Междуэтажные перекрытия из легких бетонов - Баулин Д.К.

Автор: Баулин Д.К.
Теги: строительство строительные материалы строительно-монтажные работы строительные конструкции бетонные конструкции
Год: 1974
Похожие
Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооружений. Каменные и армокаменные конструкции
Краткий справочник производителя строительных работ
Железобетонные крыши жилых и общественных зданий
Производство керамзита
Текст
                    МЕЖДУЭТАЖНЫЕ
ПЕРЕКРЫТИЯ
ИЗ ЛЕГКИХ БЕТОНОВ
I
I
I

ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ко М тет
ПО ГРАЖДАНСКОМУ СТРОИТЕЛЬСТВУ II АРХИ LKTi РЕ
ПРИ ГОССТРОЕ СССР
ЦЕНТРАЛЬНЫЙ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ
И ПРОЕКТНЫЙ ИНСТИТУТ ТИПОВОГО
И ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ПРОЕКТИРОВАНИЯ ЖИЛИЩА
(ЦНИИЭП ЖИЛИЩА)
Д. к. БАУЛИН
МЕЖДУЭТАЖНЫЕ ПЕРЕКРЫТИЯ
ИЗ ЛЕГКИХ БЕТОНОВ
Москва
Стройиздат
1974
УДК 69 025.223 : 691.327 : 666.973
Баулин Д. К. Междуэтажные перекрытия из легких бето-
нов. М, Строииздат, 1974, 216 с. (Госгражданстрой при Гос-
строе СССР. Центр, науч.-исслед и проектный ин-т типового
и эксперимент проектирования жилища).
Рассматриваются основные условия и рациональные спосо-
бы применения легких бетонов в конструкциях междуэтажных
перекрытий жилых крупнопанельных зданий. Приводятся ре-
зультаты исследований свойств конструктивных легких бетонов
на различных пористых заполнителях. Даются рекомендации по
учету их особенностей при проектировании и изготовлении эле-
ментов перекрытий.
Значительное внимание уделено вопросам звукоизоляции
и жесткости конструкций. На основе экспериментальных иссле-
дований и опыта применения легкобетонных перекрытий дают-
ся рекомендации по их конструированию и расчету Намечены
пути дальнейшего совершенствования конструктивных решений.
Показано, что применение легкого бетона позволяет повысить
заводскую готовность перекрытий и снизить расход арматур-
ной стали.
Книга предназначена для инженерно-технических работни-
ков проектных, научно-исследовательских и строительных орга-
низаций.
14 табл, 81 илл, список лит: 98 назв
(6) Стройиздат, 1974
0325—245
Б -----------86—74
047(01)—74
ЦНИИЭП жилища
МЕЖДУЭТАЖНЫЕ ПЕРЕКРЫТИЯ
ИЗ ЛЕГКИХ БЕТОНОВ
• • •
Редактор издательства Л А Кашани
Внешнее оформление художника А А Бекназарова
Технический редактор 3 С Мочалина
Корректоры Л Л Родиче в, М Ф Казакова
Сдано в набор 10/V 1973 г. Подписано к печати 26/VII 1973 г Т-09554
Формат 84X108732 Бумага типографская № 2 11,34 усл печ л (уч-изд 11,8 л)
Тираж 10000 экз Изд № И—VI 2532 Зак № 347 Цена 59 к
Стройиздат
103777, Москва, Кузнецкий мост, д 9
• * * •
Владимирская типография Союзполиграфпрома
при Государственном комитете Совета Министров СССР
по делам издательств, полиграфии и книжной торговли
Гор. Владимир, ул. Победы, д 18 б.
ВВЕДЕНИЕ
Легкие бетоны на пористых заполнителях начали
применяться в сборных конструкциях перекрытий
в 1936 г., когда из двухпустотных легкобетонных насти-
лов были выполнены перекрытия трикотажного комби-
ната (3900 м2) и крытого рынка (3800 м2) в Тбилиси.
Исследования, проведенные ЦНИИЭП жилища, по-
казали, что проблему использования легких бетонов
в конструкциях междуэтажных перекрытий следует рас-
сматривать в трех основных аспектах:
1)	как средство снижения стоимости самого бетона
в тех случаях, когда стоимость получения местных по-
ристых заполнителей меньше, чем обычного привозного
щебня;
2)	как способ уменьшения собственной массы пере-
крытий и, следовательно, сокращения расхода арма-
туры;
3)	как путь, позволяющий за счет снижения массы
несущей части повысить заводскую готовность сборных
крупнопанельных элементов перекрытий при одновре-
менном улучшении их эксплуатационных качеств.
Большой опыт комплексного применения легких бе-
тонов накоплен в результате многолетнего научно-тех-
нического сотрудничества отдела легкобетонного домо-
строения ЦНИИЭП жилища с Архитектурно-проектной
мастерской им. В. А. Веснина и трестом № 25 Главсред-
неволжскстроя.
В процессе совместной работы в Новокуйбышевске
были построены 5- и 9-этажные крупнопанельные жи-
лые дома, в которых все конструкции выполнены из ке-
рамзитобетона.
Анализ результатов этой работы позволил выявить
большой экономический эффект: по сравнению с данны-
ми по строительству аналогичного дома из тяжелого
бетона снижение стоимости составило 4,85 руб на 1 м2
!•
3
полезной площади, экономия стали — 21%, экономия
цемента — 11%. Причем основная доля полученной эко-
номии была достигнута именно за счет рациональных
конструкций легкобетонных панелей междуэтажных пе-
рекрытий с готовым основанием пола и неразрезной
консольной плитой балкона.
Широкое комплексное применение в крупнопанель-
ном жилищном строительстве шлакопемзобетона было
осуществлено в Кривом Роге Благодаря низкой стои-
мости шлаковой пемзы там был получен еще больший
экономический эффект.
Исследования, проведенные ЦНИИЭП жилища
в лабораторных условиях и в процессе опытного строи-
тельства, показывают, что расширение легкобетонного
крупнопанельного домостроения позволит улучшить
эксплуатационные качества жилых домов и повысить
их этажность без увеличения расхода стали и денежных
средств на единицу полезной площади.
Возможности технического прогресса в строительст-
ве, связанные с намечаемым расширением применения
легких бетонов, могут быть максимально использованы
при разработке перспективных типовых проектов лишь
на основе правильного учета свойств легких бетонов на
различных видах пористых заполнителей В связи
с этим заслуживает внимания опыт ЦНИИЭП жилища
по изучению свойств легких бетонов на пористых запол-
нителях, а также по разработке и исследованию легко-
бетонных крупнопанельных конструкций междуэтажных
перекрытий.
ГЛАВА I
СВОЙСТВА ЛЕГКИХ БЕТОНОВ
НА РАЗЛИЧНЫХ ПОРИСТЫХ ЗАПОЛНИТЕЛЯХ
Легкими бетонами принято называть бетоны объем-
ной массой в сухом состоянии не более 1800 кг/м3. Гра-
ница между тяжелыми и легкими бетонами весьма ус-
ловна, так как высокопрочные бетоны на тяжелых по-
ристых заполнителях могут иметь и более высокие
значения объемной массы. В связи с этим
проф. М. 3. Симонов предложил отличать легкие бето-
ны от тяжелых по пористости использованных в нем
заполнителей. Бетоны на заполнителях пористостью бо-
лее 10% он относит к категории «легких», а бетоны на
плотных заполнителях (с меньшей пористостью) —
к категории «тяжелых».
Пористость заполнителей существенно влияет на
процессы структурообразования и формирования физи-
ческих свойств бетона, в значительной степени опреде-
ляет объемную массу бетона, его прочность, деформа-
тивность и теплопроводность. Таким образом, замена
плотных заполнителей пористыми существенно расши-
ряет пределы изменения указанных свойств бетона.
Поэтому тяжелый бетон можно рассматривать как ча-
стный случай универсального бетона на заполнителях
с различной пористостью.
Внутризерновая пористость различных видов запол-
нителей имеет широкий диапазон — от нескольких про-
центов (у плотных заполнителей) до 80% (табл. 1).
Свойства легких бетонов, как теплоизоляционных,
так и конструктивных, в основном зависят от свойств
пористых заполнителей. Различные виды легкого бетона
получили наименование по заполнителю: керамзитобе-
Тон, шлакобетон, туфобетон, пемзобетон, аглопоритобе-
toH и т. д. Однако пористые заполнители и одноимен-
ные легкие бетоны, полученные на их основе, могут
5
Таблица I
Характеристика пористых заполнителей
Заполнитель	Плотность. г! см3	Внутризерновая пористость, %
Туф:		
артикский	 .	.	1,2—1,5	42—53
»	(Ахтанак) .	. .	2,1—2,3	11—18
ереванский			1,5—1,7	32—40
анийский 		1,2—1,5	37—50
Перлит невспученный (Арагац)	1,7—1,8	24—29
Пемза:		
литоидная (Лусаван)	. . .	1,4—1,7	29—41
»	(Джерабер)	. .	1,2—1,4	41—50
анийская 		0,7—1,1	54—70
шлаковая (термозит)	. .	1,2—1,6	38—52
Вулканический шлак:		
аванский	 ...	1,3—1,5	46—53
кармрашенский	. .	0,8—0,9	67—71
козельский (Камчатка)	. .	1,2—1,4	48—56
Шлак:		
топливный ....	.	. .	1,1—1,7	37—59
доменный .	...	1,5—2,3	28—42
Тедзамит		1,2—1,6	36—52
Известняк-ракушечник	1,2—1,5	50—60
Аглопорит 		0,8—1,3	50—68
Керамзит:		
безымянский (Куйбышев)	0,45—0,6	76—82
кряжский	»	. .	0,5—0,7	72—80
лианозовский (Московская обл)	0,6—0,9	64—76
ленинградский		0,8—1,2	52—68
краснодарский ...	0,6—0,7	72—76
Перлит вспученный:		
мухорталинский . .	...	0,5—0,7	67—76
армянский . . , 		0,4 0,6	71—80
«арпатский . , . , ч . . . .	0,5—0,6	71—76
существенно отличаться друг от друга по своим свойст-
вам, и наоборот, иногда некоторые бетоны на различ-
ных видах заполнителей очень близки по своим свой-
ствам.
Плотность заполнителей не всегда определяет их
прочность. Большое влияние на прочность заполнителей
и на их свойства, проявляющиеся в бетонной смеси,
оказывают характер пористости и структура материала.
Чем меньше открытых пор и чем мельче внутризерновые
поры, тем выше качество заполнителя. Открытая по-
верхностная пористость заполнителей увеличивает меж-
зерновое пространство и требует повышенного расхода
вяжущего.
Важной особенностью большинства видов пористых
заполнителей является увеличение их плотности и проч-
ности при уменьшении размеров гранул. Это особенно
четко проявляется у керамзита: во время обжига круп-
ные гранулы вспучиваются значительно больше, чем
мелкие; кроме того, в больших гранулах меньше сказы-
вается влияние веса плотной оплавленной корки, чем
в мелких.
Увеличение плотности с уменьшением размера гра-
нул наблюдается также и у заполнителей, получаемых
дроблением пористой глыбы. Зерна заполнителей при
дроблении проходят «силовую калибровку». Разруше-
ние происходит по наиболее крупным порам, в резуль-
тате чего гранулы меньших размеров получаются более
прочными и плотными.
Основным показателем, характеризующим пористые
заполнители, является их насыпная масса (табл. 2).
Однако плотность гранул различна в зависимости
от их размера. Поэтому сопоставление объемной массы
различных видов пористых заполнителей в насыпном
состоянии возможно лишь при определенном грануло-
метрическом составе. В качестве стандартной смеси,
удобной для такого сопоставления, Н. Я. Спивак пред-
лагает гранулометрический состав с содержанием (по
объему) 40% фракции 5—10 мм и 60% фракции
10—20 мм.
..Важным показателем качества пористых заполните-
лей является межзерновая пустотность как отдельных
фракций, так и их смесей.
Межзерновая пустотность отдельных фракций круп-
ного заполнителя и их смесей зависит от формы и ха-
7
Таблица 2
Насыпная масса отдельных фракций пористых заполнителей
Заполнитель	Насыпная масса в кг/м3 по фракциям			
	0-5	5—10	10—20	20—40
Керамзитовый гравий: Лианозовского заво- да 		570	420	350	300
Бескудниковского завода . 		1050	720	530	490
Шлаковая пемза: Ждановского завода	1000	720	710	-
Криворожского за- вода 		1150	820	800	750
Аглопорит Кировабад- ского завода ....	1010	710	660	—
рактера поверхности гранул. Чем больше форма гранул
приближается к шару, тем меньше объем межзерновой
пористости и, следовательно, меньше требуется мелких
фракций заполнителя и цемента для получения задан-
ных удобоукладываемости смеси и прочности бетона.
Наличие крупных открытых пор и каверн на поверхнос-
ти гранул требует дополнительного расхода цемента,
мало влияющего на прочность бетона, но повышающего
его объемную массу. Поэтому следует предпочитать за-
полнители с гладкой или мелкопористой поверхностью
зерен.
Данные табл. 2 показывают, что наибольшее увели-
чение насыпной массы заполнителей наблюдается при
переходе от фракции пористого щебня или гравия
(с крупностью зерен 5—10 мм) к фракции пористого
песка (0—5 мм). Относительно высокая объемная мас-
са пористого песка объясняется тем, что он представля-
ет собой смесь зерен, сильно отличающихся по своим
размерам. Поэтому пористый песок, хотя и состоит, как
правило, из частиц неправильной формы, может иметь
меньшую межзерновую пустотность, чем отдельные
фракции крупного заполнителя.
Для контроля качества пористого песка с точки зре-
ния гранулометрического состава его рассеивают на
шесть фракций: 5—2,5 мм\ 2,5—1,2 мм\ 1,2—0,6 мм\
0,6—0,3 мм\ 0,3—0,15 мм\ менее 0,15 мм. Таким обра-
8
зом, пористый песок представляет собой смесь фракций,
из которых каждая последующая имеет более высокую
насыпную массу, чем предыдущая.
Смеси, составленные из двух или трех фракций круп-
ного заполнителя, имеют меньшую межзерновую пустот-
ность, чсм'каждая фракция в отдельности.
По данным НИИЖБ [6], межзерновая пустотность
отдельных видов керамзита по фракциям колеблется от
42 до 60%. Межзерновая пустотность однофракционно-
го щебня, как правило, превышает 50%.
При смешивании двух-трех фракций крупного запол-
нителя коэффициент выхода смеси обычно составляет
0,95—0,85. При смешивании мелких и крупных фракций
заполнителей коэффициент выхода смеси может дохо-
дить до 0,7.
Гранулометрический состав смеси заполнителя для
легких бетонов должен, как и в тяжелом бетоне, обес-
печивать минимальный объем межзерновых пустот. Од-
нако для достижения наибольшей прочности легких бе-
тонов при наименьшей объемной массе приходится
учитывать изменения плотности и прочности гранул
в зависимости от размера частиц.
Щебень и крупные частицы пористого песка легких
заполнителей обычно имеют ноздреватую поверхность.
Для заполнения открытых пустот на поверхности этих
гранул требуется мелкозернистая растворная часть
с пылевидными зернами заполнителя.
Увеличение содержания в смеси заполнителя пыле-
видных частиц размерами менее 0,15 мм до оптималь-
ного предела приводит к соответствующему уменьше-
нию расхода цемента. При этом важную роль играет
гидравлическая активность большинства пористых за-
полнителей. На поверхности зерен заполнителя проис-
ходят процессы химического и механического взаимного
проникновения и связывания составных веществ цемен-
та и заполнителя. Основное влияние на развитие этих
процессов оказывают пылевидные частицы, имеющие
наибольшее отношение поверхности к объему, а следо-
вательно, и наибольшую долю в суммарной поверхнос-
ти всех зерен смеси. Поэтому содержание в пористом
песке фракции 0—0,15 мм имеет важное практическое
значение. Многие исследователи легких бетонов под-
черкивают эту характерную особенность пористых запол-
нителей [6; 67; 73].
9
Большое влияние на свойства легкого бетона оказы-
вает прочность пористых заполнителей при сжатии
и растяжении. Поиском методики для изучения этого
вопроса занимались многие исследователи легких бето-
нов: Н. А. Попов [53], М. 3. Симонов [67], Н. Я. Спи-
вак [74], А. А. Евдокимов [18], А. В. Талисман и др.
Прочность пористых заполнителей определяют сле-
дующими способами:
испытанием на сжатие выпиленных или отшлифо-
ванных кубов и призм различного размера [53; 67];
испытанием на сжатие кубов и цилиндров из гипсо-
вого или цементного раствора с щелью шириной до 2 мм
посредине образца в месте заделки испытуемой грану-
лы заполнителя [18; 74];
раздавливанием отдельных гранул в специальных
клещах;
испытанием на растяжение стандартных «восьме-
рок» с заделанными в шейку призмами сечением
2X2 см из испытуемого пористого материала.
Исследования показали, что для искусственных по-
ристых заполнителей характерна большая изменчи-
вость показателей прочности, чем объемной массы.
Прочность отдельных зерен в одной партии заполните-
лей оказалась мало связанной с их плотностью. Боль-
шую изменчивость показателей прочности отдель-
ных зерен можно объяснить неоднородностью мате-
риала.
Полученные результаты во многом зависели и от ме-
тодики испытания. Так, прочность при сжатии
(в кгс/см2) кубов, выпиленных из керамзита, с разме-
ром ребра 50 мм вдвое превосходила прочность, полу-
ченную при испытании кубов с размерами 20—30 мм.
В опытах проф. Н. А. Попова прочность керамзита
плотностью 0,72—1,02 г/см3 на сжатие составляла от 40
до 200 кгс/см2 (кубы 5X5X5 см).
При средней прочности керамзита на сжатие
70—75 кгс/см2 прочность при осевом растяжении оказа-
лась равной 7—10 кгс/см2.
Проф. М. 3. Симонов получил в опытах более близ-
кие значения прочности при сжатии и растяжении:
для керамзита	(укус=0,52—0,59 г}см3)	/?Сж=
=25—35 кгс/см2, 7?р=6—9,5 кгс/см2-,
для анийской пемзы (уКуС = 0,56 0,59 г/см3) RCm=
=9—18,4 кгс/см2, Rv=^,lb—9,05 кгс/см2-,
ю
для артикской туфовой лавы (укус=1,28 г!см3)
/?сж=64 кгс/см2, Rv—9,3 кгс/см2.
По данным Ю. Е. Корниловича и М. Г. Вержбицкой,
прочность керамзита из киевских глин на растяжение
(при испытании в «восьмерках» из цементного теста)
не превышает 45 кгс/см2 и в среднем составляет
20 кгс/см2.
Предел прочности при сжатии отдельных зерен ке-
рамзита (плотность 0,9—1,2 г/см3, насыпная масса —
600—700 кг/м3) при их подливке цементным тестом ко-
лебался от 100 до 250 кгс/см2.
По данным проф. Н. А. Попова, в результате измене-
ния плотности вулканической пемзы от 0,5 до 0,7 г/см3
прочность ее на растяжение при изгибе возрастает от
10 до 19 кгс/см2-, в результате изменения плотности ке-
рамзита от 0,5 до 1,2 г/см3 прочность при изгибе возра-
стает от 7 до 35 кгс/см2-, в результате изменения плот-
ности туфа от 1 до 1,3 г/см3 прочность его при изгибе
возрастает от 10 до 28 кгс/см2.
Большой интерес представляют опыты проф.
Н. А. Попова по определению модуля упругости керам-
зита. По данным этих опытов, величина начального
модуля упругости керамзита Ео в известной степени
может быть связана с его призменной прочностью
при сжатии 7?Пр линейной зависимостью: Ео=
= 1000 Япр.
Приведенные результаты исследований пористых
заполнителей дают весьма относительное представление
о свойствах этих материалов. В опытах, проведенных
на больших образцах из пористой массы и крупных
гранулах, не учитывалась зависимость свойств порис-
тых заполнителей от размеров зерен и не моделирова-
лись условия работы этих зерен в бетоне. Между тем
средние размеры гранул крупного пористого заполните-
ля в бетоне обычно не превышают 10 мм, поэтому влия-
ние условий на их поверхности очень значительно. Кубы
и призмы из керамзита лишены плотной и прочной кор-
ки, масса которой составляет около 50% массы средней
гранулы (10 мм), что является существенной особенно-
стью этого вида заполнителя.
Исследования показали зависимость прочности за-
полнителей от их плотности, хотя для разных видов по-
ристых заполнителей с равной плотностью прочность
различна.
11
Наиболее полное представление о механических
свойствах заполнителя могут дать испытания его в раз-
личных .модификациях легкого бетона.
Для относительной и весьма условной оценки проч-
ности пористых заполнителей ГОСТ 9758—69 преду-
сматривает испытание их сжатием в стальном цилиндре
диаметром 120 мм на глубину 20 мм (при высоте слоя
зерен 100 мм).
Усилие, при котором смесь керамзитовых зерен сжи-
мается на 20 мм, относят к площади цилиндра (113 см1 2)
и таким образом получают нормируемую прочность.
Проведенные В. Г. Довжиком опыты показали, что
в ряде случаев прочность керамзитового гравия /?ц, оп-
ределенная сжатием в цилиндре, характеризует пре-
дельную прочность керамзитобетона:
При испытании керамзитового щебня такой законо-
мерности не обнаружено. Следовательно, относительная
прочность, определенная сжатием в цилиндре, по-разно-
му характеризует пористый гравий и пористый щебень.
Это объясняется различными межзерновой пустотно-
стью щебня и гравия и характером контактов между
зернами. Пористый щебень хуже сопротивляется сжа-
тию в цилиндре, чем гравий, хотя прочности их в бето-
не могут быть и равны. Размеры гранул также оказыва-
ют большое влияние на показатели прочности, опреде-
ляемой в цилиндре.
1. ОБЪЕМНАЯ МАССА
Наиболее характерной особенностью легких бето-
нов является зависимость их объемной массы от проч-
ности. Причем эта зависимость может быть различной
при использовании пористых заполнителей с разными
свойствами.
На рис. 1 и 2 показана зависимость объемной массы
бетонов, изготовленных на различных пористых заполни-
телях, от прочности. Чем легче пористый заполнитель,
тем меньше объемная масса бетона заданной прочности.
Однако по мере увеличения прочности бетона сужается
диапазон значений объемной массы (рис. 2).
На величину объемной массы легкого бетона боль-
шое влияние оказывает вид мелкого заполнителя — пес-
ка. Естественные пористые заполнители вулканическо-
го происхождения и искусственные, получаемые дробле-
12
13
нием пористой глыбы (шлаковая пемза, аглопорит),
всегда содержат достаточно много мелких фракций (до
5 мм), поэтому применение пористого песка в конструк-
тивных легких бетонах на этих видах заполнителей це-
лесообразно с технической и экономической точек зре-
ния: полнее используется полученный заполнитель
и снижается объемная масса бетона.
Производство керамзитового гравия не сопровожда-
ется получением пористого песка (в объемах, имеющих
практическое значение). Пористый песок, необходимый
для изготовления наружных ограждающих конструкций
из керамзитобетона, обычно получают дроблением
крупных фракций керамзитового гравия (более 20 мм).
Полученный таким способом пористый керамзитовый
песок — дорогой и дефицитный материал. Поэтому при-
менение дробленого керамзитового песка при производ-
стве внутренних несущих конструкций из керамзитобе-
тона весьма ограничено. Для изготовления таких конст-
рукций обычно применяют кварцевый речной песок.
Замена пористого песка кварцевым приводит к по-
вышению объемной массы керамзитобетона заданной
прочности на 300—400 кг!м3, несмотря на некоторое со-
кращение расхода цемента (рис. 1 и 2, кривые 2 и 4).
Применение кварцевого песка уменьшает деформа-
тивность керамзитобетона и значительно снижает его
стоимость. Однако стоимость бетона далеко не всегда
определяет экономическую эффективность конструкции
в целом. Чтобы избежать стыкования монтажных эле-
ментов в пределах помещения и повысить заводскую го-
товность изделий при использовании имеющихся подъ-
емных механизмов, иногда необходимо уменьшить
объемную массу керамзитобетона. Для достижения этой
цели предусматривают частичное использование дро-
бленого керамзитового песка. Увеличение стоимости бе-
тона в данном случае компенсируется уменьшением
трудоемкости монтажа и заделки стыков, а также зна-
чительной экономией арматурной стали при обеспече-
нии контурного опирания несущей плиты.
Частичное использование пористого песка преду-
сматривают иногда и для повышения вязкости бетонной
смеси, чтобы избежать ее расслоения.
Исследования, проведенные в ЦНИИЭП жилища
и во ВНИИКерамзит, показывают, что наиболее эффек-
тивно смешивание кварцевого и керамзитового песков
14
в соотношении 1 : 1 (по объему). За счет улучшения
гранулометрического состава мелкого заполнителя уда-
ется существенно снизить расход цемента и получить
керамзитобетон с малой объемной массой и высоким
модулем упругости.
Применять во внутренних ограждающих конструк-
циях керамзитобетон с использованием в растворной
части только пористого песка можно лишь в особых
случаях, например для снижения коэффициента тепло-
усвоения при устройстве бетонного основания под по-
крытие пола из полимерного материала.
2. ПРОЧНОСТЬ ПРИ СЖАТИИ
Основным показателем, характеризующим конст-
руктивные легкие бетоны, является их прочность при
сжатии, от которой в известной степени зависят и дру-
гие физико-механические свойства бетона.
Если прочность тяжелого бетона в основном опре-
деляется прочностью цементного камня, то прочность
легких бетонов зависит также и от прочности пористых
заполнителей.
Прочность плотных заполнителей тяжелого бетона
обычно превышает прочность растворной части; для
легких конструктивных бетонов характерна обратная
картина.
Многие исследователи отмечают, что каждой разно-
видности пористых заполнителей при определенном их
содержании в бетоне (по объему) соответствует некото-
рое значение предельной прочности бетона.
Наиболее интересны в этом отношении исследования
А. И. Ваганова, которые показали, что повышение проч-
ности растворной части керамзитобетона при прочих
равных условиях повышает прочность бетона лишь до
определенного предела. Следовательно, прочность лег-
кого бетона в большей степени зависит от прочности
и деформативности гранул пористого заполнителя, чем
от прочности цементного камня или растворной части.
На рис. 3 показана зависимость предела прочности
при сжатии керамзитобетона (содержание керамзито-
вого гравия по объему — 38%) от предела прочности
растворной части на кварцевом песке. Из приведенных
зависимостей следует, что при сравнительно невысоком
содержании крупного пористого заполнителя прочность
15
бетона может быть в 2—3 раза меньше прочности рас-
творной части, составляющей 62% объема опытных об-
разцов.
Для того чтобы объяснить эти парадоксальные на
первый взгляд результаты, необходимо рассмотреть
причины разрушения образцов из легкого бетона. Раз-
рушение (раскалывание образцов при сжатии) всегда
происходит по неровным поверхностям. При прочных
Рис. 3. Зависимость пре-
дела прочности керамзи-
тобетона при сжатии Re
от предела прочности
растворной части Rp.4
(по данным А. И. Ва-
ганова)
1	— керамзитобетон на ке-
рамзитовом гравии с насып-
ной массой VHac =840 кг м3;
2	— то же, VHac “=640 кг!м3-,
3 —то же, VHac =520 кг/м3;
4 — то же, VHac =400 кг/ж3,
5 —то же, VHac =310 кг)м3
заполнителях это разрушение может произойти только
по цементному камню, минуя зерна заполнителей.
В этом случае прочность бетона не зависит от объемно-
го содержания заполнителей и определяется только
прочностью растворной части. Такой характер разруше-
ния легких бетонов наблюдается сравнительно редко.
