л. А. Оценка капиллярного всасывания материалов.— «Строит, материалы», 1971, № 10, с. 32. 64. Горячев А. В. К вопросу распределения солей между паром и жидкостью в процессе испарения раствора.— «Журн. физ. химии», 1973, № 5, с. 1188—1193. 65. Горчаков Г. И., Орхентлихер Л. П. Абрамова П. С. Климатология и долговечность материала наружных ограждений.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1973, № 7, с. 87—91. 66. Горяйнов К. В., Нехорошее А. В., Счастный А. Н. Расчет с помощью ЭВМ температурных и влажностных полей, а также напряжений, возникающих при тепловлажностной обработке в процессе остывания бетонных изделий.— В кн.: Материалы IX науч.-техн. конф. М., 1972, с. 24—25. 67. Горяев Г. А., Дзнеиадзе Ж. И., Лобашев. К методике определения объемного веса пористых заготовок.— «Завод, лаб.», 1969, № 4, с. 479. 68. Грег С., Сниг К. Адсорбция, удельная поверхность, пористость. М., «Мир», 1970. 408 с. 69. Грушко И. М. Влияние увлажнения заполнителей на прочность бетона.— «Автомобильные дороги», 1961, № 9, с. 17. 70. Гудинавичюте Л„ Биховскис А. Исследование сорбционных свойств силикатобетона, изготовленного на молотом песке.— «Тр. ВНИИТеплоизоля-ция», Вильнюс, 1970, вып. 4, с. 152—157. 71. Даниэльс Ф., Альберти Р. Физическая химия. М., «Высшая школа», 1967. 778 с. 72. Дворядкин А. Т. Влияние различных температурно-влажностных условий на деформативность ячеистых бетонов.— «Строит, материалы», 1968, № 12, с. 19—20. 73. Девятова Н. К. Теплотехнические качества крупнопанельных домов со стенами из ячеистых бетонов.— В кн.: Исследования по микроклимату населенных мест и зданий и по строительной физике. М., НИИСФ, 1962, с. 124—138. 74. Дерягин Б. В., Альтшулер М. А. О влиянии физико-химических свойств защемленных газов на пропитку пористых тел.— «Докл. АН СССР», 1963, т. 152, Ks 4, с. 911—914. 75. Дерягин Б. В., Чураев Н. В. Новые свойства жидкостей. Сверхплотная вода (вода II.) М., Изд-во МГУ, 1971. 175 с. 76. Десов A. Е., Красильников К. Г., Цилосани 3. Н. Некоторые вопросы теории усадки бетона.— В кн.: Ползучесть и усадка бетона и железобетонных конструкций. М., Стройиздат, 1976, с. 78—91. 77. Дибров Г. Д., Остриков М. С., Печикин О. Я, Исследование внутренних напряжений в дисперсных структурах, развивающихся при замораживании.—«Докл. АН СССР», 1969, т. 187, № 2, с. 385—
388. 78. Дикун А. Д., Князева В. П., Меркин А. П. Исследование деструкции ячеистого бетона при увлажнении — высушивании.— «Бетон и железобетон», 1974, № 8, с. 37—42. 79. Дубровина И. И., Жуйкова Л. Ф. Влияние состава вяжущего и кремнеземистого компонента на физико-механические свойства ячеистого бетона.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1974, № 4, с. 78—80. 80. Дубинин М. М., Банаев В. А., Кадлец О. Основные свойства уравнения адсорбции теории объемного заполнения микропор.— «Докл. АН СССР», 1972, т. 205, Ns 3, с. 629. 81. Дульнев Г. И., Заричняк Ю. П. Теплопроводность смесей и композиционных материалов. Л., «Энергия», 1974. 264 с. 82. Домбровский А. В., Клаусон В. Р. Новое оборудование и технологические линии, используемые в проектах заводов изделий из ячеистого бетона.— «Строит, материалы», 1975, № 1, с. 37—38. 83. Егоров Г, А. О величине активной поверхности зерна пшеницы и физическом содержании этого термина.— «Изв. вузов. Пищевая технология», 1960, № 1. с. 52—56. 84. Емельянов А. А. Влияние ветра на температурные деформации и напряжения в ограждающих конструкциях зданий».— «Пром, стр-во», 1968, № 4, с. 20—22. 85. Есипович И. М. Современное технологическое оборудование для производства изделий из ячеистых бетонов.— «Тезисы докл. к Всесоюз. совещанию», М., 1973. с. 17—19. 86. Жаров Е. Ф., Бочаров В. К, Мордасова Г. И. Влияние комплексной добавки на свойства ячеистого бетона.— «Реф. информ. ВНИИЭСМ, 1974, вып. 5, с. 36—38. 87. Железный В. И. Влияние гидрофобизации на некоторые свойства ячеистых бетонов.— В кн.: Практические задачи строительной теплофизики крупнопанельных зданий. М., Стройиздат, 1966, с. 68—81. 88. Железный В. И. Исследование некоторых свойств ячеистых бетонов, гидрофобизованных кремнийорганическими соединениями. Дис. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., НИИСФ, 1965, 357 с. 89. Жигалов И. И. Расчет температурно-влажностного режима панелей из газосиликата.— В кн.: Практические задачи строительной теплофизики крупнопанельных зданий. М., Стройиздат, 1966, с. 93—99. 90. Жодзши-ский И. Л. Условия улучшения эксплуатационных качеств ограждающих конструкций промзданий из ячеистых бетонов.— «Пром, стр-во», 1971, № 10, с. 27—30. 91. Заварина М. В. Строительная климатология. Л., Гидрометео-издат. 1976. 311 с. 92. Золотарев М. А., Круглова А. И. Количество переходов температуры воздуха через 0°С на территории СССР.— «Докл. и сообщения ВНТС. Совершенствование крупнопанельного домостроения в районах распространения вечномерзлых грунтов и сурового климата». М„ 1969, с. 120—124. 93. Иванова М. В., Реморова М. Б. Влияние карбонизации на физико-механические свойства автоклавного газобетона.— «Сб. науч. тр. Кузбасса политехи, ин-та», Кемерово, 1973, № 58, с. 21—27. 94. Ильинский Г. А. Определение плотности минералов. Л., «Недра», 1975. 118 с. 95. Ильинский В. М. Проектирование ограждающих конструкций зданий с учетом физико-климатических воздействий. М., Стройиздат, 1964. 237 с. 96. Иноземцева А. С., Шепетова И. М. Проектирование и строительство каркасных жилых и общественных зданий. Киев, НИИНТИ, 1974. 145 с. 97. Исследование теплофизических характеристик ячеистых бетонов в зависимости от их капиллярно-пористой структуры. Б196038, М., ВИНТИ, 1972. 572 с. 98. Инструкция по определению сорбционной и десорбционной влажности ячеистых бетонов. Минпромстрой СССР (ВСН-09-73), М., 1973. 59 с. 99. Исследование теплозащитных качеств совмещенной кровли и стен жилых домов № 32, 33, 34 по ул. Коммунальной в г. Харькове. Б36851, М., ВИНТИ, 1974. 120 с. 100. Казанский В. М. Классификация влаги по формам и видам связи с цементным камнем с учетом его пористой структуры и химического состава.— «Тезисы докл. на совещании по фильтрации воды через бетонные конструкции и сооружения», Тбилиси, 1969, с. 4—5. 101. Казанский В. М. О температурной зависимости потенциала переноса влаги капиллярно-пористых тел.— «Инж. физ. журн.», 1965, т. 7, с. 211—215. 102. Казанский В. М., Луцик /7. П., Казанский М. Ф. Об энергетической связи пленочно-менисковой влаги в макропорах дисперсного тела.— «Инж. физ. журн.», 1969, т. 16, Ns 5, с. 798— 803. 103. Казанский В. М., Лейрих В. Э. Дифференциальные теплоты обезвоживания гидросульфоалюмината кальция.— «Изв. вузов. Химия и хим. тех