Чаще разрушение происходит по зернам крупного пори-
стого заполнителя и расположенной между ними рас-
творной части. Поверхность раскалывания проходит
обычно через средины гранул, центры которых располо-
жены вблизи этой поверхности. Суммарное сечение раз-
рушенных гранул составляет значительно больший про-
цент от всей площади поверхности раскалывания, чем
объем крупного пористого заполнителя от общего объ-
ема бетона. Это вполне естественно, так как любая гео
метрическая модель бетона дает следующую зависи-
мость относительной площади сечения гранул крупного
заполнителя на поверхности разрушения от их объемно-
го содержания в бетоне:
2
s = tfco3,
16
где s — относительная площадь сечения гранул;
со— объемное содержание крупного заполнителя;
К — коэффициент пропорциональности, зависящий
от взаимного расположения гранул и равный
1,1—1,2.
Приведенная зависимость показывает, что относи-
тельная площадь сечения гранул s всегда больше их
объемного содержания со, взятого в долях единицы:
2
со3 >со, так как со<1, а коэффициент пропорциональ-
ности Л>1.
В бетоне значение коэффициента пропорционально-
сти зависит, по-видимому, от гранулометрического со-
става и формы зерен пористого щебня или гравия,
а также от соотношения прочности заполнителя и рас-
творной части.
По мере повышения прочности растворной части
этот коэффициент может несколько увеличиться.
Для приблизительной оценки прочности заполните-
ля в бетоне можно использовать ту геометрическую за-
висимость, которая справедлива при большем диапазо-
не значений его объемного содержания: s=l,lco3.
График зависимости относительной площади сечения
гранул крупного заполнителя $ от его объемного содер-
жания в бетоне со приведен на рис. 4.
Объемное содержание заполнителя может быть по-
лучено по формуле co=VK(l—П), где VK — расход
крупного заполнителя на 1 м3 бетона по объему в м3',
П — межзерновая пустотность крупного заполнителя
в долях единицы.
Если применяются две фракции крупного заполни-
теля, co=Vk1(1-/7i) + Vk2(1—/72), где VKi, VK2 — расход
соответственно первой и второй фракций крупного за-
полнителя; П{ и П2 — межзерновая пустотность соответ-
ственно первой и второй фракций крупного заполнителя.
Если предположить, что прочности данного запол-
нителя и растворной части полностью используются
в опасном сечении, проходящем преимущественно через
гранулы пористого гравия, то прочность бетона будет
находиться в линейной зависимости от прочности рас-
творной части: 7?=s/?3-|-(l—$)7?рч (при 7?рч>/?3),
где /?3 и /?рч — прочность при сжатии соответственно
2—347
17
заполнителя и растворной части. При определенном
объемном содержании данного пористого заполнителя
первое слагаемое — величина постоянная.
Между тем зависимости, приведенные на рис. 3, сви-
детельствуют о нелинейном возрастании прочности лег-
кого бетона при увеличении прочности растворной час-
ти. Следовательно, прочность заполнителя и растворной
Рис. 4 Зависимость отно-
сительной площади сече-
ния крупного заполните-
ля от его объемного со-
держания в бетоне. s=
2
= 1,1 w 3
части используется в бетоне в разной степени — в за-
висимости от величин их деформативных характеристик.
Прочность всех каменных материалов зависит от
однородности их строения, так как разрушение начина-
ется в результате концентрации напряжений в наибо-
лее слабом месте. Однородность материалов в значи-
тельно большей степени влияет на прочность, определя-
емую наиболее слабым сечением, чем на деформатив-
ность, характеризующую свойства материала во всем
объеме испытываемого образца. Поэтому увеличение
прочности бетонов и растворов, как правило, не сопро-
вождается пропорциональным увеличением модуля де-
формаций.
С ростом прочности бетона уменьшается отношение
модуля упругости к пределу прочности. Это отношение
называется упругой характеристикой материала. Отно-
шение модуля полных деформаций при кратковремен-
ной нагрузке к пределу прочности при сжатии по ана-
логии можно назвать характеристикой деформативнос-
ти. Последняя всегда меньше упругой характеристики
и чцсленно равна обратной величине предельной сжи-
маемости.
Точное определение предельной сжимаемости мате-
риалов является сложной задачей, так как в экспери-
менте трудно уловить начало разрушения образца —
18
процесса, зависящего от времени действия сжимающей
нагрузки.
Экспериментальные данные по определению пре
дельной сжимаемости различных видов бетона указыва-
ют на тенденцию ее увеличения с ростом прочности. На-
пример, в опытах СоюздорНИИ предельная сжимае-
мость керамзитобетона марки 100 составила 1,38-10-3,
марки 200 — 1,8-10-3, марки 300 — 2,4-10~3. Эти данные
показывают, что характеристика деформативности ке-
рамзитобетона прямо пропорциональна его упругой
характеристике и эти характеристики мало отличаются
одна от другой по величине.
Предельная сжимаемость пористых заполнителей
обычно больше, чем цементного раствора на кварцевом
песке той же прочности. Но с ростом прочности раствор-
ной части предельная сжимаемость ее увеличивается и
может стать больше предельной сжимаемости заполни-
теля. Поэтому, если прочность растворной части незна-
чительно превышает прочность пористого заполнителя,
то разрушение бетона начинается с разрушения раство-
ра между гранулами, сразу после чего разрушаются
сами гранулы. Если прочность растворной части суще-
ственно превышает прочность пористого заполнителя,
то сначала разрушаются гранулы. В результате этого
в сводах из цементного раствора резко возрастают по-
перечные усилия распора, что и приводит к разрушению
бетона. В первом случае к моменту разрушения недоис-
пользуется прочность заполнителя, во втором — рас-
творной части.
Таким образом, прочность бетона может быть связа-
на с прочностью его компонентов и их деформативными
характеристиками следующими зависимостями:
2	/	_2_\
R = 1,1<о3 R, + U - 1,1а3 ) Rp„ < Rp.„ (1)
ОСр.ч
при аз<Сссрч (предельная сжимаемость заполнителя
больше, чем растворной части);
2	/	jn
R = 1,1<о3 R3+\1 — 1,1ю3) Rp.,	(2)
а3
при аз>арч (предельная сжимаемость заполнителя
меньше, чем растворной части).
2*
19
В этих зависимостях а3 и ар ч — характеристики де-
формативности заполнителя и растворной части По-
скольку в приведенных формулах фигурируют только их
отношения, характеристики деформативности могут в
приблизительных расчетах быть заменены упругими ха-
рактеристиками:
Еэ	Ег>.ч
«з = —-; ао.ч = ——,
3	7?	’	₽ 4 Р
Аз	Лр.ч
где Е3 и Ер ч — модули упругости соответственно круп-
ного заполнителя и растворной части.
Если прочность легкого бетона, определенная по фор-
муле (1), превышает прочность растворной части, то,
учитывая возможность разрушения бетона по поверхно-
сти, не проходящей через зерна крупного пористого за-
полнителя, расчетная прочность бетона должна быть
принята равной прочности растворной части: R=Rp.4.
Результаты проведенного сопоставления показывают
достаточно близкую сходимость расчетных значений
прочности легкого бетона, определенных по формулам
(1) и (2), с опытными данными (см. рис. 3). Следова-
тельно, учет деформативных свойств пористых заполни-
телей, их предельной сжимаемости позволяет объяснить
нелинейный характер зависимости прочности легкого бе-
тона от прочности его растворной части.
Приблизительная оценка прочности керамзита в бе-
тоне показывает, что даже при малой плотности запол-
нителя она может быть значительной. Однако полное
использование прочности пористого заполнителя в бето-
не возможно лишь в том случае, если его предельная
сжимаемость не превышает предельной сжимаемости
растворной части.
Таким образом, в легком бетоне в разной степени
используется прочность заполнителя и растворной ча-
сти. Этим объясняется отмечаемая многими исследова-
телями характерная особенность легких бетонов: увели-
чение расхода цемента, повышение его активности и со-
ответствующее снижение водоцементного отношения
после определенного предела не приводит к существен-
ному росту прочности бетона на данном заполнителе.
Это свидетельствует о том, что возможности перераспре-
деления напряжений между заполнителем и растворной
частью весьма ограничены и что полное использование
прочности обоих компонентов легкого бетона достигает-
20
ся лишь при близких значениях их предельной сжимае-
мости.
Таким образом, пористые заполнители имеют повы-
шенную хрупкость.
На повышенную хрупкость керамзита указывают
также результаты опытов А. И. Ваганова по определе-
нию работы удара, необходимой для разрушения плиты,
дежащей на песке. Результаты этих опытов показали,
что сопротивление удару керамзитобетона на 25—30%
ниже, чем тяжелого бетона такой же прочности на гра-
нитном щебне.
Широкое разнообразие свойств пористых заполните-
лей и бетонов на их основе ограничивает возможности
теоретических обобщений. Поэтому теория легких бето-
нов вполне закономерно носит эмпирический характер и
направлена преимущественно на разработку методики
поисков оптимальных решений поставленных задач.
Прочность тяжелого бетона довольно четко связана
с водоцементным отношением, имеются достаточно точ-
ные рекомендации по назначению расхода воды затво-
рения при заданной удобоукладываемости смеси; для
легкого бетона такие рекомендации носят весьма ориен-
тировочный характер.
Прочность легкого бетона, хотя и в меньшей степени,
но тоже зависит от плотности цементного камня, а сле-
довательно, и от водоцементного отношения. Но здесь
невозможно расчетным путем определить содержание
воды в цементном тесте, так как значительная часть во-
ды поглощается заполнителем, увлекая за собой цемент
в открытые поры и капилляры.
В процессе схватывания цемента происходит обрат-
ная миграция воды из заполнителя в практически неоп-
ределимом количестве. При нагревании бетонной смеси
эта миграция интенсифицируется и может привести к
снижению прочности бетона, если термообработка нача-
та до окончания схватывания цемента.
Величина поглощения воды из цементного теста за-
висит от размера зерен заполнителя и характера их по-
верхностной пористости, а также от водоцементного от-
ношения.
Все это приводит к тому, что свойства растворной
части в легком бетоне могут значительно отличаться от
свойств отдельно взятой растворной части, особенно ес-
ли учесть различные условия уплотнения. Это различие
21
возрастает с увеличением пористости применяемых за-
полнителей. Есть основания полагать, что в результате
влияния заполнителей прочность растворной части с вы-
соким водоцементным отношением увеличивается, а с
низким — уменьшается.
Следовательно, свойства крупного заполнителя мо-
гут в известной степени предопределять наибольшую
прочность растворной части при заданных способе уп-
лотнения, активности цемента и объемном содержании
в бетоне пористого щебня или гравия.
Анализ и теоретическое обобщение результатов ис-
следований позволяет на основе выявленных закономер-
ностей наметить наиболее рациональное направление по-
иска нужного решения и тем самым сократить объем
необходимых опытов.
Так, приведенные зависимости (1) и (2) позволяют
сделать ряд важных практических выводов:
1)	при необходимости повышения прочности бетона
за пределы легко достижимого уровня целесообразно
уменьшить предельную крупность зерен пористого щеб-
ня или гравия, используя увеличение их плотности и
прочности с уменьшением размеров, и одновременно
снизить объемное содержание крупного заполнителя.
Относительное увеличение объема растворной части в
легком бетоне уменьшает влияние крупного пористого
заполнителя на ее свойства. Поэтому уменьшение до из-
вестного предела расхода крупного заполнителя обычно
позволяет повысить прочность и жесткость растворной
части;
2)	применение пористого песка вместо кварцевого
обеспечивает более полное использование прочности
крупного пористого заполнителя, уменьшая таким обра-
зом влияние его объемного содержания на прочность бе-
тона. Это объясняется тем, что при равной прочности
модуль упругости растворной части на пористом песке
ниже, чем на кварцевом, на 30—40%. Соответственно
больше предельная сжимаемость легкого раствора. Пре-
дельная сжимаемость раствора на пористом песке, как
правило, выше предельной сжимаемости крупного запол-
нителя, дроблением которого получен этот песок. Таким
образом, при использовании пористого песка целесооб-
разно максимальное увеличение расхода крупного за-
полнителя;
3)	замена кварцевого песка пористым приводит к сни-
22
жению предельной прочности бетона. Поэтому пористый
песок целесообразно применять для получения легкого
бетона прочностью, близкой к прочности крупного запол-
нителя. В этом случае при равной прочности бетона
прочность растворной части на пористом песке может
быть значительно ниже, чем на кварцевом.
Итак, прочность конструктивного легкого бетона
прежде всего зависит от прочности и деформативности
применяемых пористых заполнителей. Большое значение
имеют также прочностные и деформативные свойства
растворной части, которые зависят от вида и качества
применяемого песка; активности и расхода цемента;
способов уплотнения бетонной смеси, предопределяю-
щих оптимальный расход воды затворения.
При заданном виде крупного пористого заполнителя
технологическому регулированию доступны только свой-
ства растворной части, условия уплотнения которой в
значительной степени зависят от гранулометрического
состава заполнителей и прежде всего — от соотношения
мелких и крупных фракций.
На прочность легкого бетона большое влияние оказы-
вает объемное содержание крупного заполнителя, от ко-
торого зависят условия уплотнения, а следовательно, и
свойства растворной части.
Поэтому для обеспечения равномерного уплотнения
растворной части конструктивного легкого Жетона необ-
ходимо, чтобы ее объем в уплотненном состоянии на 10—
20% превышал объем межзерновых пустот крупного за-
полнителя.
При уменьшении содержания крупного пористого
заполнителя снижается его влияние на реологические
свойства бетонной смеси В случае использования квар-
цевого песка это позволяет уменьшить водоцементное
отношение и повысить прочность растворной части.
Однако увеличение прочности легкого бетона за счет
уменьшения содержания пористого заполнителя вызы-
вает перерасход цемента, приводит к повышению объем-
ной массы бетона и снижает эффективность его приме-
нения.
Каждому виду пористого заполнителя с определен-
ными физико-механическими свойствами соответствует
оптимальная прочность конструктивного легкого бетона,
которая достигается при сравнительно небольшом рас-
ходе цемента (250—350 кг[мг) и обеспечивает его высо-
23
кие строительные качества. Превышение оптимальной
прочности можно допустить только в исключительных
случаях.
Для большинства видов пористых заполнителей плот-
ностью 1000 kzJm? и более оптимальная прочность бето-
на практически та же, что и для тяжелых плотных за-
полнителей. В этих случаях прочность бетона определя-
ется почти исключительно прочностью растворной части.
Рис. 5 Зависимость отно-
сительных деформаций е
от напряжений О’
/ — тяжелого бетона (Япр=
=166 кгс/см2); 2— керамзито-
бетона (/?пр = 172 кгс/см )
По данным Ю. Е. Корнило-
вича [30], прочность тяжелого
бетона обусловливается двумя
факторами: прочностью цемен-
тного камня и величиной его
сцепления с зернами заполни-
теля. В легком бетоне это сцеп-
ление лучше, чем в тяжелом,
что объясняется шероховатой
поверхностью зерен пористого
заполнителя и явлением «само-
вакуумирования», доказанным
и исследованным проф. М. 3.
Симоновым [67]. Прочность
же самого цементного камня в
легком бетоне в результате
худшей удобоукладываемости
может быть ниже, чем в тяже-
лом, при одинаковом расходе
цемента. Это обстоятельство в
известной мере компенсируется более равномерным рас-
пределением напряжений в легком бетоне, так как зерна
пористого заполнителя по прочности и деформативности
значительно меньше отличаются от цементного камня,
чем зерна плотного заполнителя.
В тяжелом бетоне между зернами плотного заполни-
теля в направлении действия внешних сил возникает
концентрация напряжений. При высоких нагрузках в ме-
стах наибольшего сближения крупных гранул начинает-
ся постепенное раздавливание цементного камня, что
приводит к снижению модуля деформаций и объясняет
нелинейный характер зависимости о — 8 тяжелых бето-
нов марок 150—200 со сравнительно невысокой прочно-
стью растворной части. Для легких бетонов такой же
прочности с более податливыми гранулами крупного
заполнителя характерно менее интенсивное уменьшение
24
модуля деформаций при напряжениях, близких к пре-
делу прочности (рис. 5).
По мнению М. 3. Симонова, эта особенность легких
бетонов свидетельствует о более позднем начале микро-
трещинообразования при повышении нагрузки.
Если не затрагивать вопросы экономики производст-
ва и транспортировки заполнителей, то единственным
преимуществом конструктивного легкого бетона по срав-
нению с тяжелым является его относительно низкая
объемная масса, обеспечивающая снижение веса кон-
струкций со всеми вытекающими из этого последст-
виями.
Какие же заполнители следует предпочитать для
производства несущих и, в частности, изгибаемых кон-
струкций— менее прочные, но более легкие, или более
тяжелые и прочные?
Обычно при уменьшении плотности прочность запол-
нителей убывает значительно быстрее. Поэтому с точки
зрения отношения прочности и плотности предпочтение,
казалось бы, следует отдать тяжелым заполнителям,
которые при плотности 2,5—2,6 г/слг3 могут иметь проч-
ность 1000 kzcIcm2 и более. Однако эта высокая проч-
ность не может быть использована в бетоне с экономич-
ным расходом цемента марок 400—500 при обычных спо-
собах уплотнения.
Наилучшее соотношение прочности и объемной мас-
сы бетона достигается при максимальном использовании
прочности заполнителя, которая всегда значительно вы-
ше, чем прочность цементного камня той же плотности.
Наибольшее использование прочности обоих компонен-
тов бетона обычно достигается, когда прочность заполни-
теля равна или несколько меньше прочности растворной
части. Следовательно, полностью использовать прочность
качественных заполнителей тяжелого бетона возможно
при прочности растворной части более 1000 kzcJcm2, что
практически пока недостижимо. Объемная масса бето-
на-заметно снижается при применении пористых запол-
нителей плотностью 1,4—1,8 г!см3 даже в высокопроч-
ных бетонах марок 400 и 500.
Таким образом, преимущество конструктивных лег-
ких бетонов перед тяжелыми заключается в том, что в
них лучше используются прочностные свойства материа-
лов и за счет этого обеспечивается значительное сниже-
ние веса.
25
Специфика работы таких изгибаемых конструкций,
как крупнопанельные междуэтажные перекрытия жилых
зданий, обычно не требует применения высокопрочных
бетонов. Целесообразное использование указанных бе-
тонов наталкивается на трудности, связанные с обеспе-
чением жесткости конструкций. Поэтому для ненапря-
женных элементов могут быть рекомендованы бетоны
с плотной растворной частью, обеспечивающей хорошее
сцепление с арматурой и надежную ее сохранность от
коррозии, с пределом прочности при сжатии 150—
200 кгс!см2. Есть основания утверждать, что подавляю-
щее большинство пористых заполнителей, применяемых
в нашей стране, при указанной прочности раствор-
ной части обеспечивает примерно такую же прочность
бетона.
Гораздо труднее получить на этих заполнителях лег-
кие конструктивно-теплоизоляционные бетоны марок
50—75 со слитной структурой.
Так, в опытах Н. Я. Спивака [73], проведенных на
керамзите Бабушкинского завода с насыпной массой
420 кг[м3, прочность бетона 50 кгс!см2 обеспечивалась
при заполнении межзернового пространства крупного
заполнителя растворной частью на пористом песке при
расходе цемента 70 кг[м3, а прочность 75 кгс{см2— при
расходе цемента 100 кг]м3.
В опытах, проведенных Н. Я. Спиваком и В. С. Бад-
жагян при участии автора на керамзите Лианозовского
завода с насыпной массой 400 кг!м3, прочность бетона
100 кгс/см2 получалась при расходе цемента 150 кг[м3.
При нормативном расходе цемента 200 кг!м3 прочность
бетона при сжатии достигала 135 кгс{см2.
Эти данные косвенно свидетельствуют о высокой
прочности пористого заполнителя с малой плотностью
(около 0,75 г!см3).
При использовании столь же легкого щебня с откры-
той пористостью расход цемента на 1 м3 бетона для до-
стижения той же прочности примерно на 100 кг выше.
Повышенный расход цемента в последнем случае объ-
ясняется необходимостью заполнения открытых пор на
поверхности щебня и худшей удобоукладываемостью
бетонной смеси.
Следует отметить, что указанные результаты в опы-
тах Н. Я. Спивака получены при высоком содержании
в пористом песке пылевидных частиц.
26
Прочность заполнителя в конструктивно теплоизоля-
ционном бетоне марок 50—75 и даже 100 в значительной
степени остается неиспользованной, так как основные
усилия технологов направлены на максимальное сниже-
ние объемной массы растворной составляющей бетона
при заданной прочности.
В связи с тем, что отношение прочности к плотности
у крупных пористых заполнителей всегда выше, чем у
растворной части, наиболее легким при заданной проч-
ности является предельно уплотненный бетон с макси-
мальным содержанием пористого заполнителя.
Впрочем, это правило не всегда справедливо. При
использовании для получения конструктивно-теплоизо-
ляционного бетона прочных заполнителей с малой пори-
стостью увеличение содержания последних в бетоне при-
водит к повышению объемной массы бетона. Примене-
ние подобных бетонов может быть оправдано только
отсутствием заполнителей необходимой кондиции.
Таким образом, в большинстве районов строительст-
ва в нашей стране главная задача совершенствования
качества пористых заполнителей заключается в сниже-
нии их объемной массы, а не в организации производст-
ва специальных высокопрочных сортов для конструктив-
ного бетона.
Выпускаемые в настоящее время пористые заполни-
тели в большинстве случаев более пригодны для произ-
водства конструктивного бетона, чем для применения
их в наружных ограждающих конструкциях. Пористые
заполнители с плотностью 0,7—0,9 г{см3 с одинаковым
успехом могут быть использованы для обеих целей. Оп-
тимальная марка конструктивного легкого бетона на та-
ких заполнителях—150 (по прочности при сжатии). На
пористых заполнителях с более высокой плотностью без
особых затруднений может быть получен бетон мар-
ки 200.
Для изгибаемых конструкций весьма эффективным
может оказаться и применение крупных пористых за-
полнителей плотностью 0,5—0,7 г{см3 при достаточно
высоком их качестве. Изготовление конструктивного бе-
тона на таких заполнителях допустимо только при проч-
ности растворной части не менее 150 кгс/см2, что может
быть достигнуто лишь при условии интенсивного вибро-
уплотнения бетонной смеси. Марка бетона в этом случае
должна быть не менее 100. Применение конструктивно-
27
го бетона марки 100 на малопрочных заполнителях це-
лесообразно только при низком значении его объемной
массы (не более 1300 кг/м3).
Использование заполнителей плотностью менее
0,5 г/см3 для получения конструктивного бетона нецеле-
сообразно.
При увеличении проектной прочности легкого бетона
его технические преимущества по сравнению с тяжелым
постепенно исчезают. Поэтому для производства изгибае-
мых конструкций наиболее целесообразно использовать
легкие пористые заполнители плотностью 0,7—1,1 г/см3,
свободно обеспечивающие получение конструктивного
легкого бетона марок 150—200.
Применение более тяжелых пористых заполнителей
может быть оправдано только местными экономически-
ми условиями или необходимостью получения высоко-
прочного легкого бетона.
3. ПРОЧНОСТЬ ПРИ РАСТЯЖЕНИИ
На жесткость изгибаемых конструкций оказывает
большое влияние их трещиностойкость, непосредственно
связанная с прочностью бетона при растяжении и из-
гибе.
Прочность бетонного образца при изгибе определя-
ется прочностью его растянутой зоны. Однако расчет бе-
тонной балки в предположении ее упругой работы, исхо-
дя из прочности бетона при осевом растяжении, обычно
показывает значительно меньшую несущую способность,
чем в действительности.
Исследования результатов испытаний методом,
предложенным Фере, показали, что в растянутых зонах
изгибаемых бетонных образцов происходит пластическое
перераспределение напряжений. В результате этого
перераспределения к моменту разрушения образца в
значительной степени используется прочность слоев,
удаленных от наиболее растянутой грани. Такое пере-
распределение обусловлено нелинейным характером за-
висимости деформаций от напряжений.
Для анализа связи между прочностью бетонных об-
разцов при изгибе и осевом растяжении величину пре-
дельной растяжимости бетона ер можно представить в
виде суммы упругих и пластических относительных де-
формаций: ер=еу4-бп.
28
Отношение пластических деформаций к моменту раз-
рушения к величине предельной растяжимости бетона на-
зывают коэффициентом пластичности при растяжении Хр:
Хр — ~~; еп — ер.
ер
Величиной упругих деформаций к моменту разруше-
ния условно принято считать отношение предела прочно-
сти бетона при осевом растяжении к начальному моду-
лю упругости:

£Р
Тогда
ер = 1рер, или
£р
Для первого приближения к
характеру работы изгибаемых
элементов из упругопластичес-
ких материалов можно предпо-
ложить последовательное раз-
витие в растянутой зоне упру-
гих и лластических деформа-
ций (рис. 6). Тогда очертание
эпюры напряжений в растяну-
той зоне к моменту разрушения
будет иметь характер графика,
приведенного на рис. 6, так как
исходя из гипотезы плоских се-
чений величина относительных
деформаций растяжения в лю-
бой точке по высоте элемента
7?р
g -- -----_____
р (1—%Р)ЕР
8
Рис 6 Зависимость отно-
сительных деформаций е
от напряжений о при по-
следовательном развитии
в растянутой зоне упру-
гих и пластических де-
формаций
пропорциональна ее расстоя-
нию от нейтральной оси. Из условия пропорционально-
сти деформаций ординатам, откладываемым от нейтраль-
ной оси, можно заключить, что уже на расстоянии
£рер
°т этой оси напряжение будет
29
равно пределу прочности при осевом растяжении:
Яр. В интервале ординат от у=(1—Ар) (А — х) до наи-
более растянутой грани y=(h—х) напряжения будут
постоянны и равны Яр. В приведенных выражениях х
и h — соответственно высоты сжатой зоны и всего сече-
ния балки. В сжатой зоне максимальные напряжения
к моменту разрушения растянутой зоны обычно значи-
тельно меньше предела прочности при сжатии Поэтому
напряжения сжатия в соответствии с законом Гука мо-
гут быть приняты пропорциональными деформациям:
Ост = ЕсЪ.
Рис 7. Условные эпюры распределения напряжений
в бетонной балке при изгибе
а — при последовательном развитии упругих и пластических
деформаций в растянутой зоне; 6 — при одновременном раз-
витии указанных деформаций
Начальные модули упругости при растяжении и сжа-
тии практически равны: Ер=Ес=Еб.
Принимая в соответствии с изложенными допущения-
ми треугольную эпюру напряжений в сжатой зоне и тра-
пециевидную в растянутой (рис. 7,а), можно определить
условный упругопластический момент сопротивления бе
тонной балки.
С этой целью положение нейтральной оси х находят
из условия равенства сжимающих и растягивающих уси
лий в сечении. Затем максимальный изгибающий момент
7ИР, воспринимаемый в сечении, выражают в виде функ
ции сопротивления осевому растяжению /?р, размере
сечения и величины коэффициента пластичности при рас
тяжении Хр.
30
Упругопластический момент сопротивления сечения
находят по формуле
Хр (1-Е)2	_____________
р 2 )	3	1 3 (1—Ар) (1—S) ’
I3
Wp = -^.
Яр
Для прямоугольной балки величину IFP можно легко
представить в виде функции от лр:
bh2
где b — ширина балки;
|— относительная величина сжатой зоны:
Развитие пластических деформаций в растянутой зо-
не равносильно уменьшению там модуля полных дефор-
маций:
£ = ____° -
L,n —	.
еу + еп
Так, у наиболее растянутой грани £п=(1—Хр)£.
Для промежуточных точек, расположенных в интер-
вале,
(1 —Лр) (Л -JX) < у < (ft - х); Е„ =	(1 — Я„) Е.
У
При у^(\—Хр) (h—х), а также в сжатой зоне ЕП=Е.
Если сечение балки привести к единому модулю де-
формаций Е, то коэффициент приведения в растянутой
зоне будет равен:
1у- __ Еп _(h х) (1 Лр)
Л пр — „	—	"	- •
Е	у
Момент сопротивления приведенного сечения опреде-
ляют по формуле
—____'пр
w пр ,,	. ,
(Л —х)
~ ^р.пр ^пр — ^?р.пр (1	^р) при у = (h х),
где Яр.пр—сопротивление растяжению приведенного се-
чения;
31
/пр — его момент инерции,
о Mp(h—x) р _ Mp(h — х)(1 — Лр) .
•*'р.пр-----Z	. ЛР — 	~,
*пр	2пр
__ Мр __________/г:р____
р Яр (А — х) (1 — Хр) ’
Таким образом, если сечение балки из упругопласти-
ческого материала заменить приведенным сечением, то
момент сопротивления по растяжению может быть опре-
делен по напряжению в точке перелома эпюры напря-
жений:
У (Л — х)(1— М
Рис. 8. Приведенные сечения прямоугольной бетонной
балки при изгибе (ширина Ь~1)
а — при последовательном развитии упругих и пластических де-
формаций; б — при одновременном развитии указанных дефор-
маций
Приведенное сечение прямоугольной балки, получен-
ное из условия последовательного развития упругих
и пластических деформаций в растянутой зоне, показано
на рис. 8, а.
На этом рисунке виден гиперболический характер
очертания приведенного сечения в растянутой зоне, ука-
зывающий на неправдоподобно резкое изменение свойств
растянутого бетона после достижения напряжений, рав-
ных пределу прочности 7?р:
32
коэффициент С величина постоянная, С= (h—х)
(1~М-
Естественнее предположить плавное изменение
свойств бетона по линейному закону, заменив гиперболи-
ческое очертание приведенного сечения в растянутой зо-
не прямолинейным (рис. 8, б).
£
Коэффициент приведения /<Ир= — в этом случае бу-
Е
дет связан линейной зависимостью с расстоянием до ней-
тральной оси у:
в интервале от__у= (h—х) (1—Ар) до y=(h—х). При
y<Z(h—х) (1—Хр), а также в сжатой зоне, как и в пер-
вом случае, Кпр=1. Тогда положение нейтральной оси
сечения может быть найдено из уравнения
х __о._ А
~h	I + Д ’
где А = \/ 1-124--^.
Приведенное напряжение растяжения на расстоянии
у от нейтральной оси к моменту разрушения составит
п _ ср _ Щу
ир.пр —	—
Лпр *пр
Следовательно,
Ср = 2Я₽.Г(2—у у
* пр .
У2 1
(Л—х) J '
(3)
Исследование этой функции показывает, что при у=
= (h—х) [на__наиболее растянутой грани] и при у=
= (h—х) (1—Ар) [на границе упругопластической зоны]
так же, как и в ранее рассмотренном случае, напряже-
ния равны
<7р = ^Р(Л-х)(1-Хр).	(4)
'пр
Однако эти напряжения не являются максимальны-
ми. Для нахождения расстояния от нейтральной оси, в ко-
тором рассматриваемая функция достигает экстремаль-
3—347	33
ного значения, необходимо приравнять к нулю ее произ-
водную.
I (2-М-	= °-
L	(й —х) J
откуда у= (h—х) (1—0,5 Хр).
Подставляя это значение в формулу (3), получим
максимальное напряжение растяжения, которое к момен-
ту разрушения равно
«Гр.тах = Лр= (Л - X) (1 - 0,5V-	(5)
' пр
Следовательно, упругопластический момент сопротив-
ления в этом случае равен
пр
W =________________-__
р (Л —х)(1 — 0,5Ар)2 ’
(6)
Интересно, что к моменту разрушения у наиболее рас-
тянутой грани напряжение снижается и становится мень-
ше 7?р (рис. 7, б). Возможность этого явления подтверж-
дается исследованиями результатов испытаний бетонных
балок методом, предложенным Фере. Такой характер
распределения напряжений в растянутой зоне керамзито-
бетонных балок был получен в ЦНИИЭП жилища
В. Г. Цимблером [93]. Следовательно, рассмотренная
схема работы бетонных элементов в упругопластической
стадии отражает действительный характер этого про-
цесса.
При сравнении рассматриваемых схем упругопласти-
ческой работы изгибаемых бетонных элементов необхо-
димо подчеркнуть, что коэффициент пластичности Хр,
в отличие от Хр, не связывает предельную растяжимость
бетона с пределом прочности при осевом растяжении. Ко-
эффициент Zp выражает условную долю пластических де-
формаций на наиболее растянутой грани при понижен-
ном напряжении в результате начавшегося разрушения
отдельных связей. В этом случае упругую часть деформа-
ций искусственно определяют исходя из величины убы-
вающего напряжения на растянутой грани непосредст-
венно перед образованием сквозной трещины. Между
тем в крайнем растянутом волокне напряжение в какой-
то момент проходит через максимальное значение, равное
пределу прочности при растяжении. Поэтому, сохраняя
коэффициент ?.р для упрощения математических выкла-
34
док и расчетов, необходимо установить его связь со зна-
чением Хр:
е — °р — стр
р (1—Хр)£б Яр ’ (1—%)£б
Отношение — находим из выражений (4) и (5),
ЯР
тогда
р  ______ЯР_______ ЯР
р	(1—0,5Лр)2£б	(1—1р)£б '
_ Г _	____
Следовательно, ХР=ХР------ или Хр=2(1—]/1—Хр).
4
Исследование зависимости величины упругопластиче-
ского момента сопротивления Wp от значений Хр показы-
вает, что функция (6) имеет оптимум при значении Хр«
«0,8 или Хр«0,64. При дальнейшем увеличении Хр функ-
ция убывает. При этом необходимо учитывать, что с уве-
личением Zp момент инерции приведенного сечения /пр
быстро уменьшается. Но развитие пластических дефор-
маций в балке может продолжаться лишь до тех пор, по-
ка это приводит к увеличению упругопластического мо-
мента сопротивления. Следовательно, значение предель-
ной растяжимости бетона при свободных деформациях
ер не должно превышать следующую величину:
(1-0,64) Еб ’ Еб '
Сравнение результатов определения упругопластиче-
ских моментов сопротивления изгибаемых бетонных об-
разцов обоими рассмотренными способами показывает,
что при одинаковых значениях коэффициента Лр меньшие
величины Wp дает расчетная схема, предусматривающая
параболическое очертание эпюры напряжений в растяну-
той зоне. Такой характер распределения напряжений под-
тверждается результатами опытов и больше соответствует
действительности. Но так как процессы упругопласти-
ческого деформирования изгибаемых образцов в различ-
ных случаях могут протекать по-разному, то для коли
чественной оценки результатов опыта иногда используют
понятие «прочность на растяжение при изгибе» — /?£зг.
Для определения этого условного показателя величи-
ну изгибающего момента, соответствующую разрушаю-
3*	35
щей нагрузке, относят к геометрической характеристике
сечения — упругому моменту сопротивления: W=—,
где I — момент инерции сечения; у — расстояние от его
нейтральной оси до наиболее растянутой грани.
Если из опытов известны пределы прочности бетона
при осевом растяжении и при изгибе, то, используя их
отношение, можно оценить величину коэффициента пла-
стичности и предельную растяжимость:
^ИЗГ Mr Г Мт .
₽ W р Rp
Следовательно,
=^р
RP W '
Выше было показано, что упругопластический момент
сопротивления — функция геометрических размеров сече-
ния и значения коэффициента Хр. Если %р=0, то WP=W.
Таким образом, отношение определяет степень раз-
вития пластических деформаций, характеризуемую коэф-
фициентом Хр, и связанные с ней возможности перерас-
пределения напряжений.
JJ7
На рис. 9 показаны зависимости — от величины ко-
де,
эффициента Лр, определенные из условий трапециевидной
и параболической эпюр распределения напряжений по
высоте растянутой зоны.
Многие исследователи, указывая на повышенную пре-
дельную растяжимость легких бетонов, приводят для
сравнения низкие значения предельной растяжимости тя-
желых бетонов, используемые для наиболее осторожных
расчетов. Между тем в результате невысокой однородно-
сти прочности бетонов при растяжении и трудностей, свя-
занных с определением предельной растяжимости, ее зна-
чения, полученные для тяжелых бетонов, изменяются
в широких пределах — от 0,1 до 0,2 мм/м. Во многих слу-
чаях получены и более высокие значения: в основном при
заметном превышении средней прочности на растяжение
для бетона данной марки (по прочности при сжатии). От-
ношение Rp/E^ у тяжелых бетонов обычно не выходит за
пределы 35—55% от ер. На этом основании коэффициент
S3
пластичности бетона при растяжении Хр в действующих
нормах принят равным 0,5.
Легкие бетойы в отношении предельной растяжимости
изучены в меньшей степени. Разнородность имеющихся
данных вызвана многообразием свойств пористых запол-
нителей, структур легких бетонов и в какой-то мере ме-
тодическими трудностями. В большинстве случаев пре-
дельная растяжимость легких бетонов на различных по-
Рис. 9 Зависимость отношения
упругопластического момента
сопротивления прямоугольного
сечения по растянутой грани
к упругому моменту сопротив-
ления — от величины коэффи-
циента пластичности при растя-
жении Хр
1 — при трапециевидной эпюре рас-
пределения напряжений в растяну-
той зоне, .2—при параболической
эпюре напряжений
ристых заполнителях, определенная в испытаниях на из-
гиб, находится в пределах 0,15—0,4 mmJm, что и дает ос-
нование говорить о более высокой растяжимости легких
бетонов по сравнению с тяжелыми. Предельная растя-
жимость легких бетонов иногда выходит за указанные
пределы как в большую, так и в меньшую сторону.
В среднем можно считать, что предельная растяжи-
мость легких бетонов примерно в 2 раза превосходит этот
показатель для тяжелых бетонов.
Однако по величинам модулей упругости легкие бе-
тоны больше отличаются от тяжелых, чем по значениям
предельной растяжимости. Это косвенно указывает на то,
что в легких бетонах возможности пластического пере-
распределения напряжений при изгибе меньше, чем в тя-
желых бетонах. В настоящее время оценка указанного
обстоятельства чрезвычайно затруднена в связи с явно
завышенным значением упругопластического момента
сопротивления бетона, применяемым на основании норм
для определения предела прочности при осевом растяже-
нии по результатам испытания на изгиб. В самом деле,
37
приведенные выше результаты рассмотрения явно идеа-
лизированных схем упругопластической работы изгибае-
мых элементов показывают, что даже в случае трапецие-
видной эпюры напряжений в растянутой зоне при нор-
мативном значении коэффициента пластичности Zp=
= 0,5 Wp=0,256 bh2, а при Хр=0,65 Wp=0,289 bh2. В дей-
ствительности такой характер распределения напряже-
ний не наблюдается. Поэтому более естественно принять
параболическую эпюру напряжений в растянутой зоне,
дающую меньшее завышение момента сопротивления по
сравнению с его действительным значением.
В последнем случае при Хр=0,5 №р=0,248 bh2-, при
Хр=0,64 Ц7Р=0,260 bh2 и больше не возрастает с даль-
нейшим увеличением Хр. Таким образом, это и есть, по-
видимому, предельное значение упругопластического мо-
мента сопротивления бетонной балки прямоугольного се-
чения. Следовательно, 7?“зг не может быть больше 1,56 7?р.
В действительности те сравнительно немногие случаи,
когда один и тот же бетон исследовался на осевое рас-
дизг
тяжение и на изгиб, показывают, что отношение	——
Яр
в среднем равно 2, а иногда и более, т. е. заметно пре-
вышает значение, указанное выше
Причина этого расхождения не только в трудностях,
связанных с центрированием растягиваемых образцов.
Эти трудности хорошо известны Однако, по нашему мне-
нию, указанное расхождение связано со спецификой ра-
боты растягиваемых и изгибаемых образцов.
Если в изгибаемом элементе нарушение каких-либо
внутренних связей сопровождается перераспределением
напряжений, не изменяющим характер его работы, то
в растянутом элементе такое перераспределение равно-
сильно увеличению внутреннего эксцентриситета.
Различные условия работы предопределяют и разные
величины предельных сопротивлений материала. Анало-
гичное явление наблюдается и при сжатии. Например,
СНиП П-В. 1-62 предусматривали различные значения
нормативных и расчетных сопротивлений осевому сжа-
тию (призменная прочность) и сжатию при изгибе. При-
чем последние примерно на 25% превышают призменную
прочность. Сопротивление сжатию при изгибе определя-
ют исходя из прямоугольной эпюры напряжений, тогда
как в действительности эта эпюра не может быть вполне
38
прямолинейной Следовательно, в данном случае оцени-
вается лишь средняя величина напряжений в сжатой зо-
не к моменту разрушения. Так как в отдельных волок-
нах сжатой зоны напряжение может быть выше среднего,
то естественно было бы ожидать, что среднее напряжение
в сжатой зоне при разрушении /?и окажется ниже приз-
менной прочности. Однако в связи с иным характером
работы материала его действительное сопротивление
сжатию при изгибе выше призменной прочности, что
и учитывалось его расчетным значением.
Приведенный пример показывает, что величина мак-
симального напряжения в сечении не всегда является
критерием прочности элемента. Другим подобным при-
мером является повышенная прочность при местном смя-
тии. Прочность материала всегда оценивается проч-
ностью стандартных образцов. Если при центральном
сжатии или растяжении прочность материала определя-
ется отношением разрушающей нагрузки к площади по-
перечного сечения образца, то при изгибе эта прочность
оценивается применительно к условной схеме работы,
принятой для расчета конструкций по предельному со-
стоянию.
Для упрощения расчета конструкций, предельное со-
стояние которых определяется с учетом работы бетона
растянутой зоны,, в этой зоне, согласно СНиП, принимает-
ся прямоугольная эпюра напряжений. Поэтому проч-
ность бетона при растяжении по результатам испытания
на изгиб стандартных образцов оценивают исходя из той
же чисто условной предпосылки.
При определении момента сопротивления сечения при-
нимается, что равнодействующая растягивающих усилий
в соответствии с прямоугольной эпюрой напряжений при-
ложена в центре тяжести растянутой зоны. Для прямо-
угольного сечения WT=0,292 bh2. Применяя это значение
момента сопротивления для определения предела проч-
ности при растяжении, получают то усредненное напря-
жение, которое используется в расчетах конструкций.
Таким образом, применяемый в расчетах момент со-
противления не имеет никакого отношения ни к макси-
мальному напряжению в растянутой зоне при изгибе, ни
к прочности при осевом растяжении. Он необходим для
определения условного сопротивления растяжению и
именно при изгибе.
Поэтому значение предела прочности при растяжении
39
следует определять только по результатам испытаний об
разцов на изгиб.
Применение иного момента сопротивления, например
bhs
Ц7р= — (что больше отвечает действительному соотко-
шению между величиной изгибающего момента и макси-
мальным напряжением в растянутой зоне), повлекло бы
за собой необходимость изменения математического ап-
парата, используемого при расчетах конструкций.
Вместе с тем надо отметить, что нормативный момент
сопротивления, не отражающий реальный характер на-
пряженно-деформированного состояния изгибаемого эле-
мента, не может быть использован для определения его
прогиба. В данном случае проявляется общая особен-
ность методики расчета по предельным состояниям: несу-
щая способность конструкций практически не увязывает-
ся с их деформативностыо. В ряде случаев это приводит
к необходимости учитывать ограниченные возможности
перераспределения усилий.
Иногда предел прочности при растяжении легкого бе-
тона, определенный испытаниями образцов на осевое рас-
тяжение 7?р1, оказывается выше значения, полученного по
результатам испытаний на изгиб /?Р2:
pl bh р2 0.292М2 ’
где Л^р —разрушающее осевое усилие; М?— разрушаю-
щий изгибающий момент.
С одной стороны, как уже отмечалось, это свидетель-
ствует о завышенном значении нормативного момента
сопротивления, а с другой, может указывать на относи-
тельно малую растяжимость бетона, вследствие чего
в нем не успевают достаточно развиться пластические де-
формации.
Однако в расчетах по формулам СНиП нельзя вос-
пользоваться более высоким значением прочности /?Рь
так как для этого потребовалась бы иная форма учета
пластического перераспределения напряжений.
Анализируя и сопоставляя имеющиеся данные о пре-
деле прочности легких бетонов при растяжении и изги-
бе, необходимо четко представлять себе, каким образом
получены те или иные показатели. Так, прочность на рас-
тяжение при изгибе в одних случаях (особенно в зару-
40
бежных источниках) оценивают исходя из упругого мо-
мента сопротивления:
°Р “ bh2 ’
в других случаях из нормативного момента сопротив-
ления:
г) _ 3,5Л4Р
В настоящее время для определения предела прочно-
сти бетона при растяжении принято испытание укорочен-
ных балок (Z=3 h) двум'я сосредоточенными грузами,
расположенными на расстоянии h от опор. В этом случае
n ЗЛ4р *
принимают Кр =	.
bh2
Большое значение имеют также размеры образцов
Во всех указанных случаях определяется условная
характеристика прочности бетона при изгибе, которая не
имеет прямого отношения ни к максимальному напряже-
нию растяжения в сечении, ни тем более к пределу проч-
ности при осевом растяжении. Между тем легко заклю-
чить, что эти характеристики для одного и того же бето-
на могут отличаться по величине в 2 раза.
Особенно важно различать так называемый предел
прочности на растяжение при изгибе, полученный в пред-
положении упругой работы /?”зг, и предел прочности на
растяжение также при изгибе, который меньше пер-
вого в 1,75 раза. Последний иногда называют прочностью
при осевом растяжении, что неверно.
Данные по прочности легкого бетона при растяжении
чрезвычайно многообразны. Поэтому некоторые авторы,
сравнивая свои результаты с нормативами, а иногда и с
данными собственных испытаний тяжелого бетона, при-
ходят к диаметрально противоположным выводам отно-
сительно прочности легких бетонов при растяжении.
Подавляющее большинство имеющихся результатов
получено при испытании образцов на изгиб.
Разнообразие свойств пористых заполнителей не поз-
воляет сгруппировать полученные данные ни по видам
бетона в зависимости от его наименования, ни по плот-
ности заполнителей. Не имеет смысла приводить частные
результаты отдельных исследований; достаточно остано-
41
виться на наиболее общих закономерностях, которые все
же улавливаются при рассмотрении опытных данных.
Заметное превышение нормативных значений наблю-
дается, как правило, только у легких бетонов с Кубико-
вой прочностью при сжатии от 100 до 200 kzcJcm2. При-
чем повышенные значения прочности при растяжении
получены у легких бетонов на прочных пористых запол-
нителях, для которых указанная прочность при сжатии
далека от предельной. Прочность таких заполнителей вы-
ше прочности бетона, и расход цемента при этом нескбль-
ко выше, чем у равнопрочных тяжелых бетонов. Во всех
остальных случаях прочность легких бетонов при растя-
жении примерно равна прочности тяжелых бетонов той
же марки или ниже.
Приближение к прочности бетона при сжатии, пре-
дельной для данного заполнителя, приводит к уменьше-
нию его прочности на растяжение по сравнению с норма-
тивной. Эта тенденция характерна главным образом для
высокопрочных легких бетонов. Однако при использова-
нии заполнителей с низкой прочностью это явление на-
блюдается и у конструктивных бетонов марки 200, а иног
да даже 150. В СНиП П-В. 1-62* для легких бетонов на
естественных пористых заполнителях указанное отклоне-
ние учитывается введением понижающих коэффициентов.
Пониженная прочность на растяжение нередко наблюда-
ется также у керамзитобетона и аглопоритобетона проч-
ностью при сжатии более 300 кгс!см2.
Пониженные нормативные сопротивления растяжению
установлены также для легких бетонов, приготовленных
с применением перлитового песка. Между тем, если пер-
литовый песок получен дроблением пористого щебня, на
нем могут быть приготовлены легкие бетоны с вы-
сокой прочностью при растяжении. Так, по данным
АзНИИСМиС, перлитобетон марки 150 объемной массой
в сухом состоянии 1350 кг/м3 имеет предел прочности при
растяжении 17 кгс!см2, а марки 200 объемной массой
1450 кг!м3—19,9 кас/сж2, что на 25—30% больше нормы
для других видов бетона.
Приведенный пример показывает, что наименование
заполнителя еще мало говорит о свойствах бетона.
Данных по соотношению прочности легкого бетона
при осевом растяжении и изгибе сравнительно мало, но
большинство из них показывает, что с увеличением проч-
ности расхождение между этими показателями убывает.
42
Возможно, что это происходит в результате более благо-
приятных условий при центрировании образцов повы-
шенной прочности.
В последнее время широко практикуется определение
предела прочности при растяжении методом раскалыва-
ния кубов, сжимаемых между двумя цилиндрическими
стержнями. Учитывая условность показателя прочности
при растяжении, пока трудно сказать, в какой форме мо-
гут быть использованы результаты, получаемые указан-
ным методом. В настоящее время применение этого ме-
тода можно рекомендовать лишь параллельно с другими
для накопления сопоставительных данных.
На основании изложенного могут быть сделаны сле-
дующие выводы:
1)	действительный характер работы при изгибе раз-
личных видов легкого бетона в настоящее время изучен
недостаточно. Поэтому наряду со стандартными испыта-
ниями укороченных балок необходимы более глубокие
исследования с применением метода, предложенного Фе-
ре. Уточнение методики расчета изгибаемых (и внецент-
ренно сжатых с большим эксцентриситетом) конструкций,
работающих в стадии, предшествующей образова-
нию трещин, позволит более правильно учитывать свой-
ства и особенности различных видов бетона. Применение
метода приведенных сечений для решения подобных за-
дач не вызывает значительных трудностей и позволяет
сблизить расчетные положения, используемые для опре-
деления деформативности, трещиностойкости и несущей
способности конструкций;
2)	применение в конструкциях междуэтажных пере-
крытий легких бетонов оптимальной прочности для дан-
ного вида пористого заполнителя, как правило, обеспечи-
вает трещиностойкость, равную аналогичным конструк-
циям из равнопрочного тяжелого бетона или более вы-
сокую;
3)	высокопрочные легкие бетоны с относительно по-
ниженной прочностью при растяжении нецелесообразно
использовать в изгибаемых конструкциях, изготовляемых
без предварительного напряжения арматуры;
4)	прочность легких бетонов на растяжение при изги-
бе— важнейший показатель при их применении в конст-
рукциях перекрытий. Этот показатель определяет все ос-
новные свойства указанных конструкций: жесткость, тре-
щиностойкость, сцепление арматуры с бетоном, прочность
43
при скалывании. Поэтому при производстве панелей пе-
рекрытий важнее контролировать их прочность при изги-
бе, чем при сжатии.
4.	СОПРОТИВЛЕНИЕ СРЕЗУ
Прочность бетона на сдвиг или на срез непосредствен-
но не используется в инженерных расчетах; однако ее
значение может оказывать влияние при таких воздейст-
виях, как местное смятие и скалывание у границы прило-
жения нагрузок, вызывающих большие контактные на-
пряжения.
По данным А. А. Евдокимова, прочность на срез бе-
тона, приготовленного на легком керамзитовом гравии
и кварцевом песке, составила 10% его прочности при
сжатии. Для бетона на каширском шлаке этот показа-
тель составил 15%, а для тяжелого бетона—18%.
Проф. Н. А. Попов установил, что сопротивление ке-
рамзитобетона срезу зависит не только от его прочности
при сжатии, но и от вида песка, использованного для его
приготовления. Так, керамзитобетон на керамзитовом пе-
ске показал лучшее сопротивление срезу, чем керамзито
бетон на кварцевом или шлаковом песке.
Приведенные данные указывают на то, что прочные
и плотные заполнители при сдвиге играют роль шпонок,
повышая сопротивление бетона.
Если прочность заполнителя примерно равна или ни-
же прочности растворной части, сопротивление бетона
срезу определяется условиями совместной работы его
компонентов. Если растворная часть приготовлена на
кварцевом песке, прочность керамзитового гравия к мо-
менту разрушения используется Ь меньшей степени, чем
в том случае, если растворная часть приготовлена на по-
ристом керамзитовом песке.
5.	ВЛИЯНИЕ СТРУКТУРЫ БЕТОНА НА ЕГО СВОЙСТВА
Исследуя различные гранулометрические составы теп-
лоизоляционно-конструктивных легких бетонов, Н. Я. Спи-
вак пришел к убеждению, что свойства бетонной смеси,
а также структура и свойства отвердевшего бетона в наи-
большей степени зависят от относительного содержания
в заполнителе мелких фракций (до 5 мм). Было установ-
лено, что, изменяя относительное содержание мелких
44
фракций, можно в широких пределах варьировать все ос-
новные свойства легких бетонов — прочность, объемную
массу, модуль упругости, теплопроводность и т. д. Раз-
личное содержание мелких фракций в заполнителях, ис-
пользуемых многими исследователями, обусловливает
большую изменчивость получаемых результатов.
Таким образом, к расхождению основных показате-
лей бетона, связанному с многообразием свойств пори-
стых заполнителей и с их естественной неоднородностью,
прибавляется расхождение, обусловленное различием
структур бетонов равной прочности при сжатии.
По мере накопления экспериментальных данных воз-
растает количество противоречивых сведений, что затруд-
няет нормирование расчетных параметров.
Между тем для надежного использования положи-
тельных свойств легких бетонов необходимо обеспечить
достаточную повторяемость получаемых результатов.
В целях направленного регулирования и обеспечения
повторяемости результатов необходимо было создать
четкую основу для типизации и классификации структур
бетонов. Н. Я- Спивак предложил в качестве такой осно-
вы использовать отношение объема мелкой фракции (до
5 мм), т. е. песка, к сумме пофракционных объемов за-
полнителя (как мелкого, так и крупного):	’ Зна-
чение фактора
м
м+к
(которое в дальнейшем мы будем
обозначать т) в известной степени предопределяет отно-
сительное объемное содержание в бетоне крупного за-
полнителя со.
На формирование свойств легкого бетона существен-
но влияют условия виброуплотнения, в зависимости от
которых устанавливают жесткость или виброукладывае-
мость бетонной смеси. Виброукладываемость принято
измерять временем (сек), по истечении которого при виб-
рировании с заданным пригрузом или без него уменьше-
ние объема уплотняемой смеси практически прекращает-
ся. Поэтому для оценки виброукладываемости, кроме
времени, необходимо указывать и величину пригруза
в г!см2. Виброукладываемость смеси назначается в соот-
ветствии с условиями ее уплотнения при производстве
изделий.
Принято различать пластичные смеси с виброуклады-
ваемостью 15 сек без пригруза и виброуплотняемые —
45
с виброукладываемостью 45—60 сек под пригрузом
50 г!см2.
Для получения конструктивного бетона одинаковой
прочности содержание цемента в пластичной смеси долж-
но быть на 20—40% выше, чем в виброуплотняемой.
Пластичные и виброуплотняемые смеси могут отли-
чаться также оптимальным гранулометрическим соста-
вом, который в свою очередь зависит от вида крупного
заполнителя (щебень или гравий) [54].
Гранулометрический состав пористых заполнителей
определяется процентным соотношением по объему зерен
различной крупности, просеянных через стандартный на-
бор сит с отверстиями 0,15; 0,3, 0,6; 1,2; 2,5; 5, 10; 20
и 40 мм.
Для производства конструктивного легкого бетона
рекомендуются следующие фракции заполнителя: 0—5;
5—10 и 10—20 мм. Гранулометрический состав песка
(0—5 мм) систематически контролируется просеиванием
через стандартный набор сит.