нология», 1969» № 10, с. 1406—1409. 104. Казанский В, М. О термодинамических обоснованных условиях применения метода термограмм сушки.— «Инж. физ. журн.», 1973, т. 25, № 3, с. 419—423. 105. Карякин А. В., Кри-венцова Г. А. Состояние воды в органических и неорганических соединениях. М., «Наука», 1973. 174 с. 106. Кафаров В. В., Ветохин В. Н., Бояринов А, И. Программирование и вычислительные методы в химии и химической технологии. М., «Наука», 1972. 487 с. 107. Качура Б. А, К повышению точности измерения массы на весах с магнитной подвеской образца.— «Завод, лаб.», 1974, т. 40, Кг 6, с. 713—714. 108. Качура Б. А., Шевченко В. П., Полевик В. И. Ускоренное определение водопоглощения ячеистого бетона.— В кн.: Общие вопросы строительства. Вып. 12. М., ЦИНИСиА, 1973, с. 8. 109. Качура Б. А., Хренов В. А. Влагосодержание ограждающих конструкций из ячеистого бетона.— «Реф. информ. ВНИИЭСМ. Сер. Промышленность авто* клавных материалов и местных вяжущих». М., 1973, вып. 2, с. 11—14. 110. Качура Б. А. Теоретические аспекты определения глубины капиллярной пропитки строительных материалов.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 8. М., 1975, с. 150—153. 111. Качура Б. А. Поиск оптимальной продолжительности водонасыщения ячеистого бетона при определении его водопоглощения термоградиентным способом.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 7. М., 1972, с. 76. 112, Качура Б. А. Определение послойного распределения влаги в ячеистых бетонах.— «Реф. информ, о законченных науч-исслед. работах в вузах УССР», 1974, вып. 8, с. 52. 113. Качура Б. А, К описанию термодинамических параметров воздуха, защемленного в капиллярно-пористых строительных материалах.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 8. М., 1975, с. 149—150. 114. Качура Б. А. Прочность ячеистого бетона на сорбционной и сверхсорбционной стадиях влагосодержания.— «Реф. информ. Минвуза УССР», Киев, 1976, № 10, с. 83. 115. Качура Б. А. Повышение эффективности измерения послойного влагосодержания материала ограждающих конструкций радиоизотопным методом.— В кн.: Физика. Л., 19^3. с. 31—34. 116. Качура Б. А. Определение равновесной влагоемкости ячеистых бетонов расчетными методами.— «Тезисы докл. и сообщений науч.-техн. конф. «Прогрессивные конструктивные решения в промышленном и гражданском строительстве Харьковской области», Харьков, 1970, с. 200. 117. Качура Б. А. Инструкция по определению сорбционной и десорбционной влажности ячеистого бетона.— «Реф. информ. ВНИИЭСМ», М., 1974, № 6, с. 9. 118. Качура Б, А. Эмпирические уравнения изотермы сорбции пенс- и газобетона.— Реф. сб. «Межотраслевые вопросы строительства. Отечественный опыт». М.» ЦИНИСиА, 1972, № 12, с. 50—52. 119. Качура Б. А. Анализ сорбционной влажности ячеистых бетонов.— «Реф. информ, о законченных науч.-исслед, работах в вузах УССР», 1974, вып. 8, с. 53. 120. Качура Б. А., Шевченко В. П. О точности дозировки водно-солевых растворов для определения сорбционной влажности ячеистых бетонов. Вопросы теории и технологии железобетона.— «Тезисы докл. VII Всесоюзн. конф, по бетону и железобетону». Харьков, 1972, с. 139—140. 121. Качура Б. А. Удельная поверхность ячеистых бетонов как критерий их морозостойкости.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 6. Харьков, 1971, с. 67—68. 122. Квливидзе В. И., Киселев В. Ф., Ушакова Л. А. О существовании квазижидкой пленки на поверхности льда.— «Докл. АН СССР», 1970, т. 191, с. 1088—1090. 123. Кельцев Н. В. Основы адсорбционной техники. М., «Химия», 1976. 511 с. 124. Киселев В. Ф. О границах между физической и химической адсорбцией. В кн.: Основные вопросы теории физической адсорбции. М., «Наука», 1970, с. 152—161. 125. Киригин-цев А. п., Лукьянов А. В. Термодинамические характеристики насыщенных водных растворов солей.— «Журн. неорганической химии», 1967, т. XII, вып. 7, с. 2032—2035. 126. Киркинский В. П. Об аналогии некоторых свойств веществ в тонких пленках и при отрицательной температуре.— «Докл. АН СССР», 1970, т. 192, № 2, с. 361. 127. Колесников В. П. Стойкость бетонов при переменном замораживании и оттаивании и ее теоретическая оценка.— «Науч, тр. НИИСФ. Строительная теплофизика», М., 1971, вып. 2, с. 80—86. 128. Колмогоров А. П., Ефименко П. л. Поверхностная и объемная гидрофобиза-ция бетона кремнийорганической жидкостью —«Тр. Кузбасск, ВЗИСИ», 1972,
с. 112—119. 129. Колотилкин Б. М. Долговечность жилых зданий. М., Стройиздат, 1965. 254 с. 130. Козлов Б. Л.. Ушаков И. Л. Справочник по расчету надежности аппаратуры радиоэлектроники и автоматики. М., «Энергия», 1975. 312 с. 131. Конюкова Л. Г„ Орлова В. В., Швер Ц. А. Климатические характеристики СССР по месяцам. Л., Гидрометиоиздат, 1971. 144 с. 132. Коптев Д. В., Бухонцев Е. Н. Рациональный способ удаления стружки и пыли при фрезеровании газобетонных изделий.— «Строит, материалы», 1976, № 5, с. 27. 133. Косточкина Т. В. Механизированные конвейерные линии отделки укрепленных стеновых панелей из ячеистого бетона. М., ВНИИЭСМ, 1974. 57 с. 134. Книгина Т. И. Сорбционные свойства строительных материалов.— «Тр. НИИМосстрой», М., 1969, с. 168—174. 135. Круглова А. И. Климат и ограждающие конструкции. М., Гидрометеоиздат, 1970. 166 с. 136. Круглова А. И Рассеянная солнечная радиация на вертикальные поверхности ограждающих конструкций различной ориентации.— В кн.: Практические задачи строительной теплофизики крупнопанельных зданий. М., Стройиздат, 1966, с. 5. 