Соотношение объемов крупных фракций (обычно
двух) должно обеспечивать минимальную межзерновую
пустотность их смеси. Как правило, оптимальное соотно-
шение этих двух фракций различных пористых заполни-
телей изменяется в небольших пределах. Например, со-
держание фракции 5—10 мм в сумме объемов фракций
5—10 и 10—20 мм изменяется от 42 до 36%. Причем
большее значение рекомендуется для щебня, меньше —
для гравия.
, Однако в конструктивных легких бетонах при высо-
ких значениях структурного фактора т изменение соот-
ношения фракций крупного заполнителя в указанных
пределах не имеет большого значения и это соотношение
во всех случаях может приниматься 2 : 3.
Гораздо большее влияние на прочность легкого бето-
на оказывает предельная крупность заполнителя. Пори-
стый заполнитель предельной крупности (40 мм) в кон-
структивных легких бетонах и даже в конструктивно-теп-
лоизоляционных обычно не применяется, так как его при-
менение резко ухудшает удобоукладываемость бетонной
смеси. Как правило, для этих бетонов используется за-
полнитель предельной крупности 20 мм, хотя известны
случаи успешного применения керамзита предельной
крупности 30 мм, разделенного на фракции 7—15
и 15 30 мм.
4G
При необходимости получения бетона высоких марок
на малопрочном пористом заполнителе предельная круп
ность последнего должна быть 10 мм. Однако этот прием
приводит к повышению объемной массы бетона и может
быть использован только в исключительных случаях.
На все основные свойства легкого бетона очень боль-
шое влияние оказывают вид и качество применяемого
песка.
Как указывалось, большое значение имеет содержа-
ние в пористом песке пылевидных, гидравлически актив-
ных частиц крупностью до 0,15 мм. Однако в конструк-
тивных бетонах с повышенным содержанием цемента
влияние этих частиц на прочность при сжатии снижается.
В пористом песке целесообразно ограничивать содержа-
ние крупных частиц.
Содержание в пористом песке частиц крупностью от
1,2 до 5 мм не должно превышать 50% по объему, причем
желательно, чтобы оно составляло около 30%.
Оптимальное количество воды затворения определя-
ется опытным путем по наименьшему выходу бетона при
заданной интенсивности виброуплотнения.
Таким образом, каждая модификация легкого бето-
на характеризуется следующими основными парамет-
рами:
1)	видом пористого заполнителя и его насыпной мас-
сой;
2)	структурным фактором т\
3)	виброукладываемостью (пластичный или вибро-
уплотняемый);
4)	предельной крупностью заполнителя;
5)	видом мелкозернистого составляющего (пористый
песок, кварцевый или смесь этих песков в определен-
ном соотношении);
6)	расходом цемента и его маркой.
Количество задаваемых параметров можно сокра-
тить, только приняв единую предельную крупность за-
полнителя—20 мм.
Для повышения конструктивных качеств легкого бе-
тона, из которых важнейшим является его объемная
масса при заданной прочности, важно оптимизировать
все приведенные параметры, начиная с величины струк-
турного фактора.
Объемная масса легкого бетона в сухом состоянии
складывается из расходов заполнителя и цемента (суче-
47
том химически связанной воды), отнесенных к единице
его объема. Эти расходы прежде всего являются функ-
циями структурного фактора.
Так, в результате опыта по исследованию свойств
различных модификаций виброуплотняемого керамзито-
бетона марки 50 с предельной крупностью заполнителя
20 мм была получена идеально четкая зависимость сум-
мы пофракционных объемов керамзита от величины
Рис 10 Зависимость суммы
пофракционных объемов керам-
зита от величины структур-
ного фактора т
структурного фактора т (рис. 10). Эта зависимость вы-
ражается двумя почти прямыми линиями, пересекаю-
щимися в точке максимального значения суммы пофра-
кционных объемов.
Анализ полученной зависимости показал, что расход
крупного заполнителя практически постоянен до тех
пор, пока его межзерновое пространство не заполнится
растворной частью. При дальнейшем увеличении объе-
ма растворной части гранулы крупного заполнителя
раздвигались, что приводило к уменьшению расхода это-
го заполнителя. Расход песка в растворной части при
том малом количестве цемента, которое необходимо для
получения прочности 50 кгс{см2, также был практически
постоянным.
Были составлены уравнения как для левой, так и для
правой части графика, выражающего исследуемую за-
висимость. Для левой части графика (при незаполнен-
ной межзерновой пустотности крупного заполнителя),
Е v = М + К =	.	(7)
1 — иг
Для правой части графика (при объеме растворной
части, превышающем межзерновую пустотность запол-
М . m
нителя в уплотненном состоянии, т. е -11):
^мах
X	.
^Cmax . ..	.
—----+ (1	П)(1—m)
•Мтах
(8)
48
Легко убедиться, что при т=0 (беспесчаный круп-
нопористый бетон) S14-— Кшах, а при т=\ (мелкозер-
нистый бетон) SV3=Afniax. Эти краевые значения объ-
ясняют физический СМЫСЛ обозначений /Стах и ТИтах.
Максимальное значение суммы пофракционных объ-
емов заполнителя получается при  М = П. SVmax=
Mmax
= Ктах-^МтахП.
Значение фактора т, соответствующее максимально-
му расходу заполнителей:
7Итах	П	П	1г\\
ГП — -----—------ = ---------~,	(9)
ТСтах 4“ -Мтах П Кглъх _j_ уу 1 -|- 77
ТМтах
Отклонение расчетных значений от фактических не
превышало 2% и, следовательно, находилось в пределах
точности эксперимента. Однако приведенные результа-
ты были получены при использовании в качестве мелко-
зернистой составляющей дробленого керамзитового пес-
ка с предельной крупностью зерен 1,2 мм и при низком
расходе цемента.
Прерывистая гранулометрия заполнителя в этих опы-
тах была принята в соответствии с рекомендациями
«Указаний по подбору состава и приготовлению керам-
зитобетона».
Дальнейшие исследования показали, что при исполь-
зовании заполнителей с непрерывной гранулометрией,
т. е. с применением песка крупностью до 5 мм, характер
зависимости расхода заполнителей от структурного фак
тора может существенно измениться. Эти исследования
проводились с целью изучения влияния структурного
фактора на свойства легкого бетона при изменении рас-
хода цемента от 135—150 до 485—505 кг!м3.
Опытные образцы формовались из виброуплотняемой
бетонной смеси непрерывного гранулометрического со-
става с предельной крупностью зерен заполнителя
20 мм. В качестве крупного заполнителя использовался
керамзит Лианозовского завода с насыпной массой двух
фракций (5—10 и 10—20 мм) 380—420 кг{м3. Среднее
значение насыпной массы составило 404 кг!м3. Фракции
5—10 и 10—20 мм дозировались по объему в соотно-
шении 2 : 3. Мелкозернистая составляющая заполнителя
принималась в трех вариантах: пористый песок, полу-
ченный дроблением крупного заполнителя; кварцевый
4—347	49
песок с насыпной массой 1550—1600 кг!м?\ смесь этих
песков в соотношении 1 :1 по объему. Для усреднения
пористый песок рассеивался на две фракции: 0—1,2 и
1,2—5 мм. Эти фракции дозировались по объему в соот-
ношении 7:3.
Коэффициент выхода смеси этих фракций —0,88; на-
сыпная масса 705—730 кг!м\ В пористом песке фракции
0—1,2 около 30% составляли пылевидные частицы. При
каждом значении структурного фактора изготавливали
12 серий образцов: три вида мелкозернистой составляю-
щей при четырех различных расходах цемента. Каждая
серия изготовлялась после предварительного подбора
оптимального расхода воды затворения и включала
шесть кубов с размерами ребер 10, 15 и 20 см, по три
призмы 15X15X60 см, «восьмерки» с шейкой 10ХЮХ
Х40 см, балки 15X15X120 см и пластинки 25Х25Х
Х5 см для определения теплопроводности. Через 4 ч по-
сле изготовления все образцы пропаривались в автокла-
ве без избыточного давления при температуре около
90° С. Применялся следующий режим термообработки:
подъем температуры — 2 ч, изотермический прогрев —
5 ч, остывание—10 ч. Испытание образцов начинали
через 28 дней после пропаривания.
Работа проводилась инж. Баджагян В. С. при уча-
стии автора и группы сотрудников лаборатории
ЦНИИЭП жилища под руководством Н. Я- Спивака.
Ввиду большого объема экспериментальных работ
это исследование растянулось на несколько лет и, посу^
ществу, осталось незавершенным. Тем не менее резуль-
таты его представляют значительный интерес.
Рассмотрим прежде всего зависимость прочности бе-
тона от расхода цемента (рис. 11, 12, 13).
Линейный характер этой зависимости наблюдается
только у крупнопористого беспесчаного бетона (т = 0)
Однако и при расходе цемента 500 кг!м? не обеспечива-
ется заполнение межзернового пространства заполните-
ля Объем незаполненных пустот еще достаточно велик,
и прочность бетона составляет всего 100 кгс)см2.
При значении структурного фактора т=0,2 и при-
менении кварцевого песка интенсивный рост прочности
с увеличением расхода цемента наблюдается лишь в про-
цессе заполнения межзерновых пустот практически не-
уплотняемой растворной частью. Слитное строение бетона
в этом случае достигается при расходе цемента, от
50
Рис. 11. Зависи-
мость прочности
при сжатии 7? ке-
рамзитобетона на
пористом песке
от расхода цемен-
та Ц
/ — при т=0, 2 — при
т~0,18, 3 — при tn
=0,28, 4 — при т 0,47
Рис 12 Зависи
мость прочности
при сжатии R ке-
рамзитобетона на
пористом и квао-
цевом песках (1:1)
от расхода цемен-
та Ц
/ — при т=0; 2 —при
т=0,19, 3— при т=
=0,29,	4 — при т
'=0,48

Рис. 13 Зависи-
мость прочности
при сжатии R ке-
рамзитобетона на
кварцевом песке от
расхода цемента Ц
i — при т=0, 2 —при
W=0,2; 3— при tn=
=0,3, 4 — при т—0,5
4*
51
несенном к объему межзерновых пустот крупного запол-
нителя, около 800 кг!мг. Таким образом, возможности
роста прочности растворной части при дальнейшем уве-
личении расхода цемента к этому моменту практически
исчерпаны. Незначительное возрастание прочности бето-
на (от 137 до 157 кгс]см2) при повышении расхода це-
мента от 325 до 500 кг[м? можно объяснить только неко-
торым увеличением объема растворной части и улучше-
нием условий ее уплотнения.
Примерно такая же картина наблюдается при значе-
нии структурного фактора т=0,19 и использовании
смеси кварцевого и пористого песков. Однако рассмат-
риваемая зависимость имеет здесь более плавный харак-
тер. Это свидетельствует о том, что растворная часть
с частичным применением пористого песка дольше сох-
раняет возможность повышения прочности при увеличе-
нии расхода цемента.
Зависимость прочности бетона от расхода цемента
выглядит несколько иначе при использовании пористого
песка и значении структурного фактора т=0,18.
При увеличении расхода цемента со 150 до 300 кг{м3
график рассматриваемой зависимости идет параллельно
аналогичному графику, построенному для крупнопори-
стого бетона. Это свидетельствует о плохих условиях уп-
лотнения легкой растворной части при ее недостатке.
В этом случае прочность интенсивно растет при увеличе-
нии расхода цемента от 300 до 360 кг!м3, т. е. когда уже
заполнено межзерновое пространство крупного заполни-
теля. При дальнейшем росте расхода цемента характер
зависимости становится примерно таким же, как и для
бетона на смешанных песках (при /п=0,19).
Интересно отметить, что при расходе цемента
500 кг!м3 прочность бетона практически одинакова во
всех трех вариантах растворной части: 153—157 кгс]см2.
В бетонах с более высоким содержанием песка при
т=0,28—0,50 нелинейный характер зависимости проч-
ности от расхода цемента вполне объясняется положе-
ниями, которые изложены в п. 2 настоящей главы. Опти-
мальная прочность бетона на данном виде крупного по-
ристого заполнителя (150—175 кгс1см2) достигается при
расходе цемента около 325 кг{м\ Дальнейшее увеличе-
ние расхода цемента малоэффективно.
С увеличением прочности бетона оптимум расхода
цемента при использовании кварцевого песка смещается
52
в сторону составов с меньшим содержанием крупного
заполнителя, а при использовании только пористого пес-
ка такое смещение не наблюдается (рис. 14).
При малом расходе цемента и использовании кварце-
вого песка запесоченные составы показывают меньшую
прочность. Однако при повышенном расходе цемента
Рис 14 Зависимость расхода це-
мента Ц для получения керамзи-
тобетона марок 100, 150 и 200 от
значения структурного фактора
tn
1 — керамзитобетон на кварцевом пе-
ске, 2 — керамзитобетон на смеси квар-
цевого и пористого песков; 3— керам-
зитобетон на пористом песке
Рис. 15. Зависимость водо-
цементного отношения от
расхода цемента
1 — крупнопористый беспесчаный
керамзитобетон; 2 — керамзито-
бетон на кварцевом песке при
т=0,2, 3— то же, при т=0,3;
4 — то же, при т—0,5, 5 — ке-
рамзитобетон на смеси кварце-
вого и пористого песков при
/72=0,19; 6 — то же, при т=0,29,
7 — то же, при т=0,48; 8 — ке-
рамзитобетон на пористом песке
при га=0,18, 9 — то же, при
гп=0,28, 10 — то же, при т=0,47
Рис 16 Зависимость водо-
цементного отношения от
значения структурного фак-
тора т при расходе цемен-
та 325 кг]м3
1 — керамзитобетон на кварце-
вом песке, 2 — керамзитобетон
на пористом и кварцевом песках,
3 — керамзитобетон на пористом
песке
' М \
М+к)
53
увеличение содержания кварцевого песка, а следователь-
но, и объема растворной части сказывается положи
тельно.
При использовании пористого песка желательно обе-
спечить максимальное содержание крупного заполните-
ля. Превышение расхода мелкой фракции, необходимого
для хорошего уплотнения растворной части, в этом слу-
чае не приводит к увеличению прочности бетона.
Результаты подбора оптимального объема воды за-
творения представлены в виде зависимостей водоцемент
ного отношения от расхода цемента (рис. 15).
На рис 16. приводится зависимость водоцементного
отношения от значения структурного фактора т при рас-
ходе цемента 325 кг!м?. Эта зависимость показывает, что
оптимальный расход воды затворения определяется ви-
дом мелкого заполнителя и его содержанием в бетонной
смеси, а также, что керамзитобетон с применением смеси
пористого и кварцевого песков по оптимальному расходу
воды затворения ближе к бетону на кварцевом песке,
чем к бетону на пористом песке
Одной из целей проведенного исследования было
уточнение зависимости расхода заполнителя от значения
структурного фактора при использовании песка предель-
ной крупности 5 мм, а также определение влияния рас-
хода цемента на эту зависимость.
Результаты показали, что при увеличении расхода це-
мента примерно до 260 кг!м? почти во всех случаях рас-
ход заполнителей также возрастает. Это явление можно
объяснить пластифицирующим влиянием цемента на бе-
тонную смесь. Дальнейшее увеличение расхода цемента
приводит к постепенному снижению объема заполните-
лей при всех значениях структурного фактора, за исклю
чением крупнопористого беспесчаного бетона (т = 0).
В последнем случае высокий суммарный объем обеих
фракций крупного заполнителя (1200 л1м3) сохраняется
и при расходе цемента 500 кг/м?
На рис. 17 и 18 показана зависимость относительного
объемного содержания крупного заполнителя от расхода
цемента. Объемное содержание заполнителя пропорцио
нально его расходу в насыпном состоянии: m =	(1—
—+	(1—/72) = (1—/7cp)2J7Kh.
Средняя межзерновая пустотность фракций крупного
заполнителя 77Ср в рассматриваемых опытах равна 46%'
/7ср==0,46; со=О,о4 S£7kh» 2£7кн== 1,85со
54
Смесь двух фракций керамзитового гравия (5 10
и 10—20 мм), перемешанная и уплотненная с водой и це-
ментом, в крупнопористом бетоне имела межзерновую
пустотность всего 35% ((Оо=О,65). Если бы такой расход
крупного заполнителя сохранялся до заполнения песком
его межзернового пространства, то это заполнение было
Рис 17. Зависимость относи-
тельного объемного содержания
крупного заполнителя со в ке-
рамзитобетоне на пористом пес-
ке от расхода цемента
1 — при т 0, 2—при т=0,18, 3—при
/п-=0,28, 4 — при т 0,47, 5 — при
суммарном расходе фракций круп-
ного заполнителя 1 М3 на 1 м3 бето-
на
Рис. 18 Зависимость относи-
тельного объемного содержания
крупного заполнителя со в ке-
рамзитобетоне на кварцевом
песке от расхода цемента
1 при т 0, 2 — при т 0,2, 3—при
т 0,3, 4 — при т=0,5, б — при сум-
марном расходе фракций крупного
заполнителя 1 м на 1 м бетона
бы достигнуто при очень низком значении структурного
фактора:
(1 — ^о)
1,85соо4-(1 — соо)
0,35
1,2 + 0,35
= 0,226.
Однако при использовании песка предельной крупно-
сти 5 мм расход крупного заполнителя заметно умень-
шается еще до заполнения его межзернового простран-
ства. Это объясняется тем, что крупные частицы песка
при увеличении его расхода все сильнее препятствуют
сближению гранул керамзитового гравия.
В бетонной смеси с низким содержанием песка
(/п=0,18—0,20) еще сохраняется сравнительно высокая
степень уплотнения крупного заполнителя: со = 0,622
0,635. Эти показатели соответствуют суммарному расхо-
55
ду обеих фракций керамзитового гравия—1150—
1175 л/м3.
При дальнейшем увеличении расхода песка условия
уплотнения крупного заполнителя значительно ухудша
ются. Поэтому график зависимости относительного объ-
емного содержания крупного заполнителя от значений т
имеет плавный и почти прямолинейный характер
Рис 19 Зависимость относи
тельного объемного содержани
крупного заполнителя о в ке
рамзитобетоне от структурного
фактора т
1	— керамзитобетон на кварцевом
песке при расходе цемента 260 кг/м
2	— то же, на пористом песке,
3 — то же, на кварцевом и пописто
песках при расходе цемента 500 кг м
Рис 20 Зависимость суммы по
фракционных объемов заполни
теля 2и3 от значений т
1 — керамзитобетон на кварцево
песке при расходе цемента 260 кг/м
2 — то же, при расходе цемент
380 кг/м3-, 3—керамзитобетон на по
ристом песке при расходе цемент
260 кг м3; 4 — то же, при расход
цемента 380 кг м3; 5 — керамзитобе
тон на кварцевом и пористом песка
при расходе цемента 500 кг/м
6 — расчетные значения суммы п
фракционных объемов заполнител
при расходе цемента 260 кг
(максимальные 3=1); 7 — то ж
при расходе цемента 380 кг/м3 д
керамзитобетона на кварцевом пе -
ке. 8 — то же, при расходе цемент
500 кг/м3-, 9 — то же, при расхо е
цемента 380 кг/м3 для керамзитоб
тона на пористом песке, 10— то ж ,
при расходе цемента 500 кг/м3
(рис. 19). По виду этого графика нельзя заключить, пр
каком значении т заполняется межзерновое простран-
ство крупного заполнителя.
На рис. 20 показана зависимость суммы пофракцион
ных объемов заполнителя от значений т при различных
расходах цемента.
При расходе цемента 260 кг/л/3,‘обеспечивающем ма -
симальное содержание заполнителя, наибольшая сумма
его пофракционных объемов соответствует значениям
56
т = №—0,24. Между тем, зная пустотность крупного за-
полнителя, путем элементарного расчета легко убедить-
ся, что количества песка, соответствующего указанным
значениям фактора т, недостаточно для заполнения меж-
зернового пространства керамзитового гравия. Для опре-
деления значений т, при которых достигается это запол-
нение, можно воспользоваться формулой (8).
Указанная формула остается справедливой, если вме-
сто значения /Стах (суммарного насыпного объема круп-
ного заполнителя в беспесчаном бетоне) и соответствую-
щей ему межзерновой пустотности П подставить расход
керамзитового гравия — 1 м3 и среднюю пустотность это-
го заполнителя /7ср— 0,46. Значение Мтах также можно
принять равным 1 м3, ибо к моменту заполнения межзер-
нового пространства нельзя рассчитывать на заметное
уплотнение мелкозернистой составляющей бетонной сме-
си. Тогда
Е V3 = М + К -----------------------------
/71 -J- (1 — Пср) (1 —/И)
1 1
(1—ПСр)-\-Псрт 0,54-|-0,46/п
Эта близкая к прямой гипербола построена на графи-
ке (рис. 20), где видно, что опытные значения суммарно-
го расхода заполнителя бетона на кварцевом песке точно
совпадают с теоретическими при значениях т>0,355.
Для бетона на пористом песке такое совпадение не полу-
чено.
Теоретическая кривая пересекает кривую, построен-
ную по опытным данным, при значении т=0,42. Такое
несовпадение означает только то, что при значениях
/и>0,42 увеличение расхода пористого песка сопровож-
дается некоторым его уплотнением. Чтобы определить
величину этого уплотнения, можно опять воспользовать-
ся формулой (8). Величину Мшах В этом случае можно
выразить через коэффициент уплотнения или коэффици-
ент выхода раствора из единицы объема пористого пес-
ка 0:
Тогда
М ~ —
2К*тах— о •
Р

_________________1____________________
/770 + (1 - Пср) (1 - /77) ’
Подставляя в эту формулу опытное значение SV3, и
соответствующую ему величину т, можно определить
коэффициент уплотнения 0. В рассматриваемом случае
(при т=0,47) 0=0,95.
Следовательно, при изменении т от 0,42 до 0,47 по-
ристый песок уплотняется на 5%. Совпадение теоретиче-
ской кривой с опытными данными при использовании
кварцевого песка объемной массой 1550—1600 кг{м3
показывает, что такой песок в бетоне практически не уп-
лотняется, т. е. 0=1.
На основании проведенного анализа можно сделать
следующие выводы:
1) при использовании песка крупностью до 5 мм гра-
нулы крупного заполнителя раздвигаются до заполнения
его межзернового пространства этим песком. Влияние
раздвижки особенно заметно при использовании порис-
того песка, содержащего больше крупных частиц. Таким
образом, применение заполнителя непрерывного грану-
лометрического состава для виброуплотняемых смесей
снижает суммарный расход заполнителей и затрудняет
получение слитного бетона при низких значениях струк-
турного фактора /и;
2) при высоких значениях фактора m(mZ>0,36 при
использовании кварцевого песка и т^0,42 при исполь-
зовании пористого песка) предельная крупность мелкого
заполнителя не влияет на суммарный расход инертных.
Определение влияния повышенного содержания це-
мента на объем заполнителя в бетоне сводится к нахож-
дению зависимости объема растворной части от расхода
цемента.
На основании анализа имеющихся данных были по-
лучены эмпирические формулы, отражающие влияние
расхода цемента на объем растворной части бетона
Vp4 на пористом песке
Vp.4 = 0,95Vn+	> о,95Уп (10)
1,25 4-0,25-^-
* п
и на кварцевом песке
Ур.ч = 0,86Vn + 0,62Д - 71 > Vn. (11)
Для оценки полученных зависимостей необходимо
связать расход заполнителя с расходом цемента и со
значением структурного фактора т:
58
1000 - Ур.ч = 1000<о = (1 - /7ср) VKH = CI — ^ср- (1—т) у
т
Заменяя теперь Ррч приведенными выше значениями,
расходом цемента и значением т. Сумма пофракцион-
получаем. уравнение, связывающее расход песка Уп с
них объемов заполнителя
2У3 =	.
т
Рис. 21 Зависимость граничных
аначений расхода цемента Цг,
ре приводящих к уменьшению
объема заполнителей, от вели-
чины структурного фактора т
для керамзитобетона на квар-
цевом песке, 2 — для керамзитобе-
тона на пористом песке
Рис 22 Зависимость объемной
массы р керамзитобетона на
пористом и кварцевом песках от
структурного фактора т
а — керамзитобетон марки 100,
б — то же, марки 150, 1 — расход
гравия в кг/м3, 2 — расход пористо-
го песка в кг)м3, 3 — расход цемен-
та с учетом химически связанной
воды в кг м3 (1,15 Ц)
Результаты расчета суммарного объема заполните-
лей при расходах цемента 380 и 500 кг/м3 и разных зна-
чениях т показаны на рис. 20 в виде соответствующих
графиков.
На рис. 20 видно, что отклонение расчетных значений
от результатов опыта не превышает 3% и, следователь-
но, находится в пределах точности эксперимента.
Пользуясь формулами (10) и (11), можно уточнить
предельное количество цемента, при котором сохраняет-
ся наибольший расход заполнителей.
Результаты вычисления граничного значения расхода
Цемента ЦГ представлены на рис. 21. Однако при одном
И том же расходе цемента объем цементного камня в
бетоне может меняться в очень широких пределах в за-
висимости от расхода воды затворения. Поэтому пока-
59
занные на графике рис. 21 значения граничного расхода
цемента не могут рассматриваться вне зависимости от
характера уплотнения бетонной смеси. Бетоны и со зна-
чительно меньшим содержанием цемента могут иметь
вполне слитную структуру, хотя это и не означает, что
при иных расходе воды и способе уплотнения, но с тем
же объемом заполнителя, нельзя получить бетон с более
плотным цементным камнем.
Рис 23 Зависимость сбъемной
массы р керамзитобетона на
пористом и кварцевом песках от
значения структурного фактора
т
а — керамзитобетон марки 100,
б — то же, марки 150, 1 — расход
гравия в кг/м , 2 — расход пористо-
го песка в кг м ; 3~ расход кварце-
вого песка в кг м , 4 — расход це-
мента с учетом химически связан-
ной воды в кг м3 (1,15 Ц)
Рис 24. Зависимость объемной
массы керамзитобетона на
кварцевом песке от значения
структурного фактора т
а — керамзитобетон марки 100;
б — то же, марки 150	1 — расход
гравия в кг м3, 2 — расход кварце-
вого песка в кг м3; 3 — расход це-
мента с учетом химически связан-
ной воды в кг/м3 (1,15 Ц)
Зависимость объемной массы керамзитобетона ма-
рок 100 и 150 от значения структурного фактора т при
использовании пористого и кварцевого песков, а также
их смеси представлена на рис. 22, 23 и 24 в виде диаг-
рамм расхода заполнителей и цемента. Количество це
мента на этих диаграммах дано с коэффициентом 1,15,
учитывающим массу химически связанной воды.
Приведенные диаграммы показывают, что приисполь
зовании пористого песка изменение соотношения мелко
го и крупного заполнителя в исследованных предела
мало влияет на объемную массу бетона. Однако при ча
стичной или полной замене пористого песка кварцевы
зависимость объемной массы бетона от значения тст
новится очевидной
Использование этой зависимости открывает широ-
кие возможности регулирования величины объемной мас-
сы легкого бетона. Например, из диаграммы, приведен-
ной на рис. 24,6, следует, что, уменьшая долю кварце-
вого песка в суммарном расходе заполнителя (по
объему) от 0,5 до 0,3, можно снизить объемную массу
керамзитобетона марки 150 более чем на 14% (с 1600
до 1370 кг1м?). Сравнивая диаграммы, приведенные на
рис. 24, б и 23, б, можно заключить, что замена полови-
ны объема кварцевого песка пористым при т=0,3 поз-
воляет снизить объемную массу бетона марки 150 еще
на 10%—До 1230 кг/уи3. Заменяя весь кварцевый песок
пористым, можно довести значение объемной массы ке-
рамзитобетона марки 150 до 1060—1070 кг!м? (рис.
22,6); однако такое решение не рекомендуется по при-
чинам, которые будут изложены ниже.
Таким образом, исследования показали, что, приме-
няя одни и те же материалы, но в разном соотношении,
можно получать равнопрочный легкий бетон при изме-
нении объемной массы до 50% • Если необходимо полу-
чить легкий бетон повышенной прочности (для данного
пористого заполнителя) марки 200, диапазон возможных
изменений его объемной массы значительно сужается
(1420—1460 кг!м*).
С точки зрения использования легких бетонов в из-
гибаемых конструкциях наибольший интерес представ-
ляют результаты испытаний керамзитобетонных образ-
цов на изгиб и осевое растяжение. Результаты этого ис-
следования показаны на рис. 25 в форме зависимости
пределов прочности при изгибе и осевом растяжении о г
Кубиковой прочности при сжатии.
Ранее рассмотренные материалы дают, таким обра-
зом, полное представление о составе испытанных бето-
нов и значении их объемной массы.
Значения прочности на растяжение при изгибе, пока-
занные на рис. 25, получены исходя из упругого момен-
та сопротивления 1Ер = -у- . Это позволило сопос-
тавить на одном графике значения прочности при изги-
бе и растяжении. Кроме того, как отмечалось выше,
отношение рассчитанного таким способом значения проч-
ности при изгибе У?"31 к значению прочности при осевом
растяжении Rp в какой то степени характеризует дейст
61
вительную величину упругопластического момента соп-
ротивления.
Для сопоставления полученных данных с норматив-
ными (СНиП II-B.1-62*) на график нанесены две кри-
вые: одна соответствует приведенным в нормах значени-
ям /?р, а другая построена по этим же значениям, умно-
□  а - Предел прочности, керамзитобетона на по-
ристом, к борце вом и смешанном песках на
растяжение при изгибе
о • л - То же при осевом растяжении
Рис 25 Зависи-
мость предела
прочности керамзи-
тобетона при осе-
вом растяжении и
растяжении при из-
гибе от предела
прочности при сжа-
тии
женным на коэффициент 1,75. Таким образом, верхняя
кривая служит для сравнения результатов испытаний на
изгиб с нормативными величинами.
Каждая точка на графике показывает средний ре-
зультат испытаний трех образцов. Значения прочности
при изгибе и растяжении, полученные на образцах ка-
кой-либо серии, отложены на этом графике по одной
вертикали. Принятые обозначения позволяют различать
результаты, соответствующие разным вариантам мелко
зернистой составляющей бетона.
Значения структурного фактора т обозначены циф
ровыми индексами: 2 — при т = 0,18—0,2; 3— при т=
«=0,28—0,3 и 5 — при т=0,47 0,5. Точки, показываю
щие результаты испытаний образцов из крупнопористого
беспесчаного бетона (т=0), индексами не отмечены.
На основании приведенных результатов нельзя сде-
лать какие-либо выводы о влиянии фактора т. Во вся-
ком случае, это влияние не столь очевидно, чтобы о нем
можно было судить без количества данных, достаточно-
го для статистической обработки.
Зато весьма заметно влияние вида мелкозернистой
составляющей бетона. Так, образцы-«восьмерки» из ке-
рамзитобетона на дробленом керамзитовом песке при
расходе цемента 135—152 кг!м3 показали более высо-
кие значения прочности при осевом растяжении, чем об-
разцы, изготовленные при том же расходе цемента с ча-
стичной или полной заменой пористого песка кварцевым.
Эти значения при т=0,18, 0,28 и 0,47 и соответствую-
щей прочности при сжатии (7?Сж=46,52 и 86 кгс!см2) ле-
жат выше нормативной кривой, тогда как все значения
прочности при осевом растяжении, полученные на об-
разцах с применением кварцевого песка (при малом рас-
ходе цемента), лежат ниже. Самые низкие значения /?р
при расходе цемента около 150 кг!м3 соответствуют со-
ставам керамзитобетона с применением только кварце-
вого песка.
Вместе с тем значения прочности при изгибе для этих
же составов бетона расположены как раз в обратном
порядке. Балки из керамзитобетона на кварцевом песке
при w=0,2 и т=0,5 показали нормативную прочность,
а при т=0,3 — прочность, значительно превышающую
нормативную — 20,8 кгс1см2 (7?сж=85 кгс!см2, /?^изг =
= 1,75 7?J=8,5X1,75^15 кгс/см2).
Остальные балки при указанном расходе цемента по-
казали прочность ниже нормативной.
Заслуживает внимания близость значений 7?р и /?рЗГ
для керамзитобетона на дробленом керамзитовом песке.
При т=0,18 и т=0,28 эти значения практически сли-
ваются. Довольно близки они и при т=0,47, особенно
если учесть трудности центрирования «восьмерок». От-
меченное явление свидетельствует об отсутствии у этих
образцов перераспределения напряжений при изгибе.
Опыты с балками, изготовленными с применением
кварцевого и пористого песка в соотношении 1:1, пока-
зывают промежуточные результаты.
При увеличении расхода цемента до 255—260 кг!м3
63
прочность на растяжение (как осевое, так и при изгибе)
керамзитобетона, приготовленного с применением толь-
ко дробленого пористого песка, явно уменьшается.
Чрезвычайно низкая прочность на растяжение оста-
ется и при дальнейшем увеличении расхода цемента —
почти до 500 кг/м3. Спорадическое расположение точек,
соответствующих этому виду бетона, показывает, что по-
лученные значения не подчинены никакой закономер-
ности. Так, в одном случае при прочности на сжатие
150 кгс]см? предел прочности при осевом растяжении со-
ставляет всего 5,3 кгс!см2. Причем низкие результаты,
полученные при осевом растяжении, вполне подтверж-
даются соответствующими значениями прочности при
изгибе.
При испытании образцов-«восьмерок» определяли
модуль деформаций при растяжении в интервале напря-
жений от 0,15—0,25 7?р до 0,5—0,7 /?р. Зависимость нап-
ряжений от деформаций в этом интервале носила почти
линейный характер.
Несмотря на хаотический разброс значений прочнос-
ти при растяжении, значения модуля деформаций керам-
зитобетона на пористом песке с увеличением расхода це-
мента продолжали возрастать и примерно соответствова-
ли величинам начального модуля упругости при сжатии.
Следовательно, к началу испытаний образцы не имели
трещин, их низкую прочность можно объяснить только
высокими внутренними напряжениями растяжения в по-
верхностном слое.
Появление значительных внутренних напряжений при
расходе цемента более 200 кг{м3 является, по-видимому,
особенностью легкого бетона на пористом песке с высо-
ким содержанием химически активных пылевидных час-
тиц. Все повторные опыты давали такие же результаты.
Между тем исследования растворов на пористом пес-
ке, проведенные инж. Т. В. Калашниковой под руковод-
ством Н. Я. Спивака, показали высокую прочность на
изгиб балочек размером 4X4X16 см при таком же со-
держании пылевидных частиц.
Керамзитобетон, полученный на смеси кварцевого и
пористого песков, в котором, следовательно, было вдвое
меньше пылевидных частиц керамзита, показал интен-
сивный рост прочности при растяжении с увеличением
расхода цемента. Именно для этого вида бетона при
расходе цемента около 500 кг{м3 была получена самая
64
высокая прочность на растяжение при изгибе—37 кгс/см2,
что при нормативном значении момента сопротив-
ления соответствует /?р=21 кгс/см2. Эта величина равна
нормативному сопротивлению при растяжении для бето-
на марки 300. В данном случае прочность керамзитобе-
тона при сжатии составляла 216 кгс/см2.
Однако в большинстве случаев прочность на растя-
жение при изгибе керамзитобетона на кварцевом песке
выше, чем на смеси песков.
Почти все значения прочности на растяжение при
изгибе керамзитобетона на кварцевом песке лежат вы-
ше нормативной кривой. Прочность при осевом растяже-
нии обоих видов бетона примерно одинакова.
Наиболее стабильный рост прочности на растяжение
(осевое и при изгибе) с увеличением предела прочности
при сжатии наблюдается у керамзитобетона на кварце-
вом песке со значением фактора /?г=0,5. В этом случае
прочность при растяжении почти пропорциональна проч-
ности при сжатии.
Отношение 7?£зг /7?р в зависимости от вида керамзи-
тобетона оказалось различным. В среднем для керам-
зитобетона на пористом песке это отношение составля-
ет 1,41; для керамзитобетона на смеси керамзитового и
кварцевого песков —1,66; для керамзитобетона на квар-
цевом песке — 2,11. При оценке этих показателей следу-
ет учитывать невысокую точность центрирования образ-
цов-«восьмерок», особенно при низкой их прочности.
Для первых двух видов керамзитобетона отношение
/?рЗГ /7?р зависит от значения фактора т.
В случае использования керамзитового песка при из-
менении т от 0,18 до 0,47 указанное отношение возрас-
тает от 1,28 до 1,65. Для керамзитобетона с использова-
нием смеси песков изменение т в тех же пределах при-
водит к увеличению рассматриваемого отношения от 1,42
до 1,93. В керамзитобетоне на кварцевом песке такое из-
менение не наблюдается.
Приведенные данные свидетельствуют об уменьше-
нии доли пластических деформаций растяжения при ис-
пользовании пористого песка. Это можно объяснить тем,
что предельная растяжимость легкого бетона мало за-
висит от вида применяемого песка и, следовательно, сни-
жение модуля упругости при растяжении приводит к
увеличению доли упругих деформаций, уменьшая тем
5—347
65
самым возможности пластического перераспределения
напряжений.
Результаты исследований прочности керамзитобето-
на при растяжении показали, что не следует рекомендо-
вать его составы, полученные без применения кварцево-
го песка, для производства несущих конструкций, жест-
Рис. 26 Зависимость начального модуля упругости ке-
рамзитобетона Е от кубиковой прочности бетона при
сжатии 7? и объемной массы в сухом состоянии у
1— керамзитобетон беспесчаный (т-0); 2 — керамзитобетон на
кварцевом песке при т=0,2, 3 — то же, при т—0,3; 4 — то же,
при т 0,5, 5 — керамзитобетон на пористом и кварцевом песках
при т—0,19, 6 — то же, при т=0,29; 7 — то же, при т—0,48;
8 — керамзитобетон на пористом песке при т—0,18, 9 — то же,
при /п—0,28; 10 — то же, при т—0,47
кость которых в значительной степени зависит от рабо-
ты бетона в растянутой зоне. Для выявления причин
низкой трещиностойкости такого бетона необходимы
дальнейшие исследования.
В процессе исследования было получено большое ко-
личество значений модуля упругости керамзитобетона
при сжатии и растяжении.
При максимальном расхождении отдельных значений
в пределах от —9% до +Н°/о в среднем модули упру-
гости при растяжении оказались всего на 0,12% больше,
чем при сжатии, что свидетельствует о практически пол-
ном их совпадении.
6
Полное совпадение отмечается и по отдельным ви-
дам бетона. Для керамзитобетона на пористом песке
среднее отклонение составляет 0,24%; на смеси песков
+ 1,96%; на кварцевом песке —1,22%.
Отдельные расхождения между величинами модулей
упругости при сжатии и растяжении в основном можно
отнести за счет значительно меньшей точности опреде-
ления последних. Поэтому при дальнейшем анализе по-
лученных данных использованы только более достовер-
ные значения модулей упругости, определенные по ре-
зультатам испытаний призм.
На рис. 26 показаны графики зависимости модуля
упругости от кубиковой прочности бетона при сжатии
и объемной массы в сухом состоянии. Эти графики по-
казывают, что при одинаковой прочности при сжатии п
использовании одних и тех же материалов значения мо-
дулей упругости могут отличаться в больших пределах.
Более высокие значения модулей упругости при одина-
ковой прочности, как правило, соответствуют большим
значениям объемной массы.
Но так как объемная масса бетона зависит от струк-
турного фактора т, то и значения модуля упругости мо-
гут быть представлены в функции от т. Графики, пред
ставленные на рис. 27, показывают, что такую важную
характеристику бетона определенной прочности, как мо
дуль упругости, нельзя связывать только с видами круп-
ного и мелкого заполнителя и что определенную роль
играет также строение бетона, характеризуемое значе-
нием фактора т.
Для нахождения зависимости модуля упругости бето-
на от свойств крупного заполнителя и растворной части
можно воспользоваться моделью бетона, которая рас-
смотрена в п. 2 настоящей главы.
Но поскольку деформативность бетона не связана с
наиболее слабым сечением, проходящим через центры
гранул, а характеризуется свойствами материалов во
всем объеме рассматриваемого тела, то сферическую
форму заполнителя в этом случае можно заменить рав-
ным по объему цилиндром с усредненными сечением и
высотой, или даже призмой того же объема. Тогда рас-
четная схема бетонного образца может быть представле-
на в виде призмы из раствора высотой Я, с площадью
сечения Г, внутри которой расположена подобная приз-
ма из материала заполнителя (рис. 28). Высота этой
5*
67
внутренней призмы из условия подобия при объемном
содержании крупного заполнителя со будет равна h=
=Ну со, а сечение S = Fy со2. Относительное расчетное
сечение заполнителя будет равно
Рис 27 Зависимость начального мо-
дуля упругости керамзитобетона Е от
значения структурного фактора
Рис 28 Расчетная схема
бетона для определения
модуля упругости
1 — на кварцевом песке, 2 — на пористом
и кв рцевом песках, 3 — на пористом песке
Таким образом, в ранее рассмотренной модели пло-
щадь сечения крупного пористого заполнителя в наибо-
лее слабом сечении элемента принималась больше ус-
редненной на 10%, что в общем вполне оправдано.
Используя модель, изображенную на рис. 28, можно
модуль упругости бетона Е& представить в виде функ-
ции от модуля упругости растворной части EV4, модуля
упругости крупного заполнителя £3 и от его объемного
содержания в бетоне со:
1 1
— = 1~ю-~ +------------—----------.	(12)
Е& £Р.Ч 2_	/
со3 Е3-|-\1—со3/Ерч
68
При изменении модуля упругости заполнителя от О
до оо модуль упругости бетона имеет вполне определен-
ное конечное значение. Если же модуль упругости рас-
творной части равен 0, то, согласно приведенной форму-
ле, модуль упругости бетона также будет равен 0. Та-
ким образом, эта формула вполне отражает роль
каждого компонента в бетоне при отсутствии в нем не-
заполненных межзерновых пустот.
В связи с тем, что в рассматриваемых опытах исполь-
зуется крупный заполнитель одной партии с более или
менее постоянной плотностью и в результате испытаний
получена большая и разносторонняя информация о проч-
ности и модулях упругости бетона с его применением,
вполне разрешимой становится задача определения та-
ких параметров этого заполнителя в бетоне, как проч-
ность и модуль упругости.
Знание этих параметров позволяет оценить свойства
растворной части в бетоне, которые по рассмотренным
выше причинам могут значительно отличаться от
свойств отдельно взятой растворной части.
Для решения этой задачи можно воспользоваться
формулами (1), (2) и (12).
Подставляя в формулу (2) арч= ^-2 и сс3= —,
Ч	Яз
можно известную из опыта прочность бетона выразить
через прочность заполнителя в бетоне, его модуль упру-
гости и модуль упругости растворной части: R=
= 1,1(0 3 /?з+(1-1,1 (О3
Е3
Зная модуль упругости этого бетона, из формулы
(12) можно получить еще одно уравнение с теми же
неизвестными Е3 и Ерч. Таким образом, получаем два
уравнения с тремя неизвестными.
Используя данные испытаний бетона другого соста-
ва, например с другим объемным содержанием крупного
заполнителя, можно получить еще два уравнения, но
только с одним новым неизвестным — модулем упруго-
сти растворной части бетона второго состава.
Бетоны, результаты испытаний которых могут быть
использованы для составления этих уравнений, должны
отвечать трем условиям:
1)	иметь слитное строение; все межзерновое прост-
69
ранство гравия должно быть заполнено растворной ча
стыо,
2)	прочность растворной части в бетоне должна быть
выше прочности самого бетона,
3)	отношение модуля упругости к прочности у рас
творной части должно быть меньше, чем у крупного за
полнителя (арч<аз).
Всем этим условиям отвечает керамзитобетон на по
ристом песке с высоким содержанием цемента.
В проведенном исследовании бетона таких составов
было достаточно не только для составления указанных
уравнений, но и для неоднократной проверки получае
мого решения
Согласно этим уравнениям, модуль упругости керам
зитового гравия плотностью 0,75 г!см? и насыпной мас-
сой около 400 кг!м3 составляет 100 000 кгс!см2, а проч-
ность при сжатии в бетоне—163 кгс!см2
В керамзитобетоне на пористом песке предельная
сжимаемость растворной части больше, чем заполните
ля. Поэтому разрушение начинается с раздавливания
гранул керамзитового гравия. В этом случае полностью
используется прочность крупного заполнителя.
Прочность растворной части к моменту начала раз
рушения остается недоиспользованной. Следовательно,
определив по формуле (12) после соответствующих пре-
образований модуль упругости растворной части, при-
готовленной на пористом песке, можно затем только ука-
зать минимальное значение ее прочности из условия
«р ч ССз
О \ ^3 ^р.Ч
^Хр.ч >
с3
Это минимальное значение, кроме того, не должно
быть меньше прочности бетона- /?рч Если же рас-
четная прочность бетона больше фактической, то это оз
начает, что 7?рч=7?б
Таким образом, за исключением последнего случая,
прочность растворной части на пористом песке остается
неопределенной
Для остальных видов бетона на кварцевом песке и на
смеси кварцевого и пористого песков, пользуясь найден
ными значениями 7?3 и Е3, по формулам (1) и (12) уда
ется определить как модуль упругости, так и прочность
растворной части.
7
Результаты этих расчетов в виде графика зависимо-
сти модуля упругости растворной части от ее прочно-
сти при сжатии представлены на рис. 29.
Для сопоставления на этом графике приведена кри-
вая нормативных значений модуля упругости для мелко-
зернистых бетонов по СНиП П-В.1-62*.
расчетным данным)
1 — на кварцевом песке при т 0,5, 2 — то же, при т 0,3, 3 — го
же, при т 0,2, 4 — на пористом и кварцевом песках при т —
—0,48, 5 — то же, при т—0,29, 6 — то же, при т—0.19; 7—на по
ристом песке при т=0,47 (условно); 8 — то же, при п—0,28,
9 — то же, при т—0,18; 10 — нормативные значения модулей
упругости мелкозернистых бетонов
На первый взгляд расчетное значение прочности ке-
рамзитового гравия в бетоне представляется несколько
завышенным. Но если учесть, что на этом же керамзите
при расходе цемента около 400 кг/м3 и выдержке перед
пропаркой около двух суток была получена прочность
бетона более 250 кгс/см2, то указанная прочность запол-
нителя уже не кажется слишком высокой. Прочность
керамзитобетона 250 кгс/см2 при использовании цемен-
та марки 400 близка к теоретическому пределу для за-
полнителя прочностью около 160 кгс/см2.
71
Приведенные данные свидетельствуют о том, что со-
держание крупного заполнителя в бетоне влияет на ус-
ловия уплотнения растворной части, а также на интен-
сивность деструктивных процессов, связанных с мигра-
цией воды затворения из цементно-водной суспензии
в зерна заполнителя и обратно в начальный период
структурообразования. Чем ниже относительное содер-
жание крупного пористого заполнителя, тем меньше его
влияние на свойства растворной части в бетоне. Вместе
с тем увеличение объема растворной части приводит
к повышению объемной массы бетона. Для конструктив-
ных бетонов оптимальное значение фактора tn находит-
ся в пределах 0,4—0,5, что соответствует относительно-
му объемному содержанию крупного заполнителя 0,45—
0,3. Если заданная прочность бетона ниже прочности
применяемого пористого заполнителя, целесообразно
принимать меньшее значение т—0,4; если заданная
прочность бетона выше прочности заполнителя, т сле-
дует принимать равным 0,5.
При проведении описанного исследования каждая се
рия образцов включала в себя по шесть кубов с разме-
рами ребер 10, 15 и 20 см. По три куба каждого разме-
ра испытывалось по достижении 28-дневного возраста
после пропарки и по три куба — еще через 5—10 дней
после завершения испытаний остальных образцов:
призм, «восьмерок» и балок. Результаты испытаний ку-
бов не показали закономерного изменения прочности за
этот небольшой период времени.
Для анализа соотношения прочности кубов различ-
ного размера кроме результатов данного исследования
были привлечены результаты аналогичных исследова-
ний, проведенных в отделе легкобетонного домостроения
ЦНИИЭП жилища (рук. отдела к.т.н. Н. Я. Спивак),—
преимущественно по изучению теплоизоляционно-конст-
руктивных бетонов марок 50 и 75. Таким образом, об-
щее количество частных результатов, использованных
для определения влияния масштабного фактора при раз-
личных модификациях керамзитобетона, составило бо-
лее 1000.
В настоящее время марка легкого бетона по прочно-
сти при сжатии устанавливается по результатам испы
тания кубов размером 15X15X15 см. Поэтому проч-
ность кубов с ребрами размерами 20 и 10 см была отне-
сена к прочности кубов с ребрами размером 15 см
72
При анализе результатов испытаний было установле-
но, что отношение прочности кубов с ребром 20 см Т?2о
к прочности кубов с ребром 15 см R\^ для керамзитобе-
тона марки 50 (преимущественно на пористом песке)
при различных значениях структурного фактора т со-
ставляет в среднем 7?2o/^i5=O,92.
Во всех остальных случаях (при испытании бетона
марок от 75 до 200) при использовании как пористого,
так и кварцевого песка это отношение было примерно
одинаковым: 7?2o/7?is=0,97.
По отношению Rio/Ris полученные результаты груп-
пируются иначе:
для керамзитобетона марок от 50 до 200 на пористом
песке 7?ю//?15=0,95;
для керамзитобетона тех же марок на смешанном
песке (пористом и кварцевом) и для керамзитобетона
марки 75 на кварцевом песке RiolRi5=l',
для керамзитобетона марок от 100 до 200 на кварце-
вом песке R\o/Ri5= 1,05, т. е. примерно такое же, как
и для тяжелого бетона (7?ю/^15=0,9 :0,85= 1,06).
Таким образом, для керамзитобетона на пористом
песке, особенно низких марок, наибольшую прочность
показывают кубы с размером ребра 15 см.
Размеры кубов, не оказывая большого влияния на
средний показатель прочности при сжатии, в значитель-
ной степени определяют величину изменчивости получа-
емых результатов. Кубы с большими размерами ребер
показывают более высокую однородность результатов
испытаний. Так, внутригрупповая изменчивость в сериях
из шести кубов с размером ребра 20 см составляет в
среднем 5,8%, тогда как для кубов с меньшими разме-
рами ребер (15 и 10 см) эта изменчивость значительно
выше — соответственно 7,7 и 9,1%.
6.	ПРИЗМЕННАЯ ПРОЧНОСТЬ
В настоящее время трудно согласовать все имеющие-
ся сведения по соотношению призменной и кубиковой
прочности легкого бетона.
Подготовка опорных поверхностей призм, примене-
ние в ряде случаев прокладок, выравнивающих контакт-
ные напряжения, а также тщательное центрирование по
физической оси приводят к тому, что призменная проч-
ность нередко превышает кубиковую и в среднем ока-
73
зывается выше значений, указанных в СНиП П-В 1-62.
На этом основании часто делают вывод, что призменная
прочность легких бетонов выше, чем тяжелых.
Данные, имеющиеся в ЦНИИЭП жилища, показы-
вают, что призменная прочность тяжелых бетонов так-
же, как правило, заметно превышает нормативные зна-
чения.
Изучение зависимости между призменной и кубико-
вой прочностью некоторых видов легкого бетона на по-
ристых заполнителях показало, что в большинстве слу-
чаев отношение призменной прочности к кубиковой хо-
л « ^?пр 1850 + 7?
рошо описывается гиперболой —— =-----------, которая
r	R 2000 + 27? г
в практическом интервале значений почти совпадает
с прямой 7?ПрД? = 0,92—3-10~4Д.
Эта зависимость удовлетворительно согласуется и с
данными других исследований.
Однако для некоторых видов легкого бетона зависи-
мость между призменной и кубиковой прочностью мо-
жет заметно отличаться от указанной. Так, для легкого
бетона на перлитовом щебне и песке с насыпной массой
более 200 кг!м3 отношение между призменной и кубико-
вой прочностью оказалось практически постоянным:
Дпр/Д=0,75 (в интервале 7? от 50 до 200 кгс1см2~).
Значение призменной прочности легкого бетона для
изгибаемых конструкций заключается не только в воз-
можности оценки результатов определения начальных
модулей упругости. В строительных нормах призменную
прочность намечается использовать в качестве единст-
венного показателя прочности бетона при сжатии. Такое
решение обусловлено учетом действительного характера
распределения напряжений в сжатых зонах изгибаемых
и внецентренно сжатых конструкций.
Так как возможность пластического перераспределе-
ния напряжений сжатия ограничена, действительный ха-
рактер эпюры этих напряжений может существенно от-
личаться от прямоугольного, принимаемого в расчете
несущей способности. Поэтому, принимая повышенное
сопротивление сжатию при изгибе, необоснованно завы-
шают расчетную несущую способность некоторых видов
железобетонных конструкций.
Замена расчетного сопротивления сжатию при изгибе
несколько увеличенным расчетным значением призмен-
н й прочности приведет к повышению недостаточного
74
коэффициента запаса переармированных конструкции и
практически не повлияет на расчетную несущую способ-
ность элементов междуэтажных перекрытий, которая за-
висит, главным образом, от сечения и расчетного сопро-
тивления рабочей арматуры.
7.	МОДУЛЬ УПРУГОСТИ
Многие экспериментальные значения начальных мо-
дулей упругости различных видов и модификаций лег-
ких бетонов на пористых заполнителях заметно отлича-
ются от нормативных. Причем по мере накопления экс-
периментальных данных возрастает и количество
противоречивых сведений. Следовательно, для уменьше-
ния разнородности показателей необходимо типизиро-
вать структуру легких бетонов в зависимости от назна-
чения конструкций, в которых они применяются, и тех-
нологии производства этих конструкций.
Значения объемной массы и начальных модулей уп-
ругости легких бетонов типизированных структур, реко-
мендуемых для применения в конструкциях крупнопа-
нельных междуэтажных перекрытий, приводятся в главе
III Эти данные отражают зависимость между объемной
массой указанных легких бетонов и их начальным
модулем упругости, найденную экспериментальным
путем.
Известный интерес представляет аналитическое вы-
ражение эмпирической зависимости модуля упругости от
объемной массы и прочности легкого бетона. При ис-
пользовании такой зависимости отпадает необходимость
в интерполяции и облегчается оценка промежуточных
значений по прочности.
Анализ зависимости величины модуля упругости от
объемной массы, представленной в виде степенной функ-
ции £ = (Л — const), показал, что значение п, оп-
ределенное на основании экспериментальных данных,
в среднем близко к единице.
Этот вывод согласуется с данными Г. Д. Цискрели и
А. Б. Пирадова, которые в своих формулах предложили
принимать прямую пропорциональность между значени-
ями объемной массы и модуля упругости легких бето-
нов. Указанные авторы по-разному оценивают зависи-
мость модуля упругости легкого бетона от его прочности
при сжатии: в формуле Г. Д. Цискрели принята про-
75
порциональность модуля упругости прочности при сжа-
тии в степени ’/з, в формуле Пирадова — степени 7г.
Статистическая обработка экспериментальных дан-
ных, имеющихся в ЦНИИЭП жилища, дает промежу-
точное значение этого показателя степени, которое с не-
которым округлением можно принять 0,4. Таким обра-
зом, была получена эмпирическая формула Eq=
= 11 Усух/?0,4-
Выведенная зависимость в основном обеспечивает хо-
рошую сходимость расчетных значений с фактическими.