137. Кривицкий М. Я., Левин Н. И., Макаричев В. В. Ячеистые бетоны (технология, свойства и конструкции). М., Стройиздат, 1972. 247 с. 138. Кривицкий М. Я., Кавтарадзе Т. С., Чехний В. П. Усадка газобетона при различных способах автоклавной обработки.— В кн.: Ячеистые бетоны с пониженной объемной массой, М., Стройиздат, 1972, с. 43—46. 139. Куатбаев К. К., Ковалева Р. В. Физико-технические свойства силикатного бетона для оросительных сооружений.— «Тр. Алма-Атинского НИС и проектного ин-та строит, материалов», Алма-Ата, 1969, вып. 9, с. 26—40. 140. Куатбаев К. К., Ройзман А. А. Ячеистые бетоны на малокварцевом сырье. М., Стройиздат, 1972. 197 с. 141. Куатбаев К. К. Долговечность автоклавных силикатных материалов на основе различных видов кремнеземистого компонента и вяжущих.— «Тр. Алма-Атинского НИС и проектного ин-та строит, материалов», Алма-Ата, 1969, вып. 9, с. 218—225. 142. Кузнецов Б. М., Коровкевич В. В. Перспективы применения изделий из автоклавных бетонов в жилищно-гражданском строительстве.— «Тезисы докл. к Всесоюз. совещанию», М., 1973, с. 17. 143. Лай-виньш Э. Я., Лаце Г. X. Влияние структуры на теплопроводность газобетона.— В кн.: Исследования по механике строительных материалов и конструкций. Рига, 1967, с. 70—80. 144. Левин И. И. Механические свойства блоков из ячеистых бетонов. М., Стройиздат, 1960. 141 с. 145. Литтл Л. Инфракрасные спектры адсорбированных молекул. М., «Мир», 1969. 513 с. 146. Литвинова 7\ А. Фазовый состав воды строительных материалов при отрицательных температурах.— В кн.: Успехи строительной физики в СССР. М., Стройиздат, 1967, с. 38—45. 147. Логинов В. С., Жуков Г. Б. Исследование прочности бетона, обработанного инфракрасными лучами.— «Бетон и железобетон», 1974, № 11, с. 15—16. 148. Лукьянов В. И., Франчук А. У. Расчет увлажнения наружных ограждений косыми дождями.— «Науч. тр. НИИСФ», М., 1971, вып. 2, с. 212. 149. Лыков А. В. Теория сушки. М., «Энергия», 1968. 471 с. 150. Маклакова Т. Г. Физико-технические свойства крупнопанельных жилых зданий. М., Стройиздат, 1966. 156 с. 151. Максимова И. И., Ованесьян К. К., Бул-лан В. А. Исследование физико-химических свойств водных растворов серной кислоты и гидроокиси калия при низких температурах.— «Журн. прикл. химии», 1972, № 10, с. 2173—2176. 152. Маховер О. М. Определение влажностных характеристик материалов ограждающих конструкций зданий без нарушений их целостности. Дис. на соиск. учен, степени канд. техн. наук. М., 1965. 191 с. 153. Маламедов И. М. Физические основы надежности. Л., «Энергия», 1970. 151 с. 154. Меркин А. П., Бруссер М. И., Князева В. П. Структурные изменения ячеистых бетонов при испытании на морозостойкость.— «Бетон и железобетон», 1974, № 11, с. И—12. 155. Меркин А. П., Вагина Л. Ф., Холманских Н. А. Влияние гранулометрического состава алюминиевых порошков на кинетику газовыделения и свойства поризованных бетонов.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1971, № 9, с. 67—71. 156. Меркин А. П., Филин А. П., Земцов Д. Г. Формирование макроструктуры ячеистых бетонов.— «Строит, материалы», 1963. № 12, с. 29—31. 157. Меркин А. П„ Дикун А. Д., Князева В. П. Исследование деструкции ячеистого бетона при увлажнении — высушивании.— «Бетон и железобетон», 1974, № 8, с. 36—38. 158. Методы
обработки результатов наблюдений при измерениях.— «Тр. метролог, ин-тов СССР*. М.-Л„ 1972, вып. 134, с. 116. 159. Методика изучения равновесной влажности семян. М.» «Колос*, 1964. 72 с. 160 Микли Л. И. Обследование конструкций из плотного и ячеистого силикатного бетона, используемых в строительстве гражданских и промышленных зданий октябрьской железной дороги.— «Науч. техн, отчет НИПИСиликатобетон», Б129723. 1971, С. 173. 161. Микулин Г. И. О некоторых методах расчетного определения плотности и теплоемкости смешанных растворов электролитов.— В кн.: Вопросы физической химии растворов электролитов. Л., «Химия*, 1968, с. 401—415. 162. Ми-ниович Л. М. О гигроскопических свойствах материалов и равновесной влажности.— В кн.: Техника сушки. М., Стройиздат, 1937, с. 273. 163. Мирер М. К вопросу об изучении влияния влажности на коэффициент теплопроводности строительных материалов.— «Тр. ВГНИИСМ», Вильнюс, 1964, вып. 1, с. 88— 91. 164. Мирошников А. Д. Модернизация резательной машины СМ-1211 для изготовления изделий из ячеистого бетона.—«Строит, материалы*, 1976, № 5, с. 12—15. 165. Михайлов А. В. Прочность бетона в зависимости от его влагосодержания .— «Бетон и железобетон». 1974, № 2, с. 19. 166. Мищенко К. П. Термодинамические свойства воды в растворах электролитов.— В кн.: Термодинамика и строение растворов. М., Изд-во МГУ, 1959, с. 97—105. 167. Моги-лат А. П. Теплоустойчивость полносборных наружных стен при воздействии солнечной радиации. Харьков, Изд-во ХГУ, 1967. 135 с. 168. Морозов Н. В., Тачкова Н. А. Влияние структуры легких бетонов на характер зависимости теплопроводности от влажности.— «Строит, материалы*, 1968, № 10, с. 20— 22. 169. Москвин В. М. Стойкость бетона и железобетона при отрицательной температуре. М., Стройиздат, 1967. 212 с. 170. Мухин В. 3. Совершенствование производства изделий из ячеистого бетона.— «ЦБНТИ Минпромстроя СССР», М., 1973, с. 9. 171. Мчедлов-Петросян О. П., Бутт Ю. М., Сата-рин В. И. Пятый международный конгресс по химии цемента. М., Стройиздат. 1973. 479 с. 172. Натурные исследования крупнопанельных изделий.— «Сб. науч. тр. ЛенЗНИИЭП». Л., 1975, с. 77. 173. Нейман А. Г., Розенфельд Л. М. Деформированные свойства ячеистых бетонов, изготовленных по литьевой и вибрационной технологии.— В кн.: Вопросы технологии ячеистых бетонов и конструкций из них. М., Стройиздат, 1972, с. 57—61. 174. Неренст П. Воздействие мороза на бетон.— В кн.: Четвертый международный конгресс по химии цемента. М., Стройиздат, 1964, с. 520—539. 175. Несис Б. И. Кипение жидкостей. М., «Наука», 1973. 279 с. 176. Непомнящий С. Ф., Соловьева М. П., Строганова Л. Л. Влажностные характеристики ячеистых безцементпых бетонов.— В кн.: Практические задачи строительной теплофизики крупнопанельных зданий. М., Стройиздат, 1966, с. 52. 177. Новиков Б, А., Масленникова Г. П. О характере зависимости прочности ячеистых бетонов от влажности.— В кн.: Ячеистые бетоны с пониженной объемной массой. М., Стройиздат, 1974, с. 52—62. 178. Новиков Б. А. О точности оценки объемного веса ячеистого бетона.— В кн.: Вопросы технологии ячеистых бетонов и конструкции из них. М., Стройиздат, 1972, с. 4—15. 179. Новикова А. Н., Добрынин Е. Н. Физико-технические свойства и долговечность ячеистого бетона пониженной объемной массы.— В кн.: Совершенствование производства крупноразмерных изделий из бетонов автоклавного твердения. М., Стройиздат, 1973, с. 163—166. 180. Никитина Л. М. Таблицы равновесного удельного влагосодержания и энергии связи влаги с материалом. М,—Л., Госэнергоиздат, 1963, с. 9—77. 181. Олейникова Н. А.. Зеленый И. И. Изготовление и монтаж пеносиликатных панелей. Харьков, «Прапор*, 1968. 53 с. 182. Остриков М. С., Дибров Г. Д. О деформациях и разрушениях силикагеля под давлением капиллярных сил, развивающихся в процессе увлажнения и высыхания.— В кн.: Физико-химическая механика дисперсных структур. М., «Наука», 1966, с. 32—38. 183. Панин А. С. Гидрофобный пористый слой и его строительные свойства.— В кн.: Гидро- и теплоизоляционные материалы и конструкции. М., ВНИИСТ, 1955, с. 78—85. 184. Панов В. С. Статистические методы контроля технологических процессов производства ячеистых бетонов.— «Информ, листок ЦИНИС», М., 1972, № 84 (186), с. 5—7. 185. Пащенко А. А., Воронков М. Г., Ласская Е. М. Гидрофобизация. Киев, «Наукова думка», 1973.
278 с. 186. Пермяков С. И. Длительность удаления избыточной влаги из наружных стен зданий в условиях эксплуатации.— «Науч. тр. НИИСФЮ», М.» 1971, вып. 2, с. 83—91. 187. Пермяков С. И., Телегина И. Д. Экспериментальное исследование влажностного режима фрагментов наружных стен промышленных зданий с высокой влажностью внутреннего воздуха.— «Науч. тр. НИИСФ», М., 1971, вып. 2. с. 70. 188. Печикин О. Я. Оценка напряженного состояния бетонов при замораживании.— «Бетон и железобетон», 1974, № И, с. 3—4. 189. Подателев В. П. Исследование способов повышения трещиностойкости и снижения влажности панелей из газобетона. Б143972. М„ ВИНТИ, 1971. 215 с. 190. Подвальный А. М. Разрушение нагруженного бетона в коррозионной среде.— В кн.: Защита строительных конструкций зданий от коррозии. М., Стройиздат, 1973. с. 112—117. 191. Подо-бина Л. В. Пористость спонголитового газосиликата.— «Тр. ТГНИСИСМа», Тбилиси, 1967, вып. 11, с. 93—100. 192. Поликанов М. В. О равновесной влажности ограждающих конструкций зданий как функции расчетных климатических параметров.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1962, № 6, с. 158—169. 193. Пособие по проектированию ограждающих конструкций зданий. М. Стройиздат, 1967. 297 с. 194. Пивоварова 3. И. Радиационные характеристики климата СССР. Л., Гидрометеоиздат. 1976. 325 с. 195. Попов В., Кантер И., Кривоносов А. Експлуатаншн! якосп стшових панелей з пропареного газошлакобетону. «Буд1вельш матер1али i конструкцп», 1971, № 4, с. 13—14. 196. Прок А. Ю. Влияние зимней солнечной радиации на процесс теплопередачи через ограждающие конструкции.— «Учен. зап. ДВТУ», Владивосток, 1973, вып. 1, с. 157—163. 197. Путилов К. А. Термодинамика. М., «Наука»,' 1971. 374 с. 198. Разработка временных технических условий на методы ускоренных испытаний ячеистых бетонов. Б380863. М., ВИНТИ, 1975. 576 с. 199. РацБ.В., Резник С. Д. Экономичность отделки панелей из ячеистого бетона различными фактурными слоями.— В кн.: Материалы четвертой конф, по ячеистым бетонам. Саратов-Пенза, 1969, с. 467—470. 200. Ребиндер П. А. Физико-химическая механика. Сер. IV, № 39, 40. М., «Знание». 1958, с. 39—53.201. Резник Ф. Я. Техника изопиестического определения давления пара растворов электролитов.— В кн.: Вопросы физической химии растворов электролитов. Л., «Химия», 1968, с. 222—237. 202. Рекомендации по определению технических свойств и долговечности отделки фасадной поверхности ячеистобетонных стен (комплексная методика). Свердловск, 1973. 27 с. 203. Рид Р., Шервуд Т. Свойства газов и жидкостей. Л., «Химия», 1971. 715 с. 204. Розенталь К. К., Алексеев С. Н. Изменение структуры пор бетона в результате карбонизации.— В кн.: Коррозия бетона в агрессивных средах. М., Стройиздат, 1971, с. 137—141. 205. Розенфельд Л. М., Васильева Т. Д. Способ объемной гидрофобизации газобетона.— В кн.: Ячеистые бетоны с пониженной объемной массой. М., Стройиздат, 1974, с. 17—25. 206. Розенфельд Л. М„ Беньялинович И. М., Березин Н. И. Влияние синтетических смол и кремнийорганических соединений на свойства газошлакобетона.— В кн.: Повышение долговечности панелей из ячеистого Сетона. М., Стройиздат, 1965, с. 35—41. 207. Розенфельд Л. AL, Васильева Т. Д., Павловский Л. Д. Исследование атмосферостойкости газобетонов с объемной массой 550—600 кг/м3 на основе различных вяжущих.— В кн.: Ячеистые бетоны с пониженной объемной массой». М.. Стройиздат, 1974, с. 4—9. 208. Розенфельд Л. М., Нейман Д. Т„ Скубаренко Н. Н. К вопросу долговечности стеновых панелей из ячеистого бетона.— В кн.: Материалы четвертой конф, по ячеистым бетонам. Саратов-Пенза, 1969, с. 524—529. 209. Руководство по определению экономически целесообразного сопротивления теплопередаче стен и покрытий производственных зданий. М., Стройиздат, 1976. 43 с. 210. Румшиский Д. 3. Элементы теории вероятностей. М., «Наука», 1976. 238 с. 211. Русанов Д. И. О влиянии плотности растворителя на растворимость.— «Журн. физ. хим.», 1972, т. XVI, вып. 3, с. 750—752. 212. Сабаляусиас И. И., Станкявичус В. И. Особенности определения ч оценки теппофизических характеристик ячеистых бетонов.— «Строит, материалы», 1964, Ns 9, с. 11 — 12. 213. Саввина 10. А., Казанский В. М. К исследованию бетонов с различными видами дисперсных