Исключение составляют керамзитоперлитобетоны, для
которых данная формула в большинстве случаев дает
завышенные значения модулей упругости. Это отклоне-
ние можно учесть уменьшением коэффициента пропор-
циональности для данной группы бетонов с 11 до 9.
Величины модулей упругости тяжелых разновидно-
стей бетонов на пористых заполнителях в большей сте-
пени зависят от значений объемной массы. Поэтому
предложенная формула для этих видов бетона дает не-
сколько заниженные значения модуля упругости. Это
расхождение увеличивается с повышением объемной
массы бетона. Следовательно, для указанных бетонов
целесообразно принимать более высокое значение пока-
зателя степени. В соответствии с рекомендациями Евро-
пейской комиссии по бетону и железобетону (Е. К. Б)
показатель степени при значении объемной массы мож-
но принять в этом случае равным 1,5. Тогда, исполь-
зуя нормативные значения модуля упругости тяжелого
бетона (СНиП П-В. 1-62*), величину модуля упругости
бетона на пористых заполнителях с повышенным значе-
нием объемной массы можно определить из следующей
зависимости:
р ____ р (Ул.б У»*»
£41.6 —£т.б ---I ,
\ Тт-б/
где £л б и Ет б — значения модуля упругости соответст-
венно легкого и тяжелого бетонов; ул б и ут б — объем-
ная масса соответственно легкого и тяжелого бетонов.
По многочисленным данным, среднее значение объ-
емной массы тяжелого бетона в высушенном до постоян-
ного веса состоянии составляет 2250 кг!м3, или 2,25 г!см3.
Следовательно, можно записать:
о =	« 0,ЗЕ, б	= 0,ЗЕг.б2К ,
76
где усух — объемная масса легкого бетона в сухом со-
стоянии, г!см3 или т/л£3.
Эта формула обеспечивает хорошую сходимость с
опытными данными лишь при высоких значениях объ-
емной массы легких бетонов (шлакопемзобетон, керам-
зитобетон на кварцевом песке марки 200 и выше).
Рассмотренные формулы дают одинаковые величины
модуля упругости при следующих значениях объемной
массы легкого бетона: марки 100—1550 кг1м3\ марки
150—1450 kz]mz\ марки 200—1400 кг!м?', более высоких
марок —1350 кг!м3.
При меньших значениях справедлива формула
Ел 6=11 Тсух^0,4; при больших — Ел.б = 0,3£'т	•
Следовательно, последняя формула может быть ис-
пользована с указанными ограничениями для определе-
ния модулей упругости большинства видов конструктив-
ных легких бетонов (особенно высоких марок).
Ввиду большого разнообразия свойств пористых за-
полнителей и бетонов на их основе конкретные значения
коэффициентов и показателей степени, указанные в
предложенных формулах, не во всех случаях обеспечи-
вают высокую сходимость расчетных величин модулей
упругости с опытными данными.
Указанные значения расчетных параметров были ус-
тановлены нами на основании результатов исследова-
ний- керамзитобетона, перлитобетона и шлакопемзобето-
на. В других случаях расчетные параметры должны
быть уточнены в соответствии с опытными данными.
Поэтому при нормировании значений модулей упру-
гости различных видов легких бетонов их зависимость
от прочности и объемной массы может быть представ-
лена лишь в общем виде: £б=К7?т,р"ух.
В этом случае вместо развернутых таблиц для лег-
ких бетонов на различных пористых заполнителях с раз-
личной объемной массой можно указывать только зна-
чения параметров К, т и п и границы их применения.
Значения коэффициента Пуассона для различных ви-
дов легких бетонов колеблются, по нашим данным, в
пределах от 0,15 до 0,25, что в основном согласуется с
результатами других исследований.
С увеличением отношения о/7?Пр значение коэффици-
ента Пуассона возрастает и по некоторым данным мо-
жет достигать 0,3.
77
Для решения задач в предположении упругой рабо-
ты легкого бетона значение коэффициента Пуассона ре-
комендуется принимать р=0,18.
8.	ПОЛЗУЧЕСТЬ
Относительные пластические деформации бетона при
длительном действии постоянной нагрузки называются
деформациями ползучести. Пластические деформации
наблюдаются и при кратковременном действии нагруз-
ки. Однако заметных величин они достигают только при
высоких напряжениях, приближающихся к пределу
прочности. В отличие от кратковременных пластических
деформаций, деформации ползучести развиваются и при
малых напряжениях.
Экспериментальные данные показывают, что дефор-
мации ползучести примерно пропорциональны напряже-
ниям при их отношении к пределу прочности менее 0,6
При более высоких напряжениях деформации ползуче-
сти, как и полные кратковременные деформации, связа-
ны с напряжениями нелинейной зависимостью. Однако
эта стадия работы материала в конструкции при экс-
плуатационных нагрузках не достигается.
Поэтому свойство бетона деформироваться во вре-
мени при постоянной нагрузке вполне удовлетворитель-
но характеризуется мерой ползучести, т. е. величиной
относительной деформации ползучести, приходящейся на
единицу напряжения.
Для изгибаемых конструкций величина меры ползу-
чести используется при определении потерь предвари-
тельного напряжения арматуры.
По имеющимся данным, мера ползучести легких бе-
тонов на 20—50% выше, чем тяжелого бетона той же
прочности. Эти данные показывают, что по величине ме-
ры ползучести легкие бетоны значительно меньше отли-
чаются от тяжелых, чем по величине модуля упругости
В опытах, проведенных Г. А. Бужевичем, при загру-
жении образцов в семидневном возрасте получена прак-
тически одинаковая мера ползучести керамзитобетона
марки 150 на кварцевом песке (8—9-10~6) и тяжелого
бетона той же прочности (7—9-10-6). При загружении
образцов этого же керамзитобетона в двухмесячном воз-
расте величина меры его ползучести уменьшилась при-
мерно на 35%.
78
Величину ползучести легкого бетона нельзя рассмат-
ривать в отрыве от его прочности. При одинаковой степе-
ни обжатия о/7?пр и одинаковых относительных дефор-
мациях ползучести мера ползучести обратно пропорцио-
нальна призменной прочности бетона. Так, в опытах
Г. А. Бужевича при близких значениях степени обжатия
(0,47 и 0,40) величина ползучести керамзитобетона с
призменной прочностью 40 кг/см2 оказалась примерно
на 40% меньше, чем керамзитобетона на кварцевом пес-
ке с призменной прочностью 142 кг/см2. Вместе с тем
мера ползучести в первом случае составляет 20—21X
XIО-6 (см2/кг), а во втором 8—9X10-6 (см2/кг).
Таким образом, мера ползучести не отражает величи-
ну долговременных деформаций различных бетонов при
одинаковой степени использования их прочности. Поэ-
тому для оценки ползучести бетона иногда пользуются
отношением полных относительных деформаций при дли-
тельной нагрузке к начальным кратковременным дефор-
мациям при этой же нагрузке. Из результатов рассмот-
ренных опытов можно заключить, что у тяжелого бетона
это отношение [-^-^2,9] выше, чем у равнопроч-
\ ео	/
ного керамзитобетона на кварцевом песке (——^2,1)
и у малопрочного керамзитобетона на пористом песке
1-^-^1,8|. Эти величины в какой-то мере характери-
\ ео /
зуют отношение длительных и кратковременных дефор-
маций конструкций.
Ползучесть легкого бетона в основном зависит от
тех же факторов, что и тяжелого. Она повышается с ро-
стом водоцементного отношения и расхода цемента и
уменьшается с увеличением возраста образцов к момен-
ту загружения.
9.	УСАДКА
Наиболее отрицательным свойством бетона как на
пористых, так и на плотных заполнителях является усад-
ка. В изгибаемых конструкциях, работающих с трещи-
нами, усадка бетона в сжатой зоне приводит к увеличе-
нию их кривизны и прогиба во времени. Усадка бетона
в растянутой зоне приводит к увеличению в нем растя-
гивающих напряжений, а при наличии трещин мало
79
способствует уменьшению деформаций арматуры в бе-
тоне. В напряженно-армированных конструкциях усад-
ка увеличивает потери предварительного напряжения.
Вместе с тем величина усадочных деформаций еще
не характеризует усадочных напряжений, которые яв-
ляются следствием неравномерности усадки в объеме
элемента. Так, более массивные образцы имеют мень-
шую усадку по сравнению с менее массивными, однако
усадочные напряжения в более массивных образцах мо-
гут быть выше.
Процесс усадки неразрывно связан с твердением це-
мента и высыханием бетона. Пропаренные образцы по-
казывают меньшую величину усадки, чем образцы нор-
мального твердения, однако это не свидетельствует
о развитии в последних более высоких усадочных напря-
жений. В процессе ускоренного твердения во время про-
парки в бетоне развиваются очень высокие усадочные
напряжения, которые могут привести к образованию
трещин.
В связи с тем, что усадка в какой-то мере связана
с высыханием образцов, усадочные явления на их по-
верхности развиваются более интенсивно, чем в центре.
Это приводит к появлению растягивающих напряжений
во внешней зоне сечения и сжимающих — в средней.
В малых образцах градиент влажности между их по-
верхностью и центром меньше, чем в массивных, а сле-
довательно, меньше и усадочные напряжения. Этим мо-
жно объяснить значительно более высокую прочность
бетона на растяжение при изгибе в балочках 4Х4Х
Х16 см по сравнению с образцами, имеющими сечение
15X15 см.
При одинаковых сечениях большая скорость усадки
в какой-то период времени свидетельствует о более вы-
соких внутренних напряжениях. Окончательная величи-
на усадки не отразится на величине внутренних напря-
жений, которые к тому моменту могут вообще исчезнуть.
Деформациям усадки цементного камня препятству-
ют зерна заполнителя, что также является одной из при-
чин возникновения внутренних напряжений в бетоне.
В связи с этим проф. М. 3. Симонов высказывает пред-
положение, что при использовании более податливых
пористых заполнителей возникающие по указанной при-
чине напряжения должны быть меньше, чем при исполь-
зовании плотных заполнителей.
80
В самом деле, если предположить равномерные по
всему объему элемента усадочные деформации, то боль-
шая суммарная величина усадки будет свидетельство-
вать о меньших напряжениях в бетоне, препятствующих
этому процессу. Однако усадка неравномерно развива-
ется по объему элемента, что является основным препят-
ствием в деле создания экономичных ребристых конст-
рукций. Вблизи массивных участков сечения (ребер)
возникает высокая концентрация усадочных напряже-
ний и образуются трещины. Для уменьшения такой кон-
центрации внутренних напряжений можно рекомендо-
вать плавное сводчатое очертание нижней поверхности
ребристых плит.
По данным Г. А. Бужевича, величина усадки керам-
зитобетона на кварцевом песке прочностью при сжатии
200 кг!см2 и на керамзитовом песке прочностью 40 кг/см2
при хранении в обычных условиях в течение 540 дней
составила 0,271— 0,275 мм{м. Усадка тяжелого бетона
марки 200 в тех же условиях составила 0,254 мм}м.
В других опытах Г. А. Бужевич, Я. Д. Понасюженков
и В. А. Федоров получили значительно более высокие
значения усадки: 0,34—0,54 мм!м при воздушно-сухом
хранении в течение 150 дней и 0,45—0,72 мм!м при вы-
сушивании образцов до постоянного веса. Усадка бето-
на на гранитном щебне в тех же условиях составила со-
ответственно 0,29—0,32 и 0,38—0,42 мм!м.
По данным М. 3. Симонова, усадка пемзобетона при
расходе цемента 250 кг!м3 за 192 дня составила 0,67—
1,2 мм/м. Пластичный тяжелый бетон с тем же расхо-
дом цемента и в тех же условиях через 112 дней имел
усадку 0,8 мм]м. Усадка пемзобетона к этому времени
составляла 0,5—0,95 мм!м.
Усадка крупнопористого керамзитобетона с расходом
цемента 300 кг!м? через 500 дней составляла 0,68 мм]м,
плотного керамзитобетона —0,50 мм/м, тяжелого бето-
на—0,54 мм{м. В двух последних случаях расход це-
мента также был равен 300 кг/м3. Плотный керамзито-
бетон с расходом цемента 500 кг[м3 в тех же условиях
имел усадку 0,62 мм/м.
По данным Г. Д. Цискрели, усадка туфобетона на
артикском туфе при хранении 300 дней составила
0,73 мм1м
Усадка керамзитобетона при высушивании после
80 суток, по данным американских ученых В. А. Гордо-
6—347
81
на и В. Г. Прайса, в зависимости от расхода цемента
колебалась в пределах от 0,13 до 0,59 мм/м.
Все исследователи отмечают, что пластичные бетоны,
особенно при высоком расходе цемента, имеют более
значительные деформации усадки, чем жесткие.
10.	СЦЕПЛЕНИЕ АРМАТУРЫ С БЕТОНОМ
Важным условием надежной работы изгибаемой кон-
струкции является достаточное сцепление арматуры с
бетоном. В настоящее время имеется много результатов
определения этого показателя как для тяжелых, так
и для легких бетонов.
Результаты исследований, проведенных многими уче-
ными в разных организациях, показывают, что величи-
на сцепления арматуры с легким бетоном мало отлича-
ется от величины ее сцепления с тяжелым равнопрочным
бетоном.
В процессе исследований было установлено, что
с уменьшением прочности бетона отношение сопротив-
ления сдвигу арматуры к пределу прочности при сжа-
тии увеличивается. Можно считать, что сопротивление
сдвигу арматуры пропорционально пределу прочности
бетона при растяжении, которое с повышением марки
бетона увеличивается не так существенно.
Сопротивление сдвигу арматуры в бетоне не норми-
руется и в инженерных расчетах конструкций не исполь-
зуется. Поэтому и методы определения этого показате-
ля в настоящее время не нормированы.
Результаты испытаний непосредственно зависят от
их методики. Большинство испытаний проводилось путем
продавливания арматурного стержня, заделанного в бе-
тонный образец, или путем вытягивания этого стержня
из образца. В обоих случаях характер испытания не мо-
делирует условий совместной работы арматуры и бето-
на в изгибаемых конструкциях.
Проф. М. 3. Симонов отмечает зависимость результа-
тов от условий опыта. В частности, он указывает, что
увеличение глубины заделки стержня приводит к умень-
шению сопротивления бетона сдвигу арматуры. Это сви-
детельствует о неравномерности распределения каса-
тельных напряжений по длине стержня.
По данным американских исследователей Ф. Э. Ри-
харта и Б. Р. Дженсена, сопротивление бетона сдвигу
82
арматуры, определенное при изгибе в балках, примерно
на 40% меньше, чем при вытягивании этой же армату-
ры из цилиндрического образца.
Однако не во всех случаях при проведении испыта-
ний на сдвиг арматуры в изгибаемых конструкциях оп-
ределяют критическую величину сцепления арматуры
с бетоном. Если принимаются специальные меры по ан-
керовке концов арматуры на опоре, трудно определить
величину сцепления.
Результаты, получаемые при изгибе, также зависят
от условий опыта. На основании испытания опытных об-
разцов определенной конструкции иногда делают выво-
ды об условиях совместной работы арматуры данного
диаметра и класса стали и бетона данного вида и проч-
ности. Однако очевидно, что для бетона любой прочно-
сти и любого вида арматуры можно создать такие усло-
вия при изгибе, чтобы прочность конструкции определя-
лась величиной сцепления арматуры с бетоном.
При использовании нормативного сопротивления ста-
ли в месте наибольшего значения изгибающего момента
напряжения сдвига арматуры относительно бетона за-
висят от предела текучести металла, диаметра стержня
и длины балки.
Для определения касательного напряжения сдвига
арматуры относительно бетона, растянутая зона которо-
го уже не воспринимает нормальных растягивающих
усилии, можно воспользоваться формулами сопротивле-
ния материалов:
dNa _dM _ Q_
dx dxz z ’
где	Уа— усилие в арматуре на расстоянии х от нача-
ла координат;
z — плечо внутренней пары.
т : ^а ~ Q
сц dxnD ztiD *
где D — диаметр стержня; A'ra— усилие в этом стержне;
Q—поперечная сила в сечении, приходящаяся на
один стержень.
Для балки на двух опорах, загруженной равномерно
распределенной нагрузкой
М =q— =z = дг z — а z
^тах 8	4	amaxZ 4 °*Z’
6*
83
откуда
2
Qmax =	•
Следовательно,
_ Qmax £)(Тт	„„ ттах _.
ттах	г,	, ИЛИ
2ЛО /	ОТ I
Для балки, загруженной одной сосредоточенной си-
лой в средине пролета,
_ Рсг
Ттах“ 21 *
Для балки, симметрично загруженной двумя силами,
расположенными от опоры на расстоянии а,
______ Dor
^max —	.	•
4а
Если сцепление окажется недостаточным, то напря-
жение в арматуре к моменту разрушения не достигнет
в средине пролета величины от.
В приведенных формулах отражены основные влия-
ющие факторы при самых неблагоприятных допущени-
ях. В реальных конструкциях арматура заводится обыч-
но за грань опоры, а трещины до этой опоры не дохо-
дят. В приведенных расчетах мы пренебрегли измене-
нием плеча внутренней пары по длине пролета.
Предельная величина сцепления арматуры с бетоном
зависит от профиля арматуры, величины защитного слоя,
косвенного армирования и свойств бетона.
В преднапряженных конструкциях касательные на-
пряжения по-иному распределяются по длине стержня.
У торца панели сцепление арматуры с бетоном мо-
жет быть в известной степени ослабленным. Однако в
конструкциях междуэтажных перекрытий жилых и граж-
данских зданий трещины в пролете не появляются или
появляются в ограниченном количестве на большом уда-
лении от опор.
В типовых конструкциях перекрытий независимо от
видов применяемых бетонов и арматуры надежность их
сцепления должна определяться в процессе всесторонне-
го испытания реальных панелей заводского производ-
ства.
84
В настоящей главе рассмотрены свойства легких бе-
тонов на пористых заполнителях, наиболее важные
с точки зрения использования этих бетонов в конструк-
циях крупнопанельных междуэтажных перекрытий жи-
лых и гражданских зданий. Ряд других свойств легких
бетонов будет рассмотрен в последующих главах. Сум-
мируя приведенные сведения, можно сделать следую-
щие выводы.
1.	Подавляющее большинство производимых в на-
шей стране искусственных пористых заполнителей (ке-
рамзит, аглопорит, шлаковая пемза) может быть ис-
пользовано для получения легких бетонов, свойства ко-
торых обеспечивают их эффективное применение в
конструкциях крупнопанельных междуэтажных пере-
крытий. В районах легкодоступного залегания пористых
вулканических пород на сравнительно небольших терри-
ториях имеется большой выбор естественных легких за-
полнителей, которые в зависимости от их свойств могут
быть использованы для получения бетонов самого раз-
личного назначения.
2.	Свойства легкого бетона зависят от его состава,
•вида мелкозернистой.составляющей, способов уплотне-
ния и свойств крупного пористого заполнителя. Эти свой-
ства поддаются регулированию в широких пределах
технологическими методами.
3.	Совместное рассмотрение величин модулей упру-
гостй и прочности легкого бетона на дробленом порис-
том песке при различных значениях структурного фак-
Af	,
тора-----— позволяет оценить прочностные и деформа-
м
тивные качества данного пористого заполнителя в
бетоне.
4. Прочность конструктивного легкого бетона не дол-
жна заметно превосходить прочность применяемого по-
ристого заполнителя. Соблюдение этого условия обеспе-
чивает экономичный расход цемента, оптимальное соот-
ношение объемной массы, прочности при сжатии и
растяжении, а также сравнительно низкие значения не-
упругих деформаций.
5.	Для конструктивных легких бетонов оптимальное
значение фактора ——— находится в пределах 0,4—-0,5.
М + К
Если заданная прочность бетона ниже прочности приме
няемого пористого заполнителя, целесообразно прини-
85
мать меньшее значение (0,4), при более высокой проч-
ности бетона — большее значение (0,5).
6.	В целях снижения усадки и ползучести бетона
можно рекомендовать применение умеренно-жестких
виброуплотняемых бетонных смесей. Поэтому предпоч-
тительней конвейерное или поточно-агрегатное произ-
водство панелей перекрытий, при котором легче обеспе-
чить необходимое уплотнение бетона.
7.	Надежность совместной работы арматуры и лег-
кого бетона следует проверять при испытании опытных
образцов конкретной конструкции натуральных разме-
ров.
ГЛАВА II
КОНСТРУКЦИИ ПЕРЕКРЫТИЙ
С ПРИМЕНЕНИЕМ ЛЕГКИХ БЕТОНОВ
Междуэтажные перекрытия, включая полы, были
и остаются наиболее сложными элементами здания, ко-
торые должны удовлетворять целому комплексу раз-
личных эксплуатацион-
ных требований.
Для междуэтажно-
го перекрытия как вну-
тренней ограждающей
конструкции критери-
альными являются тре-
бования звукоизоляции
от ударного и воздуш-
ного звуков. Первое
требование предъявля-
ется только к перекры-
тиям и в известной ме-
Рис. 30 Поперечные сечения много-
пустотных легкобетонных настилов
типа ссимкар»
ре определяет особенности их конструирования.
В большинстве случаев перекрытие состоит из несу-
щей части и конструкции пола. Иногда в состав пере-
крытия вводится элемент раздельного (подвесного или
самонесущего) потолка.
К несущей части перекрытия предъявляются требо-
вания прочности, жесткости, огнестойкости и долговеч-
ности. Этим требованиям лучше всего отвечают железо-
бетонные конструкции. Поэтому применение сборного
железобетона началось именно с несущи^ элементов пе-
рекрытий.
Сборные круглопустотные панели перекрытий изпем-
зожелезобетона впервые были применены в 1936—
1937 гг. в Тбилиси. Эти панели по фамилиям авторов
(М. 3. Симонова и Г. Б. Карманова) получили наимено-
вание «симкар» (рис.30).
87
Широкое применение сборных железобетонных эле-
ментов перекрытий в СССР началось в послевоенный
период.
Острый дефицит металла, цемента и низкая грузо-
подъемность распространенных типов башенных кранов
вынуждали конструкторов и технологов стремиться
к снижению веса железобетонных элементов перекры-
тий, добиваясь уменьшения расхода бетона и стали.
Рис 31. Настилы коробчатого сечения, изготов-
ленные с применением вакуум-щитов
В Закавказье для производства балочных настилов
перекрытий с одной или двумя цилиндрическими пусто-
тами широко применялись легкие бетоны на природных
пористых заполнителях.
Начальный период производства сборного железобе-
тона в нашей стране характеризуется смелыми поиска-
ми новых конструктивных решений несущих элементов
перекрытий и технологических приемов их изготовления.
В качестве примера можно привести элементы настилов
коробчатого сечения, изготовленные с применением ва-
куум-щитов по предложению М. 3. Симонова и О. А. Гер-
шберга (рис. 31).
По мере расширения производства сборных железо-
бетонных элементов перекрытий все более очевидными
становились конструктивные и технологические преи-
мущества многопустотных настилов с напряженным ар-
мированием.
88
Начиная с 1955—1956 гг., многопустотные настилы
с цилиндрическими пустотами постепенно вытесняют
другие конструкции перекрытий и получают преоблада-
ющее применение в массовом строительстве.
Единственным средством борьбы с ударным звуком
в то время было применение засыпок из шлака или про-
каленного песка. Для обеспечения удовлетворительной
звукоизоляции минимальная толщина таких засыпок
должна составлять 6 см. При этом масса засыпки ко-
леблется в пределах 60—ПО кг на 1 м2.
Долгое время существовало ошибочное мнение, что
изоляция от ударного звука может быть достигнута бла-
годаря применению подготовки под полы из тощего
шлакобетона.
По засыпкам или подготовкам из тощего шлакобето-
на в большинстве случаев устраивались полы из шпун-
тованных досок по лагам. При использовании других
полов по засыпкам предусматривались стяжки из це-
ментно-песчаного раствора или асфальта толщиной 3—
4 см.
Для выравнивания стяжки и доведения изоляции от
ударного звука до уровня нормативных требований на
битумной мастике наклеивали полутвердые древесново-
локнистые плиты. Покрытие пола устраивали из паркета
и реже из линолеума. В последнем случае прослойка из
древесноволокнистых плит была необходима также для
обеспечения нормативных требований по теплоусвоению.
Применение указанных конструкций полов не требо-
вало ровной верхней поверхности несущих элементов пе-
рекрытий.
Обеспечение изоляции от воздушного звука достига-
лось без специального увеличения веса несущих элемен-
тов, так как даже при использовании облегченных на-
стилов с вертикальными или овальными пустотами и
устройстве дощатого пола по шлаковой засыпке масса
перекрытия была не менее 330 кг на 1 м2. В других же
случаях масса такого перекрытия достигала 400—
450 кг на 1 м2 и более.
Звукоизолирующая способность перекрытий от удар-
ного звука часто оказывалась значительно ниже нормы,
несмотря на большой вес перекрытия и высокие затра-
ты труда и средств на его устройство. Это объяснялось
малой изоляционной эффективностью засыпок, ошибка-
ми в проектах, предусматривающих недостаточную тол-
89
щину этих засыпок или замену их легкобетонными под-
готовками, а также многочисленными нарушениями про-
ектов в процессе производства работ.
Описанные выше решения перекрытий показывают,
что при отсутствии специальных звукоизоляционных ма-
териалов совершенствование несущих элементов не бы-
ло связано с конструкциями полов. Это положение в зна-
чительной степени сохранилось и при развитии индуст-
риального метода строительства. Конструкции полов
в крупноблочных и крупнопанельных домах с перекры-
тиями из настилов не претерпели существенного изме-
нения по сравнению с применяемыми в кирпичном стро-
ительстве.
Эксплуатационные недостатки дощатых полов (рас-
сыхание и коробление) и острый дефицит пиломатери-
алов, обусловленный быстрым ростом объемов жилищ-
ного строительства, выдвинули проблему расширения
производства синтетических материалов для покрытия
пола. Синтетические материалы покрытия пола (лино-
леум, пластиковые плитки и др.) выполняют лишь функ-
ции слоя износа.
Применение синтетических материалов для полов не
решало проблемы повышения заводской готовности пе-
рекрытий и выдвигало новые задачи, связанные с соз-
данием индустриальной конструкции основания пола.
Искусственные полимеры, в отличие от древесины,
характеризуются высокой ползучестью под действием
постоянной нагрузки, а также изменением прочностных
и упругопластических свойств во времени. Степень де-
формирования полимерного покрытия пола местной со-
средоточенной нагрузкой в значительной степени зави-
сит от качества поверхности и от физико-механических
свойств материалов основания.
Полимерные материалы покрытия пола, за исключе-
нием резинового линолеума, были, как правило, «холод-
ными», т. е. обладали высокой объемной массой и соот-
ветствующей ей способностью теплоотнятия или тепло-
усвоения. Так, объемная масса поливинилхлоридного
линолеума составляла 1750 кг{м3, а поливинилхлорид-
ных плиток—1915 кг!м3 (по данным ВНИИНСМ,
1963 г.у. Этим определялись особенно жесткие требова-
ния к основанию под покрытия, которое должно было
компенсировать неблагоприятные теплофизические ха-
рактеристики полимерных материалов пола. Показа-
ло
тель теплоусвоения конструкции пола, включающей по-
крытие и слои основания, расположенные в пределах
толщины зоны резких температурных колебаний, не дол-
жен превышать нормативного предела—10 ккал(м2-чХ
Хград).
Единственным вариантом основания полимерного по-
ла практически оставалась утепленная сверху цементно-
песчаная стяжка. В качестве утепляющего слоя, как
правило, применялись полутвердые древесноволокни-
стые плиты объемной массой не более 600 кг/м3. Однако
применение полутвердых древесноволокнистых плит
в качестве теплоизолирующей прослойки пола из лино-
леума вызывало повышенную деформативность покры-
тия и приводило к снижению его долговечности.
Таким образом, замена дощатых полов полимерны-
ми вызывала необходимость выполнения мокрых про-
цессов, что неизбежно удлиняло сроки строительства.
Трудоемкость устройства конструкции пола с полимер-
ным покрытием оказалась на том же уровне, что и до-
щатого, а стоимость значительно возросла: в среднем
почти в 2 раза превышала стоимость несущей части пе-
рекрытия.
Совершенствование перекрытий должно обеспечи-
вать снижение расхода материальных ресурсов на их
устройство, а также улучшение эксплуатационных ка-
честв и создание условий для дальнейшего повышения
нормативных требований. Эти задачи наиболее рацио-
нально решаются путем повышения заводской готовно-
сти конструкций и технического уровня их производства.
Существенное повышение заводской готовности пере-
крытий невозможно без создания комплексных панелей
размером «на комнату» с готовым основанием пола.
Распространению комплексных панелей препятство-
вал их вес, превышающий грузоподъемность применяв-
шихся башенных кранов. Поэтому основные усилия бы-
'ли направлены на изыскание и исследование конструк-
тивных мероприятий, улучшающих звукоизолирующую
способность перекрытий от воздушного звука и создаю-
щих возможность снижения их веса. Одним из таких
мероприятий было использование звукоизолирующего
эффекта воздушной прослойки, исследованного А. К. Ти-
мофеевым (НИИСФ) применительно к перегородкам,
состоящим из двух гипсобетонных элементов равной же-
с1кости. Эффект начинал улавливаться при толщине
91
воздушной прослойки 3 см, и при увеличении последней
до 9—10 см он достигал 7 дб. Увеличение звукоизоля-
ции на 7 дб соответствует снижению звукового давле-
ния от проникающего шума в 2,26 раза. Это означает,
что воздушная прослойка в ограждении более чем в 2 ра-
за уменьшает его массу без ущерба для звукоизоляции.
Рис. 32. Конструкция пе-
рекрытия высокой завод-
ской готовности из тонко-
стенных часторебристых
плит
1 — линолеум на мастике;
2 — полутвердые древесно-
волокнистые плиты на би-
тумной мастике; 3 — плита
пола; 4 — плита потолка;
5 — звукоизоляционные про-
кладки
Сопоставление результатов звукометрических иссле-
дований перекрытий давало некоторые основания пред-
полагать, что найденная зависимость справедлива и для
перекрытий с воздушной прослойкой между полом и не-
сущей частью. В частности, отмечалось, что перекрытия
с полами на лагах при меньшем весе, как правило, обес-
печивают более высокую звукоизолирующую способ-
ность, чем перекрытия с основанием пола в виде стяжки,
устроенной по засыпке.
Для реализации звукоизоляционного эффекта, созда-
ваемого воздушной прослойкой, была разработана кон-
струкция комплексной панели перекрытия из двух час-
торебристых плит (рис. 32). Создание перекрытия высо-
кой заводской готовности и внедрение его в практику
стало возможным благодаря появлению автоматизиро-
ванного производства тонкостенных часторебристых па-
нелей на прокатном стане Н. Я- Козлова. Это был
первый опыт массового производства комплексных пере-
крытий по совершенно новой технологии. Поэтому конст-
рукции прокатных перекрытий и технология их произ-
водства имели ряд существенных недостатков, важней-
шими из которых были высокая трещиноватость ребри-
стых элементов потолка, изготовленных из мелкозерни-
стого бетона, и недостаточная их жесткость, несмотря
на высокий расход арматуры, расположенной, как пра-
вило, вблизи центра тяжести бетонного сечения.
Высокая трещиноватость, отсутствие эффективных
92
и долговечных звукоизоляционных материалов, ошибки
конструирования и монтажа привели к тому, что зву-
коизолирующая способность этих перекрытий оказалась
ниже нормы. Таким образом, попытки создать облегчен-
ную конструкцию междуэтажного перекрытия из тяже-
лого бетона не дали положительных результатов.
Заводская технология производства железобетонных
конструкций не имеет пока в своем арсенале достаточно
надежных и экономичных средств для изготовления
крупноразмерных тонкостенных элементов. Поэтому
в настоящее время наиболее реальные возможности
снижения веса конструкций перекрытий связаны с при-
менением легких бетонов.
1.	ЗВУКОИЗОЛЯЦИЯ МЕЖДУЭТАЖНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Согласно СНиП, звукоизолирующая способность
междуэтажных перекрытий характеризуется показате-
лями звукоизоляции от воздушного звука Ев и от удар-
ного Еу.
Для жилых квартирных домов, сооружаемых по про-
ектам 1971—1975 гг., показатель звукоизоляции от воз-
душного звука должен быть не менее 0 дб (Ев ^>0 дб),
а от ударного звука — не менее 3 дб (Еу -{-3 дб).
В домах, которые строятся по типовым проектам, разра-
ботанным до 1971 г., величины этих показателей в соот-
ветствии с нормами 1962 г. могут быть ниже: Ев>
—1 дб\ Еу^-0 дб.
Показатели звукоизоляции определяются на основа-
нии сопоставления частных характеристик измеренной
звукоизолирующей способности (или приведенного уров-
ня ударного звука) с соответствующими нормативными
кривыми (рис. 33, 34).
Сумма неблагоприятных отклонений частотной ха-
рактеристики измеренной звукоизолирующей способно-
сти от нормативной кривой на средних частотах треть-
октавных полос (100, 125, 160, 200, 250, 320, 400, 500,
540, 800, 1000, 1250, 1600, 2000, 2500 и 3200 Гц) должна
быть не более 30 дб.
Неблагоприятные отклонения на крайних частотах
нормируемого диапазона (100 и 3200 Гц) берутся в по-
ловинном размере, а отклонения в сторону улучшения
не учитываются. Если неблагоприятных отклонений нет
или сумма их значительно меньше 30 дб, то норматив-
93
ную кривую смещают на целое число децибелов в сто-
рону повышения требований до тех пор, пока сумма
неблагоприятных отклонений от смещенной нормативной
кривой остается в пределах 30 дб. Показатель звуко-
изоляции принимается равным этому предельному сме-
щению нормативной кривой и указывается со знаком
«плюс». В этом случае показатель звукоизоляции сви-
Рис 33 Нормативные кривые
звукоизолирующей способности
от воздушного звука
/ — для стендовых испытаний при
отсутствии косвенной звукопередачи
и для ориентировочных расчетов
звукоизоляции; II — для натурных
испытаний в домах
Рис 34. Нормативная кривая
приведенного уровня ударного
звука под перекрытием
детельствует о возможном повышении нормативных тре
бований, которому удовлетворяет данная конструкция
Если сумма неблагоприятных отклонений от норма-
тивной- кривой превышает 30 дб, то нормативную кри-
вую смещают на целое число децибелов в сторону сни-
жения требований до тех пор, пока указанная сумма не
станет меньше 30 дб. В этом случае показатель звуко-
изоляции, равный указанному смещению, принимается
со знаком «минус».
Если сумма отклонений меньше 30 дб, но при сме-
щении нормативной кривой в сторону повышенных тре-
94
бований на 1 дб становится больше этого числа, то по-
казатель звукоизоляции принимается равным нулю.
Благоприятные значения изоляции от воздушного
звука, которая оценивается разностью звуковых давле-
ний, лежат выше нормативной кривой. Для изоляции
от ударного звука, которая оценивается приведенным
уровнем звукового давления под перекрытием при ра-
боте на нем стандартной ударной машины, благоприят-
ные значения измеренной частотной характеристики ле-
жат ниже нормативной кривой.
В нормах приводятся две нормативные кривые изо-
ляции от воздушного звука (см. рис. 33). Для оценки
результатов измерений звукоизоляции в натурных усло-
виях используется нижняя кривая; для оценки результа-
тов, полученных в лабораторных условиях или путем
ориентировочных расчетов, используется кривая, лежа-
щая на 2 дб выше. Таким образом, нормы предусмат-
ривают усредненный учет более высокой косвенной зву-
копередачи в домах по сравнению с условиями звуко-
метрических камер.
Косвенную звукопередачу не следует отождествлять
с повышенной звукопроводностью ограждений в резуль-
тате наличия незаделанных щелей и отверстий, вызван-
ных неудовлетворительным качеством работ или невер-
ными конструктивными решениями стыков и инженер-
ных коммуникаций.
Косвенные пути распространения звука объективно
существуют и при правильных проектных решениях и
высоком качестве строительно-монтажных работ. * Они
зависят от целого ряда причин, прежде всего — от со-
отношения жесткости перекрытий и стен. Результаты
натурных измерений показывают, что интенсивность
косвенной звукопередачи снижается при массивных
стенах.
Влияние косвенной звукопередачи особенно велико
при использовании акустически однородных конструк-
ций перекрытий. Если жесткость несущих стен меньше
или равна жесткости таких перекрытий, то эффект кос-
венной звукопередачи может быть значительно выше
среднего уровня — 2 дб, что равносильно увеличению
звукового давления от проникающего звука всего на
Натурные измерения звукоизоляции акустически од-
нородных перекрытий с полом из теплого звукоизоли-
95
рующего линолеума толщиной 14 см при толщине внут-
ренних несущих стен 5,14 и 16 см (проведенные в Моск-
ве), а также перекрытий толщиной 14, 16 и 18 см при
толщине стен 12 см (проведенные в Вильнюсе) не по-
казали результатов, удовлетворяющих нормативным
требованиям 1971 г. Однако на основе анализа получен-
ных данных можно определить толщину несущей панели
Рис. 35. Изменение изоляции пе
рекрытия от воздушного звука Д/?
за счет резонансных явлений, со-
здаваемых покрытием пола из
двухслойного линолеума на мяг-
кой подкладке
акустически однородного перекрытия из тяжелого бе-
тона в зависимости от толщины несущих стен (также из
тяжелого бетона), при которой обеспечивается норма-
тивный показатель звукоизоляции от воздушного звука
£в=0 дб:
16 см при несущих перегородках толщиной 18 см и более
18 »	»	»	»	16	»
20 »	»	»	»	14	»
22 »	»	»	»	12	»
Приведенные данные учитывают также эффект ухуд-
шения звукоизоляции на средних частотах (главным
образом в диапазоне 320—800 Гц) за счет резонансно-
го явления, создаваемого материалом покрытия пола
как системой «масса — пружина» с частотой собствен-
ных колебаний в указанном диапазоне (рис. 35). Вели-
чина показателя звукоизоляции от воздушного звука
снижается при этом на 1—2 дб, что равносильно умень
шению массы 1 м2 перекрытия на 40—75 кг. Вместе с
тем звукоизоляция от ударного звука значительно улуч-
шается.
На основании изучения различных видов конструк-
ций перекрытий из легкого и тяжелого бетонов
Н. Я. Спивак классифицировал их по способу обеспе
96
чения изоляции от воздушного звука (рис. 36). Эта
классификация, основанная на объективных физических
свойствах конструкций, является полезным пособием
при проектировании.
Исследования различных типов легкобетонных пере-
крытий позволили выявить особенности их конструиро-
вания, а также закономерности, определяющие величи-
Рис. 36. Конструктивные типы пе-
рекрытий как звукоизолирующих
ограждений
I — акустически однородное перекрытие;
II — акустически раздельное перекрытие
с раздельным полом; III — то же, с раз-
дельным потолком (Д — самонесущим
или Б — подвесным); IV— то же, с раз-
дельным потолком и покрытием пола,
включающим слой упругомягкого мате-
риала (при жестком опирании на несу-
щие стены); 1—несущая панель; 2—мяг-
кое покрытие пола с прослойкой упру-
гомягкого материала; 3— панель (эле-
мент) раздельного пола; 4—звукоизо-
лирующая прокладка; 5 — слой звуко-
изоляционного материала; 6 — панель
раздельного потолка; 1 — звукоизоли-
рующая подвеска; 8— замкнутая воз-
душная прослойка
ны показателей звукоизоляции от воздушного и удар-
ного звука. В частности, было установлено, что конст-
рукции с раздельным потолком открывают наибольшие
возможности снижения собственного веса перекрытий.
Так, при испытаниях в акустической камере была до-
стигнута удовлетворительная звукоизоляция перекрытия
с подвесным потолком при общей массе конструкции
около 90 кг на 1 м2. Показатель изоляции от воздушного
шума Ев=~\дб (по нормативной кривой для лаборатор-
ных исследований) и от ударного £у= +4 дб.
Несущим элементом этого перекрытия служила лег-
кобетонная ребристая плита с приведенной толщиной
бетона 5 см и объемной массой 1300 кг/м3 (к моменту
испытаний 7=1400 кг!м3.
Звукоизоляция от воздушного звука обеспечивалась
раздельным подвесным потолком, образующим под не-
сущей панелью акустически замкнутую звукопоглощаю-
щую прослойку. Изоляция от ударного шума достига-
лась опиранием выступов несущей панели на звукоизо-
ляционные прокладки, расположенные в вырезах несу-
щих стен.
7—347
97
Инж. В. Ш. Буадзе разработал для этого перекрытия
оригинальную систему подвесок щитов потолка, изго-
товляемых из листовой стали (толщиной 1 мм) и рези-
ны. Эта система не требовала высокой точности изготов-
ления и обеспечивала крепление элемента потолка к
ребрам несущей панели путем легкого нажима снизу.
Стыкование щитов производилось без применения гвоз-
дей. Данная конструкция приведена в приложении к
Указаниям НИИСФ [87]. Однако в связи с отсутстви-
ем необходимых материалов для раздельного потолка
эта конструкция не нашла применения.
Опирание перекрытий с подвесным потолком на мяг-
кие прокладки в гнездах несущих стен возможно и це-
лесообразно в монолитных домах, возводимых в сколь-
зящей опалубке. Благодаря этому удалось бы снизить
высокую в таких домах косвенную звукопередачу.
В панельных домах при жестком опирании элемен-
тов перекрытий для изоляции от ударного звука необ
ходимо применять мягкое звукоизоляционное покрытие
пола. Вес перекрытий в этом случае пришлось бы зна-
чительно увеличить.
В крупнопанельном строительстве наибольшее рас-
пространение получили сплошные панели перекрытий
размером «на комнату». В большинстве случаев по
этим панелям устраивают раздельные полы в виде на-
стилов из шпунтованных досок на лагах. Такие пере
крытия, как правило, не отвечают повышенным с 1971 г
нормативным требованиям по звукоизоляции при тол-
щине сплошной несущей панели 10 см, особенно если
эта панель выполнена из легкого бетона.
Опыты с дощатыми полами, проведенные в Ново
куйбышевске на перекрытиях из легкого бетона с мае
сой несущей части около 140 кг на 1 м2, показали, что
удовлетворительная звукоизоляция по требованиям
1962 г. (£b=—1 дб\ Еу= -}-1—-|-3 дб) достигается
только при использовании двухслойных дощатых пане-
лей размером «на комнату», уложенных по сплошному
основанию из шлаковатных матов. Указанные панели
пола выполнялись из шпунтованных досок толщиной
22 мм и косого настила из необрезного теса толщиной
25 мм с прокладкой между ними пергамина. В настоя-
щее время нет основания рассчитывать, что требования
звукоизоляции будут обеспечиваться этой конструкцией
при массе несущего элемента менее 200 кг на 1 м2.
98
Перекрытия с раздельным основанием пола в виде
монолитной стяжки, устраиваемой по слою упругомяг-
кого звукоизоляционного материала, при хорошем ка-
честве работ обеспечивают нормативные требования
звукоизоляции. Вместе с тем эти конструкции по своей
трудоемкости не могут быть признаны удовлетворитель-
ными.
Для значительного снижения трудоемкости перекры-
тий данного типа нужны комплексные панели с готовым
основанием раздельного пола.
В качестве промежуточного этапа ЦНИИЭП жилища
широко рекомендует индустриальные конструкции ос-
нования пола в виде сплошных или ребристых легкобе-
тонных, а также гипсобетонных панелей размером «на
комнату».
Применение панелей основания пола размером «на
комнату» позволяет наряду со сплошным звукоизоля-
ционным слоем применять полосовые прокладки. Прк
использовании относительно жестких звукоизоляцион-
ных материалов применение их в виде полосовых про-
кладок обеспечивает более высокие показатели звуко-
изоляции, чем в виде сплошного слоя. Совершенно об-
ратное явление наблюдается при использовании наибо-
лее мягких материалов (табл. 3). Полная масса 1 м2
этого перекрытия 300 кг, в том числе масса элемента
основания пола — 60 кг на 1 м2. Исследования прово-
дились до устройства покрытия поЛа.
Для того чтобы оценить полученные результаты,
можно воспользоваться эмпирической формулой А. К. Ти-
мофеева (НИИСФ), выведенной им на основании ста-
тистической обработки большого количества опытных
данных: 7?Ср=23 lg Р—9 дб. Этой формулой устанавли-
вается зависимость между средней звукоизолирующей
способностью акустически однородной конструкции в
диапазоне частот от 100 до 3200 Гц Rcp и ее массой
(кг), приходящейся на 1 м2 Р.
Учитывая, что средняя звукоизолирующая способ-
ность от воздушного звука, соответствующая норматив-
ной кривой, при отсутствии косвенной звукопередачи со-
ставляет 51 дб, можно записать: EB=231gP—60+1 дб.
Результаты, получаемые по этой формуле, подтвер-
ждаются более детальным расчетом звукоизоляции
сплошных акустически однородных конструкций из тя-
желого бетона по методу, предложенному д-ром техн.
7*
99
Таблица 3
Результаты звукометрических исследований перекрытия с панельным
основанием раздельного пола
Звукоизоляционные прокладки		Толщина прокладок В ЛЛ1		Показатели зву- коизоляции в дб	
		2 о		0	р
материал	вид	5 а 'S к о о <и £ Я о й 8	в обжатом состоянии	от воздуш но го звука	от ударно! звука £у
Мягкие древесново- локнистые плиты (? =	Сплошной слой	25	24	0	+з
=200 кг/м3)	Полосовые прокладки	25	22	+1	+6
Мягкие минерало- ватные плиты ПМ	Сплошной слой	20	16	+4	4-12
(у =65 кг/м3)	Полосовые прокладки	20	9	+2	4-4
Полужесткие мине- раловатные плиты (у =110 кг/м3)	То же	30	22	4-4	4-19
наук В. И. Заборовым, и соответствуют результатам
непосредственных измерений.
Согласно этой формуле, масса 1 м2 акустически од-
нородной конструкции, обеспечивающей показатель
звукоизоляции от воздушного звука Ев= +4 дб, долж-
на быть равна 600 кг (lgP=64:23=2,78; Р«600). Эта
масса соответствует толщине акустически однородной
конструкции из тяжелого бетона — 25 см, тогда как
сравниваемая конструкция с раздельным полом имела
полную толщину 16 см. Таким образом, при выполнении
акустически однородной конструкции даже из тяжелого
бетона увеличивается не только масса, но и строитель-
ная высота.
Из табл. 3 видно, что даже в том случае, когда тол-
щина воздушной прослойки, частично заполненной зву-
коизоляционным материалом, составляет в среднем все-
го 9 мм, показатель звукоизоляции от воздушного звука
£в= +2 дб, т. е. на 5 дб выше, чем акустически одно-
родной конструкции той же массы (Р=300 £в= —3 дб).
100
Производя соответствующий расчет по приведенной
формуле, можно убедиться, что эффект, создаваемый
этой прослойкой в данной конструкции, аналогичен эф-
фекту, достигаемому увеличением массы конструкции
на 200 кг/ж2. Таким образом звукоизоляционная прос-
лойка толщиной 9 мм как бы заменяет слой тяжелого
бетона толщиной 80—90 мм и, кроме того, обеспечивает
изоляцию от ударного звука, которая минимум на
13 дб выше, чем у сплошной плиты массой 500 кг/м2.
При проектировании конструкций толщина звукоизо-
ляционных прокладок в обжатом состоянии 9 мм не
может быть допущена, так как в этом случае могут
возникнуть жесткие контакты между основанием пола
и несущим элементом перекрытия, которые почти пол-
ностью ликвидируют звукоизоляционный эффект. Тол-
щину звукоизоляционных прокладок в обжатом состоя-
нии (при нормативной нагрузке на перекрытие) следует
принимать не менее 20 мм.
Приведенные результаты относятся к акустически
раздельным перекрытиям с плавающим полом, незави-
симо от вида бетона, из которого они выполнены.
Если же говорить о звукоизоляционных свойствах
легкого бетона, как материала, то они могут оценивать-
ся лишь в сравнении с каким-либо другим материалом,
принятым за эталон, по величине звукоизолирующей
способности аналогичной акустически однородной кон-
струкции. Причем такое сравнение будет весьма услов-
ным. Естественно сравнить легкий бетон с тяжелым.
Но если сравнение проводить по звукоизолирующей
способности конструкций одинаковой толщины, то у
этих конструкций будут разными основные параметры,
влияющие на звукоизоляцию, — масса и жесткость. Ес-
ли сравнивать конструкции с одинаковой массой, то они
будут различаться по толщине и жесткости и т. д.
Звукоизолирующая способность — свойство конструк-
ции, а не матерала, но она зависит от свойств материа-
лов, которые использованы для выполнения конструк-
ции.
Влияние свойств таких твердых материалов, как
различные виды бетона, на звукоизоляцию в наиболь-
шей степени может быть выявлено при исследовании
сплошных акустически однородных конструкций.
Результаты такого исследования, выполненного в
акустической камере ЦНИИЭП жилища при участии
101
НИИ строительной физики (Г. Л. Осипов и В. Н. Ни-
кольский) , приведены в табл. 4 и на рис. 37 и 38.
Кривые частотных характеристик звукоизоляции от
воздушного звука, приведенные на рис 37, имеют при-
мерно одинаковый характер.
Частотами
Рис 37 Частотные характе-
ристики звукоизолирующей
способности от воздушного
звука сплошных панелей пе-
рекрытий из легкого и тяже-
лого бетонов
1 — нормативная кривая, 2 — из-
меренная частотная характери-
стика звукоизолирующей спо-
собности панели толщиной 10 см
из тяжелого бетона; 3 — то же,
из керамзитобетона, 4 — то же,
из перлитобсгона; 5 — то же,
трехслойной керамзитобетонной
панели толщиной 20 см
Рис. 38. Частотные характе-
ристики звукоизолирующей
способности от ударного
звука акустически однород-
ных панелей перекрытий
(без пола)
1 — нормативная кривая, 2 — из-
меренная частотная характери-
стика приведенного уровня
ударного звука под панелью
перекрытия толщиной 10 см из
тяжелого бетона; 3 — то же, из
перлитобетона; 4— то же, под
трехслойной керамзитобетонной
панелью толщиной 20 см, 5 — то
же, под многопустотным насти
лом из тяжелого бетона толщи
ной 22 см
При одинаковой толщине конструкции применение
легкого бетона ухудшает звукоизоляцию на низких и
средних частотах и несколько улучшает на высоких.
Поэтому различие средней звукоизолирующей способ-
ности аналогичных конструкций из тяжелого и легкого
бетона не столь велико, как это следует из эмпириче-
102
ских зависимостей, связывающих звукоизоляцию с мас-
сой ограждения.
Показатели изоляции от воздушного звука акусти-
чески однородных конструкций из легкого бетона зна-
чительно ниже, чем конструкций из тяжелого бетона
той же толщины. Вместе с тем сопоставление расчетных
и фактических значений звукоизоляции показывает, что
при одинаковой массе легкобетонные конструкции мо-
гут иметь некоторое преимущество перед конструкция-
ми из тяжелого бетона. Эта особенность конструкций
из легкого бетона, подтверждаемая результатами дру-
гих исследований, может быть объяснена, однако, и без
учета специфических свойств легких бетонов.
Если конструкции из легкого и тяжелого бетона
имеют одинаковую массу, приходящуюся на единицу
площади, то толщина легкобетонного элемента будет
значительно больше, а следовательно, будет выше и его
жесткость. В свою очередь повышение жесткости при
неизменном значении массы, по мнению специалистов,
снижает отрицательное влияние эффекта волнового сов-
падения.
Исследования акустически однородных многопустот-
ных конструкций, проведенные В. Г. Крейтаном и Б. Г. Ру-
дерманом (ЦНИИЭП жилища), показывают, что влия-
ние жесткости на звукоизолирующую способность мо-
жет быть весьма значительным. На основании опытов
указанными авторами была найдена зависимость по-
вышения звукоизолирующей способности многопустот-
ных плит по сравнению со сплошными той же массы
ДЕВ от отношения их жесткости	[Р—const и Еб—
Вс
const). Эта зависимость, показанная на рис. 39, вероят-
но справедлива и для сопоставления звукоизолирующей
способности конструкций из легкого и тяжелого бето-
нов.
В табл. 4, а также на рис. 37 и 38 приведены резуль-
таты исследования звукоизолирующей способности трех-
слойной керамзитобетонной панели перекрытия проле
том 5,2 м и толщиной 20 см. Нижний слой этой панели
толщиной 3 см и верхний толщиной 2 см были выполне-
ны из плотного керамзитобетона на пористом песке
объемной массой менее 1200 кг/м3\ средний слой тол-
щиной 15 см — из крупнопористого керамзитобетона
марки 25 объемной массой около 700 кг/м3. Масса 1 м*
103
Таблица
Результаты сопоставления звукоизолирующей способности акустически однородных панелей перекрытий
из легкого и тяжелого бетонов
№ кривых на рис.	00 со	сч			«О		'Ч'	до га • о га ь.	О	ь- о	О	Н	>> О LQ	И К	сз	О. Ч н	w	га	о £ 	 ° Р 5.	«	
	со	сч	«о				»О		S	т	М	н Не	<1> о	СХ	х	га О °	3 ® 'О о	S	®	_ — Ок	S	я	’S
UJ		7			Сч С		О сч 1	| -4,0 | —17 >лирующей спос яции от воздуш цятся на основа а)  для легкобете для конструкцг	
н са		—5,0	е а	4 3	1Г о		—7,5		
•S' С9		—4,5	-6,6		—7,4		о со 1	ГО	Ч	О	ЕГ	X о	ко	«	s	s	хо -	S?	5	§	«	со «к	к	£ к — 1 	GJ	К iy4 СО QQ _	®	S	к	*	«	м .	
Л		46,0	42,6		41,5		43,5	ф	I *	IS иэ	О.	о	S	1	GS -	° « 5g Q, о S	з	«	1	ьр	7 	 £	о	га	in	1	
04 •& о		46,5	45,8		44,7		47,6	|	22	| 51,7 и расчетная велич] [етные величины п< и многопустотной Г. Рудерманом (Ц 'имофеева и произ 13 дб, El =13, 9 дб, El -=231gP	
Толщина в см		о	о		о		о сч		
Масса 1	п ма	* е Q	240	160		130		180	к 5	S •	+ 1 оо	м	S.	g^	Q, “	g	«	OS<d	~ «о	о § 	 &	S	§ S S	2	?	
Я Я с 0J к: п S Й		Тяжелый бетон	Керамзитобетон		Перлитобетон		Керамзитобетон крупнопористый и мелкозернистый	| Тяжелый бетон i: 1.Я* и/?стр-фа1 и El, Е$— фактичест звукоизолирующей с еденного В Г. Крейта тределяли по формула менее 200 кг — RE = 2 более 200 кг —	=	
Тип	а Й i а э	Однослойная	Л		А		Трехслойная	< < < I < 5	Примечание душного звука; Е% звуков. 2. Данные по исследования, пров< 3. Я’р и El oi ций с массой 1 м2 i бетона с массой 1 м
такой панели с учетом арматуры (при влажности к мо-
менту испытания около 6%) составляла 180 кг, т. е.