структур и формами связи влаги в цементном камне.— «Коллоидный журн.», 1970, т. XXXII, № 3, с. 378—385. 214. Салиджанов С. Б., Туляганова С. 3. Исследования атмосферостойкости ячеистого бетона в климатических условиях Узбекистана.— В кн.: Материалы четвертой конф, по ячеистым бетонам. Саратов-Пенза, 1969, с. 488—491. 215. Сарахов А. И. Весы в физикохимических исследованиях. М., «Наука», 1968. 228 с. 216. Сахаров Г. П., Ко-ниенко П. В. Образование оптимальной структуры ячеистого бетона.— «Строит. материалы», 1973, № 10, с. 39—42. 217. Сборник изменений, поправок и дополнений к I, II и III частям Строительных норм и правил (СНиП). М., Стройиздат, 1975. 48 с. 218. Серебровский Ф. Л. Аэрация жилой застройки. М.» Стройиздат, 1971. ПО с. 219. Силаенков Е. С. Долговечность крупнопанельных изделий из автоклавных ячеистых бетонов. М., Стройиздат, 1964. 196 с. 220. Силаенков Е. С., Засепская Р. И. Состояние и задачи исследований в области производства изделий из объемногидрофобизованных ячеистых бетонов.— В кн.: Совершенствование производства крупнопанельных изделий из бетонов автоклавного твердения. М., ВНИИСтром, 1973, с. 166— 169. 221. Силаенков Е. С., Михалко В. Р., Удачкин И, Б. Защита цокольных панелей от увлажнения пропиткой петролатумом.— В кн.: Повышение долговечности панелей из ячеистых бетонов. Уральский ПромстройНИИпроект. М., 1965, с. 144—156. 222. Силаенков Е. С., Гришко Н. М., Шубина Л. П. Влияние косых дождей на влажность стен из ячеистых бетонов.— В кн.: Повышение долговечности бетонов. М., Стройиздат, 1965, с. 158—169. 223. Силаенков Е. С., Захарикова Г. М., Беньяминович И. М. Результаты обследования конструкций из ячеистобетонных панелей в зданиях с повышенными тепловыделениями.— «Пром, стр-во», 1967, № 9, с. 24—27. 224. Силаенков Е. С., Михалко В. Р., Удачкин И. Б. Защита от увлажнения панелей из ячеистого бетона в цокольной части стен.— «Пром, стр-во», 1968, № 12, с. 36—38. 225. Силаенков Е. С., Гршико Н. M.t Михалко В. Р. Нормирование водозащитных свойств отделочных покрытий фасадной поверхности панелей из ячеистых бетонов.— В кн.: Методы испытаний и оценка долговечности ячеистых бетонов и панелей из них. Вып. 20. Свердловск, 1968, с. 76—93. 226. Силаенков Е. С., Тихомиров Г. В., Удачкин И. Б. Методика определения некоторых свойств автоклавных ячеистых бетонов.— В кн.: Методы испытаний и оценка долговечности бетонов и панелей из них. Вып. 20. Свердловск, 1968. с. 5—7. 227. Силаенков Е. С. Некоторые вопросы оценки долговечности автоклавных ячеистых бетонов.— Тр. проектного и НИИ Уральского Пром-стройНИИпроекта», 1970, №24, с. 63—70. 228. Силаенков Е. С., Гонтарь Ю. В., Удачкин И. Б. Пароизоляция панелей из ячеистого бетона для стен зданий с влажным микроклиматом.— «Пром, стр-во», 1972, № 2, с. 32—33. 229. Синицын А. П. Расчет конструкций на тепловой удар. М., Стройиздат, 1971. 230 с. 230. Сорокер В. И., Егудас Г. Г., Березин Н. Н. О стойкости газо-шлакопемзобетоноз автоклавного твердения при попеременном водонасыще-нии и высушивании.— В кн.: Строительные материалы и бетоны. Вып. 3. Челябинск, 1970, с. 64—66. 231. Спирс Н. С. Соотношение концентраций и давлений в водных насыщенных растворах солей.— «Журн. физ. химии», 1962, т. XXXVI, вып. 10, с. 2256. 232. Спиридонов В. П„ Лопаткин А. А. Математическая обработка физико-химических данных. М., Изд-во МГУ. 1970. 375 с. 233. Справочник по климату СССР. Ч. 4. Л., Гидрометеоиздат, 1968. 473 с. 234. Справочник по климату СССР. Ч. 1. Солнечная радиация, радиационный баланс и солнечное сияние. Вып. 1—34. Л., Гидрометеоиздат, 1966— 1968. 512 с. 235. Станкявичус В. И., Сабаляускас И. И., Пенорт А. В. Структура крупных элементов из газобетона и газосиликата.— «Бетон и железобетон», 1966, № 7, с. 31. 236. Сотская X. Н., Кузнецов А. С. Обработка результатов лабораторных измерений. Минск, «Вышэйшая школа», 1971. 97 с. 237. Справочник по растворимости солевых систем. Т. 4. Л., 1963. 517 с. 238. Справочник экспериментальных данных по растворимости солевых систем. Т. 3. Двухкомпонентные системы. Элементы 1 группы и их соединения. Л., 1961. 485 с. 239. Сухоруков Ю. М., Хитрое В. Т., Франк Г. А. К вопросу о коррозийной стойкости легких бетонов.— В кн.: Легкие и силикатные бетоны. Минск, «Вышэйшая школа», 1969, с. 116—122. 240. Суворов А. В. Равно-
весне диссоциации в парах серной кислоты.— «Журн. неорганической химии», 1965, т. X, вып. 6, с. 1027—1029. 241. Троцко Т. Т. Исследование долговечности автоклавных ячеистых силикатных бетонов.— В кн.: Легкие и силикатные бетоны. Минск, «Вышэйшая школа», 1969, с. 221—229. 242. Ушеров-Мар-шак А. В., Шевченко В. П., Качура Б. А. К методике определения водопоглощения ячеистых бетонов.— В кн.: Сборник сообщений о научно-исследовательских и экспериментально-конструкторских работах Харьковского строительного техникума. Харьков, 1972, с. 26—34. 243. Ухова Т. А., Баранов А. Т., Усова Л С. Качество макропористой структуры и прочность ячеистого бето-' на.—В кн..- Ячеистые бетоны с пониженной объемной массой. М., Стройиздат, 1974, с. 32—39. 244. Федынин Н. И„ Баландин Г. П., Иванов И. А. Некоторые итоги исследования газобетона с рациональной гранулометрией сырьевой смеси.— В кн.: Материалы четвертой конф, по ячеистым бетонам. Саратов-Пенза, 1969, с. 150—165. 245. Федин А. А., Дворядкин А. Т. Исследование качества пористой структуры ячеистых бетонов методом воздухопроницаемости.— В кн.: Исследования по цементам и силикатным бетонам. Вып. 4. Воронеж, 1970, с. 44—54. 246. Федыкин И., Пак Н. Увлажняемость и теплопроводность газобетона.— «Жилищное стр-во», 1968, № 8, с. 13—14. 247. Ф ед оде-ев В. И. Перераспределение влаги в поровом пространстве материалов при фазовых переходах вода — лед.— В кн.: Материалы науч. конф, молодых науч, работников. М., 1970, с. 68—73. 248. Федыкин Н. И., Баландин Г. П. Результаты натурного обследования стеновых панелей из ячеистого бетона.— «Пром, стр-во, 1969, № 3, с. 41—43. 249. Федин А. А., Чернышев Е. М. Влияние состава сырьевой шихты на структуру цементирующих веществ и физикомеханические свойства силикатного ячеистого бетона.— В кн.: Исследования по цементным и силикатным бетонам. Вып. 4. Воронеж, 1970, с. 15—30.
.250. Федин А. А., Погреб нова Л. Б., Зуев Б. М. Натурные исследования состояния жилых домов и эксплуатационных качеств ограждающих конструкций из газосиликата.— В кн.: Исследования по цементным и силикатным бетонам. Вып. 4. Воронеж, 1970, с. 3—13. 251. Фискинд Е. С„ Кобринский Г. С. Дисковая распиловка ячеистобетонных массивов после автоклавной обработки.— «Строит, материалы», 1976, № 7, с. 21—22. 252. Фокин К. Ф. Строительная теплотехника ограждающих частей здания. М., Стройиздат, 1973. 285 с. 253. Франчу к А. У. Таблицы теплотехнических показателей строительных материалов. Л., Стройиздат, 1949. 120 с. 254. Франчук А. У. Вопросы теории и расчета влажности ограждающих частей зданий. М., Госстройнздат, 1953. 176 с. 255. Хамский Е. В Пересыщенные растворы. Л., «Наука», 1975. 99 с. 256. Хайруллин К, Ш. Оттепели на территории СССР. Л., Гидро-метеоиздат, 1969 87 с. 257. Хазанов Ю. С. Статистика. М.» «Статистика», 1974. 124 с. 258. Хверенцас Т. С., Саснаукас К. И. Снижение содержания влаги в ячеистом силикатобетоне.— «Науч, труды вузов Лит. ССР. Химия и хим. технология». 1970, № 12, с. 76—80. 259. Хлевчук В. Р. Влажностный режим керамзитобетонных панелей крупнопанельных зданий.— «Науч, труды НИИМосстроя». Вып. 3. М., 1966, с. 168—178. 260. Хмелюк К. Д.> Дуж-кин И. В. Тепломассообмен в ограждающих конструкциях жилых зданий.— В кн.: Литература по строительству и архитектуре УССР. Киев, 1962, с. 12— 13. 261. Хренов В. А., Качура Б. А. О зависимости модуля деформации ячеистых бегонов от циклических воздействий внешней среды.— «Реф. информ, о законченных науч, работах в вузах УССР. Киев, 1973, № 7, с. 20. 262. Хренов А. В. Эксплуатационное состояние подоконных панелей промышленных зданий с влажным режимом.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 6. Харьков, 1971, с. 71. 263. Циммерманис Л. Б. Термодинамические и переносные свойства капиллярно-пористых тел. Челябинск, 1971. 200 с. 264. Цвид А. А. Измерение осадков, смачивающих вертикальные поверхности.— «Сб. науч, работ ДВНИИС». Благовещенск, 1962, № 3, с, 137—140. 265. Цвид А. А. Влияние климата и сочетания отдельных его элементов на строительство.— «Тр. НИИАК», Новосибирск, 1967, вып. 48, с. 95—98. 266. Чесноков /7. Н. Теплопроводность газобетона во влажной среде, его термическая стойкость — «Тр. УПИ», Свердловск, 1966, № 150, с. 56—60. 267. Чизмаджев 10. А., Маркин В. С., Тарасевич М. Р. Макрокинетика процессов в пористых средах. М.,
«Наука», 1971. 362 с. 268. Чураев Н. В., Зорин 3. М., Соболев В. Д. Измерение капиллярного давления и вязкости жидкости в кварцевых капиллярах.— «Докл. АН СССР», 1970, т. 193, с. 630. 269. Чураев Н. В. Механизм переноса влаги в капиллярно-пористых телах.— «Докл. АН СССР», 1963, т. 148, с. 1361—1364. 270. Чудновский А. Ф. Теплофизические характеристики дисперсных материалов. М., Физматгиз. 1962. 456 с. 271. Шаламов И. П., Объедков В. А. Гигроскопическая конденсация влаги на внутренних поверхностях ограждающих конструкций.— «Пром, стр-во». 1960, № 8, с. 48—50. 272. Швер Ц. А. Об оценке смачивания вертикальных поверхностей при косых дождях.— «Тр. Главной геофиз. обсерватории». Вып. 283. Сер. прикл. климатология. Л., 1971, с. 56—65. 273. Шевченко В. П., Качура Б. А., Хренов В. А. Об учете теплового эффекта солнечного облучения стеновых ограждений.— В кн.: Межотраслевые вопросы строительства. Вып. 1. М., ЦИНИС. 1972, с. 22. 274. Шевченко В. П., Хренов В. А., Качура Б. А. Изменение модуля упругости ячеистого бетона при воздействии внешней среды.— «Реф. информ. ВНИИЭСМ. Сер. пром-сть автоклавных материалов и местных вяжущих». М., 1974, вып. 3, с. 11—13. 275. Шевченко В. П., Александров Г. Г. Применение теории надежности для оценки ограждающих конструкций зданий.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1977, X» 11, с. 38—42. 276. Шевченко В. П., Качура Б. А. Бесконтактные электронные весы с подвеской в аксиально-симметричном магнитном поле соленоида.— В кн.: Вопросы архитектуры. Харьков. 1969, с. 53—54. 277. Шевченко В. П., Качура Б. А. Повышение надежности интерполяционных расчетов.— В кн.: Вопросы архитектуры. Вып. 8. М., 1975, с. 153—156. 278. Шевченко В. П., Лебфрейд А. Ю., Шафранский С. М. Теплозащитные качества стен.— «Жилищное стр-во», 1973, № 7, с. 21—23. 279. Шевченко В. П., Качура Б. А. О зависимости коэффициента теплопроводности ячеистого бетона от его влажности.— «Реф. информ. Минвуза УССР», Киев, 1976, № 10, с. 27. 280. Шевченко В. П., Александров Г Г., Полевик В. И. Повышение долговечности ячеистобетонных изделии, отделанных стеклянной плиткой «ириска».— В кн.: Отделка и защита изделий из материалов автоклавного твердения. М., ВНИИСтром, 1972, с. 17. 281. Шевченко В. П„ Калюжный В. В., Качура Б. А. Вопросы аналогового моделирования некоторых задач строительной физики.— В кн.: Математическое моделирование на сплошных и дискретных средах. Киев, изд. ин-та математики АН УССР, 1974, с. 559. 282. Шевченко В. П., Ушеров-Мар-шак А. В., Качура Б. А. Способ термоградиентного определения водопоглощения пористых строительных материалов. Авт. свид. № 421928.— «Бюл. изобр., 1974, № 12, с. 124. 283. Шевченко В. П., У шеров-Маршак А. В., Качура Б. А. Экспрессный контроль влажности материала под облицовочным слоем ограждающих конструкций.— «Тезисы докл. Всесоюз. семинара «Химические и другие способы отделки и защиты изделий из строительных материалов автоклавного твердения», М., 1972, с. 133—138. 284. Шевченко В. П., Качура Б. А., Петров Ю. А.— Электронные автоматические весы. Авт. свид. № 401893.— «Бюл. изобр.», 1973, № 41, с. 147 285. Шевченко В. П., Качура Б. А., Александров Г Г. Об интенсификации капиллярной пропитки материалов ограждающих конструкций.— «Изв. вузов. Строительство и архитектура», 1973, № 4, с. 67—73. 286. Шевченко В. П., Качура Б. А. К определению степени массивности ограждающих конструкций.— «Жилищное стр-во, 1977, № 9, с. 27. 287. Шевченко В. П., Полевик В. И., Александров Г. Г. Ускоренное определение водопоглощения ячеистого бетона.— В кн.: Общие вопросы строительства. Отечественный опыт. Вып. 12. А4., 1973, с. 38. 288. Шевченко В. П., Олейник Н. Т. Результаты исследования теплотехнических качеств жилых домов из пеносиликатных панелей.— В кн.: Строительство и архитектура. Вып. 7. Киев, 1969, с. 37—39. 289. Шевельков В. Д. Теплотехнические свойства наружных стен и зданий.— «Инж. физ. журн.», 1965, т. 8, № 2. с. 251—254. 290. Шестоперов С. В., Горшков В. А. Исследование возможности применения ультразвука для оценки морозостойкости бетона.— «Бетон и железобетон», 1974, № 11, с. 13—14. 291. Ширдатов К- Влияние солнечной радиации на тепловой режим здания.—«Пром, стр-во», 1969. № 6, с. 28—31. 292. Шумилин Ф. Г., Трофимов Б. Я. Влияние пористости цементного камня
на его морозостойкость.— <Тр. Челяб. политехи, ин-та», 1967, № 46, с. 167— 178. 293. Ззрохи Л. А. Метод расчета плотности сложных солевых растворов.—«Тр. ВНИИГа. Методы переработки и анализа соляного сырья». Вып. XXXVI. М., 1959, с. 32—35. 294. Эзрохи Л. Л. Метод расчета упругости пара солевых растворов.Там же,с. 37—66.295. Экспериментальные методы вадсорб-ции и молекулярной хроматографии. Под. ред. Л. В. Киселева, М.,Изд-во МГУ, 1973. 447 с. 296. Эпштейн А. С., Пак Н. В. Зависимость теплопроводности пористых материалов и объемного веса.— «Строит, материалы», 1967, № 2, с. 297. Alexandrov G. G., Kachura В. A, Schevchenko V. Р. Stu di of moisture content and durability of proective and decorative coatings of wall enclosing constructions. — «The CI В 6-th Cong, book», Budapest, 1975, vol. 11, p. 55—59. 298 Bessey C., Dilnot S. Structure des betons cel Ivai res. — «Concrete Building and Concrete Products», Sept., 1968. 299. Bray W. H.t Sellevold E. J. An experemental stud! of the offcct of vacuum.—«Cem. and Concr. Res», 1973, vol. 52, №6, p. 723—728. 300. Brook R. J- Pores and grain growth kinetics — «J. Amer. Geram. Soc.», 1969, vol. 52, № 6, p. 339—340. 301. Brunauer S., Odler J. A fajlages feiutet es porositats jelentosege. — «Epitoanyag», 1971,
vol. 23, № 10, p. 363—374. 302. Cook D. J., Haque M. N. The effect of sorption on the tensile creep and strength reduction of dessicated concrete. — «Cem. and Concr. Res.», 1974, vol. 4; № 3, p. 367—379. 303. Cormik M C., Evyen E. A, J. Relationschip between microvoid structure and volumetric changes of plastic cellular concrete. — «J. Mater», 1968, vol.3, № 1, p. 87—99. 304. Cohan L, H. J. The compressive and tensile strength of the cellular. — «Amer. Chem. Soc.», 1938, № 60, p. 433—435. 305. Figg J. IV. Methods of measurung the air and water permeability of concrete. — «Mag. Concr. Res.», 1973, vol. 25, № 85, p. 213—219. 306. Foster P. K. Moisture stress and the dry syrength of ceramic glays. — «N. 2. J. SCI», 1969, vol. 12, № 3, p. 553—563. 307. Gieruch A. Sposob o^naczania mrozoodpornosci materialow budoianych.—«Hydrobudowa», 42K, 49/02 (G 01 № 33/389), 68600. 308. Golembowiez M.t Pogorelski J. Metoda sondova do badania przewodnosci cieplnei suchych i wilgotnych materialow budowlanych.—«Gas, Woda, Techn. sanlt.», 1966, vol. 40, № 6, n. 203 — 206. 309. Harkins IV. D., Jura G. A, A vapour adsorption method for the determination of the area of a solid without the assumption of a molecular area. — «J. Amer. Chem. Soc.». №66. 1944, p. 1366—1375 . 310. Haynes В. C. Vapour pressure determination of seed hygroscopicity. — «Techn. bulletin 1229, U. S. Dept, of Agriculture», 1961. 311. Henderson S. M. A basic concept of equilibrium moisture.—«Schretenr. Bauforsh. R. Baustoffe», 1970, vol. 5, p. 33—34. 312. Hentsche G. Baustoff gassllikatbeton. — Mater. Et. Constr.», 1971, vol. 4, № 22, p. 253—259. 313. Hundt J., Buschmann J. Meistrue measurement in concrete. — «Mater. Et. Con-str.», 1971, vol. 6, p. 345—361. 314. Lewiski B. Die Beziehungen zwichen der Festigkeit des Betons im Bauwerk. — «Wics. Z. Techn. Univ Dresden», 1968, vol. 17, № 6, 1497—1507. 315. Litvan G, G. Phase translations of absorbantes. IV Mechanism of frost action in habened cement paste.— «J. Amer. Ceram. Soc.», 1972, vol. 55. № 1, p. 38—42. 316. Marty M. Etude et realisation d’un appareiliage pour la mesure d’une saturation. — «Thes. Doct.-Ingr. Fac. SCI. Univ. Lille S. L. S. A.», 1967, p. 51. 317. Meissner S. Umhu I luugskon-strutionen aus gassillikatbeton. —«Schriftenr. Bauforsch. R. Baustoffe», 1970, vol. 5, p. 41—43. 318 Paquet J. Mesure d’humidite in situ par method es dielectriques application au beton. — «Meter. et Constr.», 1971, vol. 4, № 20, p. 87—100. 319. Polster H., Neumann E, Gasobetones tryck-och draghall fasthet som fuktion av fuktvoten. — «Rapp. Statens Inst. Byggna-dsforsk», 1972, vol. 52, № 123. 320. Purins E, Eigenschaften von gassili-katbeton in hindblick auf den kofrosionsschutz. — «Baupianung-Bautechnik» 1971, vol. 25, № 8, r. 380—383. 321. Rao K. S. Disappearance of the hysteresis loop.— «I. Phys. Chem.», 1941. № 45, p. 531—539.322. Romer B. Anali-tische frostwiederstandsbeurteilung wittels der porenstruktur in porosen baus-toflen, beton und grosskeramik. — «Strassen und Tiefbau», 1969, vol. 23, №5»
Т. 474—479. 323. Roth М. Now to measure moisture in solids. — «Chem. Engeng.,» 1969, vol. 73, № 16, p. 83—88. 324, Sevcsenko V. P., Kachura B. A. Device for determination of sorber humiditu bound in different from to-cappila-ry porous materials. — «Abstracts of the IMEKO-symposium measurement», 1971, Estergom, p. 4802. 325. Simandoux P. Sur une methode de mesure de la saturation on eau d’un milieu poreux. — «Thes. Ihgr. Fac. SCI. Uhiv. Lille», 1967, № 64, p. 349—365. 326. Slatanoff V. <S., Dyabaroff N. B. Lim-potance de la structure des betons cellvlalres changes of plastic cellular concrete. — «Rev. mater, cohstr. at trav. publics.», 1963, № 573, p. 211 — 216. 327. Spit B. J. Microscopisch onderzoek van bouwmate rialen: microstructur van gasbeton. — «Tno Nieuws», 1971, vol. 26, № 2, p. 139—143. 328. Svaral J. Vplyv prostredia na fysikanomechanicke vlastnosti porobetonu. — «Stavivo», 1973, vol. 51, № 12, p. 24 — 30. 329. Tiusinen K., Rihlajvaara S. The strength of extremente dry and wet nature concrete.—«Tied. Valtion Tekn. Tutkimus-laitos», 1969, № 3, p. 139—145. 330. Tognon G.t Pietro U. Tensioni interne nella pasta cementiziache.—«Cemento», 1970, vol. 67, № 1, p. 33—40. 331. Trojer F.t Bresltnaier G. Methode zur bestimmung des frostweiderstandes von dachziegelschreben. — «Br. Deutsch. Keram. Ges.», 1971, vol. 48, p. 205—209. 332. Venuat Levy P. La gelitive des ciments aux cerilh mode d’essais et resultats obtenus commucation theme B. — «Rev. Mater. Constr. Et Trav. Publics.», 1969, N 65, p. 374—376. 333. Volec J. Enstehen von schwindrissen in gasbetonelementen durch feugtigkeit — schwerlust. — Baustofflndustrie», 1971, vol. 15, № 3, p. 77—81. 334. Vrbecky J. Pozadavky na vlasnosti antikorosnio-chrany ocelove vyzture porobetony. — «Stavivi», 1974, vol. 52, N 1, p. 30—32. 335. Vuokinen J, On use dilation factor and degree of saturnation in testing concrete for frost resistahce. — «Nord. Beting.», 1970, vol. 14, № 1 p. 37—64. 336. Weise J. Zur projektierungrichtlinte fur elemente aus gassilikatbeton.— «Schriftenr. Bauforsch. R. Baustoffe», 1970, vol. 5, p. 39—40. 337. Zsigmondy R. Z. Mechanism of frost action in habenedeement paste. — «Anorg. Allgem. Chem.», 1911, p. 356.
Оглавление
Предисловие Введение
3
5
I Совершенствование технологии производства и строительства зданий с ячеистобетонными ограждающими конструкциями
§ 1. Промышленные, жилые и общественные панельные и каркасно-панельные здания .... 8
§ 2. Снижение материалоемкости и веса здания, повышение эффективности ограждающих конструкций 11
§ 3. Вопросы качества изделий из ячеистого бетона 14
§ 4. Подготовка сырьевых материалов 16
§ 5. Вибрационная технология изготовления ограждающих конструкций 18
§ 6. Изготовление конструкций в формах с отделяющимся поддоном 22
§ 7. Поточно-конвейерные линии формирования ограждающих конструкций .... 29
§ 8. Отделка ограждающих конструкций 36
§ 9. Изготовление плигного утеплителя 51
II Эксплуатационные качества ячеистобетонных ограждающих конструкций
§ 1. Влага в ограждении . . 53
§ 2. Климат района эксплуатации . 54
§ 3. Воздействие солнечной радиации 57
§ 4. Увлажнение косыми дождями § 5. Замораживание и оттаивание наружной поверхности ограждения 63
66
§ 6. Влажностный режим эксплуатации 7Э
§ 7. Оценка надежности ограждения 84
[[[ Теоретическое описание влажностного состояния материала
в ограждающей конструкции
§ 1. Форма и энергия связи влаги с материалом . 92
§ 2. Оценка содержания влаги в материале 94
§ 3. Теория адсорбции (основные положения) 98
§ 4. Уравнения сорбции . 104
§ 5. Капиллярное водопоглощение 106
[У Зависимость физико-механических характеристик ячеистого
бетона от его влажностного состояния
глава § 1. Объемная масса, пористость и структура . 114
§ 2. Прочность .... 117
§ 3. Влажностные деформации 122
§ 4. Теплопроводность.............................. 127
§ 5. Водопоглощение и сорбционная влажность . . 132
§ 6. Стойкость при циклическом увлажнении — высыха-
нии ................................................ 137
§ /. Стойкость при циклическом замораживании — оттаи-
вании .............................................. 140
§ 8. Карбонатационная стойкость 144
§ 9. Коррозия арматуры . 147
у Методы измерения влажностных характеристик ячеистого
бетона
§ 1. Статические методы 149
§ 2. Динамические методы............. . . 151
§ 3. Эксикаторный способ (анализ систематических и случайных погрешностей)................................. 151
§ 4. Способ ускоренного определения сорбционной влажности . . 173
§ 5. Измерение водопоглощения 177
\7] Повышение эксплуатационных качеств ячеистобетонных
ограждающих конструкций
§ 1. Способы повышения атмосферостойкости ограждений 183
§ 2. Гидрофобизационная обработка ячеистого бетона . 188
§ 3. Улучшение эксплуатационных качеств ячеистого бетона и ограждающих конструкций при глубинной гидрофобизации поверхностного слоя панелей 196
Список литературы 210
Александр Федорович Гаевой Борис Антонович Качура
Качество и долговечность ограждающих конструкций из ячеистого бетона
Редактор К. К. Гулый
Переплет художника Л. М. Юрченко Художественный редактор Л. С. Романова Технический редактор Г П. Александрова Корректоры Л. П. Пипенко, М. Ф. Христенко
Информ, бланк № 3430
Сдано в набор 19.01.78. Подп. в печать 16.08.78. БЦ 09240. Формат 60х90/и. Бумага тнпогр. № 1. Лит. гарн. Выс. печать. 14 усл. печ. л. 16.6 уч.-изд. л. Тираж 1000 экз. Изд. №611. Зак. 8-41. Цена 2 р. 60 к.
Издательство при Харьковском государственном университете издательского объединения «Вища Школа»
310003, Харьков-3, ул. Университетская. 16
Харьковская книжная фабрика «Коммунист» республиканского производственного объединения «Полиграфии и га» Госкомиздата УССР, 310012, Харьков-12, ул. Энгельса, 11