была на 25% меньше, чем у панели из тяжелого бетона
толщиной 10 см. Приведенный модуль упругости трех-
слойной панели, определенный на основании статичес-
ких испытаний, составлял 57 000 кгс!см2.
Рис 39. Зависимость повышения
звукоизолирующей способности
многопустотных плит по сравне-
нию со сплошными той же массы
от отношения их жесткости
1 — однослойная панель толщиной 10 см
из керамзитобетона; 2— то же, из пер-
литобетона; 3 — трехслойная панель
толщиной 20 см из керамзитобетона;
остальные точки построены по резуль-
татам испытаний многопустотных плит,
проведенных В. Г. Крейтаном и Б. Г
Рудерманом
Таким образом, жесткость этой панели на 70—80%
выше по сравнению с панелью из тяжелого бетона тол-
щиной 10 см и в 4,1 раза выше, чем эквивалентной по
значению масс панели толщиной 7,5 см из тяжелого
бетона марки 200 (£б=265 000 кгс!см2).
Из табл. 4 и рис. 37 видно, что звукоизолирующая
способность слоистой керамзитобетонной панели, несмот-
ря на* меньшую массу, выше, чем сплошной однослойной
панели из тяжелого бетона, и выше расчетного значения
на 4,1 дб.
Если жесткость легкобетонных панелей Вл отнести
к жесткости панелей из тяжелого бетона марки 200 той
же массы Вс, а Д£в выразить как разность фактических
и расчетных показателей звукоизоляции, определенных
с точностью до 0,1 дб (ДЕ Bi=E$ —El), то можно вос-
пользоваться зависимостью, показанной на рис. 39,
подставив отношение Вп/Вс вместо отношения £п/£с.
Полученные значения нанесены на графике рис. 39.
Точки, соответствующие легкобетонным панелям, пока-
зывают, что расхождения в значениях звукоизолирую-
щей способности акустически однородных конструкций
из легких и тяжелых бетонов вполне объясняются раз-
личием в соотношениях массы и жесткости.
Таким образом, отмечаемая В. Г. Крейтаном зави-
симость между звукоизолирующей способностью и со-
104
105
отношением массы и жесткости акустически однородных
конструкций распространяется, по-видимому, и на такие
конструкции из различных видов легких бетонов. Если
это так, то при равной толщине конструкций из тяжело-
го и легкого бетонов звукоизолирующая способность по-
следних всегда будет ниже.
Кривые частотных характеристик приведенного уров-
ня звукового давления под перекрытием от ударного
звука, показанные на рис. 38, свидетельствуют о том,
что легкие бетоны не обладают повышенной способ-
ностью гасить шумы, возникающие при ударных воз-
действиях.
Конструкции из тяжелого бетона, обладающие боль-
шей массой и жесткостью, обеспечивают более высокую
изоляцию от ударного звука, чем конструкции из легко-
го бетона. Но поскольку в обоих случаях звукоизоли-
рующая способность несущих элементов перекрытий от
ударного звука очень невелика по сравнению с норма-
тивной, указанное обстоятельство практически не имеет
значения.
Характер кривых, приведенных на рис. 38, указыва-
ет на зависимость уровня ударного звука под перекры-
тием от толщины и жесткости панелей. Кривая, постро-
енная по результатам исследования перлитобетонной
панели толщиной 10 см, по своему очертанию напоми-
нает кривую частотных характеристик звукоизоляции
аналогичной панели из тяжелого бетона. Характер кри-
вой, соответствующей трехслойной керамзитобетонной
панели толщиной 20 см, примерно такой же, как при
многопустотном настиле толщиной 22 см.
Проведенные исследования указывают на нецелесо-
образность применения легких бетонов в акустически
однородных перекрытиях обычного типа.
2.	КОМПЛЕКСНЫЕ ЛЕГКОБЕТОННЫЕ ПАНЕЛИ ПЕРЕКРЫТИЙ
Естественной областью применения легких бетонов
являются акустически неоднородные (раздельные) кон-
струкции перекрытий, масса которых, как было показа-
но выше, не оказывает существенного влияния на звуко-
изоляцию. При этом возможность снижения собствен-
ного веса несущей части перекрытия за счет применения
легкого бетона может быть использована для создания
укрупненных панелей с готовым основанием плавающе-
106
го пола и консольной плитой балкона или лоджии
(рис. 40). Первые 12 опытных образцов таких панелей
были изготовлены в 1960 г. на полигоне Комбината же-
лезобетонных изделий № 355 в Москве и смонтированы
в экспериментальном жилом доме ЭКП-104 в 10-м квар-
тале Новых Черемушек.
Рис 40. Комплексная панель перекрытия
1 — несущая часть из легкого бетона; 2—звукоизоляционные полосовые про-
кладки (или сплошной слой звукоизоляционного материала при изготовлении
панели за один производственный цикл); 3 — легкобетонное основание раздель-
ного пола
Проведенный эксперимент показал техническую воз-
можность изготовления комплексных панелей в одном
производственном цикле и позволил выявить важнейшие
технологические особенности их формования Знание
этих особенностей в дальнейшем было использовано
при проектировании конвейерной линии для эксперимен-
тального цеха крупнопанельного домостроения в Ново-
куйбышевске.
Основная технологическая трудность изготовления
комплексных панелей перекрытий заключается в необ-
ходимости отформовать тонкий легкобетонный слой с
ровной поверхностью на упругомягком основании, избе-
107
жав при этом образования жестких звукопроводных
контактов между обоими бетонными слоями.
Позднее эта задача была решена благодаря созда-
нию бетоноукладчика с заглаживающим устройством
и с вибронасадкой, обеспечивающей подачу предвари-
тельно уплотненного бетона равномерным слоем по всей
ширине панели.
Изготовление опытной партии комплексных панелей
и монтаж их в экспериментальном доме повзолили оп-
ределить их звукоизолирующую способность в натурных
условиях.
Несущие элементы этих панелей были решены в виде
сплошных керамзитобетонных плит толщиной 100 мм.
Фактическая толщина керамзитобетонного основания
пола составляла в среднем около 60 мм (вместо 40 мм
по проекту). В качестве звукоизоляционного слоя при-
менялись стекловолокнистые маты и древесноволокни-
стые плиты. Масса 1 м2 этих панелей с покрытием пола
из линолеума колебалась в пределах 220—240 кг.
Результаты натурных измерений подтвердили воз-
можность обеспечения высокой звукоизолирующей спо-
собности от воздушного звука при малой массе подоб-
ных конструкций: Ев= + 14-2 дб; Еу =.-f-94-11 дб.
В процессе звукометрических исследований были
проведены опыты по определению влияния различных
видов заделки зазора между основанием пола и стена-
ми на звукоизоляцию от ударного шума. При заполне-
нии зазора цементно-песчаным раствором £у=0 дб, т. е.
на 10 дб ниже, чем при заделке шлаковатой или паклей
(как было предусмотрено проектом). При заполнении
строительным мусором Еу= -|-4 дб, что на 6 дб ниже,
чем при выполнении проектного решения. Таким обра-
зом было выявлено значение правильного выполнения
узла примыкания основания пола к стенам.
Монтажные петли комплексных панелей не должны
пересекать элементы основания пола. Недопустимы
также и сквозные монтажные отверстия, заделка кото-
рых может привести к ликвидации эффекта акустиче-
ской раздельности конструкции, обеспечивающего вы-
сокую звукоизоляцию. Монтажные петли комплексных
панелей приходится размещать в опорных зонах несу-
щих элементов, где они могут быть использованы для
устройства замоноличиваемых связей между панелями
без ущерба для звукоизоляции.
108
Разработка опытных образцов и исследование их в
лабораторных и натурных условиях может рассматри-
ваться только в качестве первого, начального этапа соз-
дания новой индустриальной конструкции. Более слож-
ными этапами являются отработка технологии заводско-
го производства и обепечение условий применения кон-
струкции в крупнопанельном строительстве.
Необходимые предпосылки для отработки технологии
заводского изготовления комплексных панелей перекры-
тий в одном производственном цикле возникли в связи
с созданием нового конвейерного оборудования систе-
мы Л. Н. Чумадова (Леноргстрой).
Проведенный на Полюстровском комбинате в Ле-
нинграде опыт по формованию образца комплексной па-
нели показал, что созданное оборудование позволяет ре-
шить задачу машинного изготовления данной трехслой-
ной конструкции.
Результаты этого опыта дали основание включить
рассматриваемую конструкцию в проект эксперимен-
тального девятиэтажного жилого дома для Новокуйбы-
шевска, а также начать разработку и освоение техноло-
гической линии по производству различных легкобетон-
ных изделий, в том числе и комплексных панелей пере-
крытий на стандартных термоподдонах.
При освоении производства комплексных панелей
перекрытий в экспериментальном цехе крупнопанельно-
го домостроения треста № 25 Главсредневолжскстроя
было осуществлено напряженное армирование несущих
элементов разряженными стержнями в двух взаимно
перпендикулярных направлениях. Эффективность такого
метода армирования при электротермическом способе
натяжения стержней периодического профиля из высо-
копрочных горячекатаных сталей была выявлена ранее
в процессе лабораторных испытаний панелей длительно
действующей нагрузкой.
Экономия металла (в натуральных показателях) за
счет применения сталей более высокого класса и надеж-
ного обеспечения жесткости панелей составила по ре-
зультатам анализа сопоставимых проектных решений
36%.
Применение предложенного способа армирования по-
вышает транспортабельность крупногабаритных панелей
и обеспечивает получение заданной толщины защитного
слоя.
109
Опыт конструирования показал, что выпуски предна-
пряженных стержней во многих случаях могут быть
использованы вместо закладных деталей для связи па-
нелей перекрытий друг с другом и с панелями стен.
Предложенное решение обеспечивает также значи-
тельное снижение трудоемкости армирования — около
25% с учетом заготовки стержней.
Одним из основных препятствий, сдерживающих
применение комплексных панелей перекрытий с готовым
основанием раздельного пола, было отсутствие подхо-
дящего способа монтажного закрепления стеновых па-
нелей.
Способ закрепления и выверки панелей с помощью
инвентарных подкосов, широко используемый при сбор-
ке крупнопанельных домов серии 1-464 и им подобных,
при использовании комплексных панелей непригоден,
ввиду необходимости сохранения звукоизолирующих
свойств перекрытия в нем недопустимы сквозные от-
верстия, необходимые для крепления подкосов.
Более подходящим в этом отношении был применя-
емый Главленинградстроем способ монтажа методом
пространственной самофиксации. Анализ ленинградско-
го метода пространственной самофиксации, проведенный
в ЦНИИЭП жилища, позволил разработать более совер-
шенную систему монтажа стеновых панелей без широ-
кого использования подкосов (которые, так же как и в
системе Главленинградстроя, используются только для
установки и выверки базовых панелей).
Существо предложения ЦНИИЭП жилища (автор
В. Д. Лерман) состоит в следующем. В момент установ-
ки каждая стеновая панель фиксируется только одним
штырем и одной замковой закладной деталью. Монтаж-
ная устойчивость панели (кроме сил трения в раствор-
ном шве) обеспечивается штангой-шаблоном. Эта штан-
га позволяет регулировать расстояние между осями
замковых соединительных деталей, замыкаемых следую-
щей панелью. После замыкания конструктивной ячейки
штанга-шаблон сразу снимается. Таким образом, для
каждого конструктивного шага достаточно иметь толь-
ко одну штангу.
Базовые стеновые панели могут крепиться подкоса
ми к петлям панелей перекрытий. Нахождение подко-
сов в зоне последующей установки других стеновых пане-
лей не является препятствием для дальнейшего монта-
110
жа, так как после замыкания первой конструктивной
ячейки эти подкосы снимаются.
Современные серии типовых проектов обычно преду-
сматривают очень широкую номенклатуру типоразмеров
панелей перекрытий. Поэтому горизонтальное склади-
рование панелей, неудобное и при узкой номенклатуре
изделий, в данном случае совершенно неприемлемо.
Необходимо было найти достаточно простой и на-
дежный способ временного скрепления несущей части и
элемента раздельного пола, чтобы комплексные панели
можно было перемещать и хранить в вертикальном по-
ложении Причем конструкция этих связей должна
полностью гарантировать их исчезновение после монта-
жа. Это необходимо в связи с тем, что наличие жестких
связей между элементом пола, лежащим на упругомяг-
ком основании, и несущей частью катастрофически сни-
жает звукоизолирующую способность конструкции, осо-
бенно от ударного звука. Кроме того, при разработке
конструкции временных связей необходимо было учиты-
вать, что в процессе бетонирования несущей части над
ее поверхностью не должно быть никаких выступающих
элементов.
Исходя из указанных требований было предложено
простое и надежное решение (рис. 41). В местах, где
необходимо создать такую связь, на бортах формы не-
сущей части временно закрепляют съемные металличес-
кие вкладыши. После уплотнения бетона несущей части
эти вкладыши извлекают. В образовавшиеся полости
вводят сложенные вдвойне и согнутые, как показано на
рис. 41, отрезки обычной арматурной проволоки диамет-
ром 5 мм с анкерующими коротышами, устанавливае-
мыми враспор между гранями провибрированного бе-
тона. Затем укладывают слой звукоизоляционного мате-
риала и закрывают его водонепроницаемой бумагой или
пергамином. После этого закрывают борта элемента
пола, в которых на местах образования временных свя-
зей имеются вырезы шириной 50—60 мм, доходящие до
боковой грани несущего элемента.
При формовании элемента пола указанные вырезы и
расположенные под ними полости в несущей части за-
полняются бетоном, благодаря чему за пределами габа-
рита основания пола образуются небольшие армирован-
ные ребра. После монтажа комплексной панели эти реб-
ра препятствуют установке стеновых панелей и поэтому
111
неминуемо разрушаются ударом молотка или лома с
последующей обрезкой заключенной в них арматуры.
Переход от кассетного метода формования к более
совершенной конвейерно-поточной технологии изготов-
ления панелей перекрытий позволил заменить цельно-
сварные сетки преднапряженной стержневой арматурой,
Узел,
Рис. 41. Конструкция временного монтажного крепления эле-
мента пола к несущей панели при хранении и перевозке в вер-
тикальном положении
1 — несущая часть; 2 — звукоизоляционный слой; 3 —• основание пола;
4 — соединительное ребро, отбиваемое перед установкой стеновых пане-
лей; 5 — связевая петля, 6 — арматурная сетка основания пола; 7 — ан-
кер связевой петли, 8 — полость, заполняемая бетоном при формовании
основания пола
Рис 42. Схема армирования несущих элементов комплексных
легкобетонных перекрытий для домов серии 1-464Д (проект
97М)
112
расположенной в двух взаимно перпендикулярных на-
правлениях с широким шагом между ними. Стержни
преднапряженной арматуры натягиваются электротер-
мическим методом на упоры, которые расположены по
периметру термоподдона.
На рис. 42 показана схема армирования несущих
элементов комплексных панелей перекрытий для домов
серии 1-464. В поперечном направлении панель арми-
руется восемью стержнями диаметром 10 мм (сталь
класса A-IV), в продольном направлении — четырьмя
стержнями диаметром 10 мм (сталь класса А-Ш).
Расстояние от поверхности потолка до центра попе-
речных стержней составляет 30 мм (из условия обеспе-
чения достаточной огнестойкости в многоэтажных зда-
ниях). Продольные стержни располагаются -ниже с за-
щитным слоем 13 мм. Расстояние между поперечными
стержнями определяется площадью сечения арматуры,
необходимой для обеспечения заданной несущей способ-
ности панели.
Конструкция комплексной панели перекрытия для
лабораторных исследований была разработана примени-
тельно к условиям стендового производства на экспери-
ментальной строительной площадке Госстроя СССР
(рис. 43). Панель состоит из несущей части, сплошного
звукоизоляционного слоя и элемента раздельного пола.
Несущая часть представляет собой сплошную керам-
зитобетонную плиту толщиной 10 см, рассчитанную на
опирание по контуру. Проектная марка керамзитобето-
на — 150, объемная масса в сухом состоянии — не более
1500 кг)м3. Размеры панели в плане (4900X3180) были
обусловлены использованием имеющейся жесткой рамы
для натяжения арматуры. Принятые размеры близки к
размерам панелей перекрытий, применяемых в типовых
проектах зданий с частым шагом поперечных несущих
стен.
Армирование панели предусмотрено в двух направ-
лениях предварительно-напряженными стержнями ди-
аметром 10 мм из горячекатаной стали периодического
профиля класса A-IV. В направлении основного (мень-
шего) пролета предусмотрено 6 стержней. Крайние
стержни расположены на расстоянии 100 мм от края.
Расстояние между крайними и вторыми от края
стержнями 1000 мм. Расстояние между остальными по-
перечными стержнями 900 мм. Расстояние от поверхно-
8—347
ИЗ
сти потолка до центра основных рабочих стерж-
ней 30 мм.
В продольном направлении предусмотрено три
стержня, два из которых расположены на расстоянии
90 мм от края, а один — по центру панели. Таким об-
разом, расстояния между продольными стержнями со-
Рис 43. Конструкция комплексной панели перекрытия
из керамзитобетона (опытный образец)
1 — керамзитобетон марки 150 (V«=1500 кг/м3)-, 2 — керамзитобе
тон марки 100 (V—1200 кг/м3)
ставляют 1500 мм. Расстояние от поверхности потолка
до осей продольных стержней 17 мм.
Кроме указанных девяти стержней и шести монтаж-
ных петель, вынесенных на края панели с соответству-
ющими анкерующими устройствами, другая арматура
не применялась. Звукоизоляционный слой предусматри-
валось выполнять из минераловатных и стекловолокни-
стых плит или матов толщиной до 40 мм в необжатом
состоянии.
Панель раздельного пола, лежащая на сплошном уп-
ругом основании в виде звукоизоляционного слоя, пред-
ставляет собой неармированную керамзитобетонную
плиту толщиной 4 см. Проектная марка керамзитобето-
на — 100, объемная масса в сухом состоянии — не более
114
1200 кг)м? (из условия обеспечения нормативного пока-
зателя теплоусвоения).
Ниже приведена техническая характеристика ком-
плексной панели перекрытия, разработанной для лабо-
раторных исследований:
Монтажная масса с производственной влажно-
стью 10%....................................   .	3,4 т
Приведенная толщина бетона ...	... 13,7 сти
Расход стали на 1 л2............................2 кг
В том числе рабочей предварительно напряженной
арматуры........................................1,41 кг
В связи с отсутствием на ЭСП стержней нужных диа-
метров из стали класса A-IV они были заменены. По-
перечная арматура выполнена из стали класса А-Ш диа-
метром 12 мм, а три продольных стержня — из той же
стали диаметром 10 мм. В связи с 'понижением класса
арматурной стали расход металла на 1 м2 панели увели-
чился на 0,29 кг.
Для определения напряжений в бетоне, возникающих
при отпуске арматуры, на поверхности потолка комплекс-
ной панели, обращенной при изготовлении вверх, были
установлены рычажные тензометры и наклеены тензо-
датчики. Результаты измерений напряжений приведены
на рис. 44 и 45.
На этих рисунках показаны эпюры деформаций в про-
дольном и поперечном направлениях на одной четверти
панели, ограниченной ее осями симметрии. Значения от-
носительных деформаций, показанные на эпюрах, увели-
чены в 105 раз. При рассмотрении этих эпюр нельзя пол-
ностью исключать возможность искажающего влияния
собственного веса несущей плиты. При отпуске армату-
ры эта плита, изготовленная потолком вверх, в результа-
те внецентренного обжатия бетона стремится припод-
нять края, что приводит к перераспределению давления
на прокладки, которое уменьшается по краям и возраста-
ет в центре. Таким образом под действием собственного
веса, уравновешенного неравномерным давлением в про-
кладках, возникает изгибающий момент обратного знака,
уменьшающий эффект предварительного обжатия в цент-
ральной части панели.
Эпюры деформаций потолочной поверхности несущей
плиты показывают, что обжатие по краям панели выше,
чем в средине. Кроме влияния собственного веса это яв-
ление может быть объяснено тем, что усилия от предва-
8*
115
Рис. 44. Эпюры деформаций бетона на потолочной поверхности
панели при отпуске арматуры в поперечном направлении
Рис. 45. Эпюры деформаций бетона на потолочной поверхности
панели при отпуске арматуры в продольном направлении
рительного напряжения крайних стержней воспринима-
ются меньшим сечением бетона, чем средних. Усилия от
средних стержней могут равномерно распределяться
116
в обе стороны от стержня. Усилия же в крайних стерж-
нях распределяются в одну сторону с концентрацией на-
пряжения по краю.
Вместе с тем эпюры деформаций показывают, что
в ’средней части панели напряжения бетона, расположен-
ного над стержнями и между ними, практически не отли-
чаются.
Прочность бетона несущей части панели к моменту
распалубки, перевозки и монтажа, определенная испыта-
нием трех кубов размером 15X15X15 см, составила
в среднем 141 кг!см2, а объемная масса в сухом состоя-
нии — 1440 кг/м3.
Никаких трещин в результате погрузки, перевозки,
разгрузки и монтажа панели на испытательном стенде не
возникло. На испытательном стенде панель опиралась по
контуру. Расстояния между опорами в осях составляли
соответственно 3100 и 4820 мм.
После установки приборов 24 июля 1967 г. панель
24 дня стояла без нагрузки под действием собственного
веса. За это время средина панели выгнулась на 1,42 мм
относительно продольных опор. Кроме того, выгнулись
короткие стороны панели относительно углов в среднем
на 0,91 мм. В средине опор по коротким сторонам про-
изошел отрыв панели от раствора, на который она была
уложена.
Такой характер деформаций был неожиданным, так
как малое количество арматуры с невысоким пределом
текучести (класса А-Ш) и ее расположение вблизи нейт-
рального слоя не позволяли объяснить появление выги-
бов усилиями предварительного напряжения.
Напряжения сжатия в верхней зоне сечения при дей-
ствии собственного веса значительно превосходят напря-
жения сжатия в нижней зоне. Следовательно, сечение
должно прогнуться вниз. А между тем наблюдается за-
метный выгиб — 1,42 мм.
Указанное явление можно объяснить одной сущест-
венной особенностью исследуемой конструкции. Этот об-
разец комплексной панели формовался полом вниз, и по-
этому несущая плита бетонировалась по слою пергамина,
уложенного на звукоизоляционный слой. Таким образом,
образовалась пароизоляция, препятствующая интенсив-
ному высыханию верхней зоны несущей плиты. Односто-
роннее высыхание панели со стороны потолка вызывает
неравномерную усадку бетона, выгибающую изделие
117
кверху. Без воздействия собственного веса, уменьшаю-
щего выгиб, его значение могло бы быть еще выше —
1,55—1,6 мм. Прогиб панели (вернее уменьшение ее вы-
гиба, достигнутого при 24-дневной выдержке под
действием только собственного веса) в результате перво-
начального загружения полезной нормативной нагруз-
кой составил 1,09 мм. Через 24 ч этот прогиб увеличился
до 1,27 мм. Измеренный выгиб составил 0,15 мм (1,42—
1,27).
Изучение деформаций после разгрузки, произведенной
через 24 ч, показало, что загружение нормативной на-
грузкой не приостановило процесса дальнейшего выги-
бания панели. Через 72 ч после разгрузки выгиб панели
увеличился по сравнению с его значением перед загру-
женном на 0,23 мм.
Затем для изучения деформативности панели во вре-
мени она была повторно загружена нормативной нагруз-
кой, которая выдерживалась в течение 14 месяцев. Про-
гиб (уменьшение выгиба) при повторном загружении со
ставил 1,01 мм.
Величина прогиба от повторной нагрузки соответст
вует значению модуля упругости керамзитобетона —
132 000 кгс/см2.
После повторного приложения нормативной нагрузки
в течение первой недели наблюдался медленный рост
прогиба (уменьшение выгиба): выгиб за это врем
уменьшился всего на 0,18 мм, т. е. на столько же, н
сколько при первоначальном загружении выгиб умень-
шился в течение суток. Затем опять довольно четко стал
проявляться тенденция роста выгиба.
График, приведенный на рис. 46, показывает, что осо
бенно интенсивно выгиб рос в течение первых 4,5 меся-
ца. С начала сентября до средины января выгиб увели
чился более, чем на 2 мм (с 0,46 до 2,62 мм). Следующи
5,5 месяца (до начала июля) выгиб рос значительно мед
леннее (с 2,62 до 3,27 мм). Затем деформации стабилизи
ровались: с начала июля до середины октября выгиб уве-
личился всего на 0,12 мм.
Сам по себе факт роста выгиба и даже его стабили-
зация показывают, что разность усадочных деформации
на верхней и нижней поверхностях панели продолжала
возрастать и за 15 месяцев с момента начала испытание
(24/VII 1967 г. — 24/Х 1968 г.) не достигла своего мак-
симума
118
Чтобы выяснить причины этого явления, в начале ию-
ля 1968 г. из панели были взяты пробы керамзитобетона
для определения влажности в шести местах — по три из
верхней и нижней зон. Пробы были взяты в средине па-
нели и в четвертях диагонали (примерно друг против
друга) сверху и снизу на глубину 30 мм.
Рис. 46 Перемещения центра панели (выгиб) при выдержива-
нии ее под нормативной нагрузкой
Если принять линейное распределение влажности по
толщине, то полученные путем экстраполяции значения
влажности верхней и нижней поверхностей будут равны
соответственно 11,6 и 5,6%.
Обращает на себя внимание тот факт, что через год
после изготовления панели даже на открытой потолочной
поверхности влажность еще далека от равновесной, со-
ставляющей 2—3%. Достаточно показательно и различие
влажностей верхнего и нижнего слоев. Все это свидетель-
ствует о том, что процесс высыхания панели еще далеко
не закончен. Влажность же верхнего слоя настолько вы-
сока, что там трудно ожидать заметного развития
усадки.
Столь высокая средняя влажность панели через год
после изготовления (8,6%) может быть объяснена высо-
ким водоцементным отношением (В/Д=0,7), плотной
структурой керамзитобетона и естественным твердением
образца.
Приблизительные расчеты показывают, что к момен-
ту начала испытания средняя влажность панели могла
119
достигать 14% (по массе). При этом на 1 л3 керамзито-
бетона приходилось около 200 л несвязанной воды.
Таким образом, результаты определения влажности
подтверждают предположение, что наблюдаемый харак-
тер деформаций объясняется неравномерной усадкой по
толщине несущей части комплексной панели.
Рис. 47. Деформации поперечного сечения панели (вдоль
малого, основного пролета)
На рис. 47 для иллюстрации характера выгиба пане-
ли в поперечном направлении построены графики рас-
пределения деформаций. График 1 показывает форму
выгиба панели после 24-дневной выдержки под собствен-
ным весом. На этом графике видно, что в средине проле-
та кривизна выгиба от неравномерной усадки в значи-
тельной степени погашается действием изгибающего мо-
мента от собственного веса. Так, на среднем участке,
равном приблизительно половине пролета, величина вы-
гиба составляет всего 10% полного выгиба относительно
опор. Такой же характер имеет и график 3, показываю
щий форму выгиба после разгрузки панели.
График 2 показывает форму выгиба панели после
первого приложения нормативной нагрузки. Увеличение
изгибающего момента привело к изменению направления
120
кривизны на среднем участке пролета. Такая же картина
наблюдалась и сразу после повторного приложения нор-
мативной нагрузки (график 4).
В дальнейшем деформации выгиба в результате одно-
сторонней усадки стали преобладать над деформациями
от действия изгибающего момента (график 5). График 5
показывает форму выгиба после 14-месячной выдержки
под нормативной нагрузкой.
К концу длительного испытания панели (на 470-е сут-
ки) выгиб панели достиг 3,6 мм. Затем панель была до-
ведена до разрушения. График зависимости перемеще-
ний центра панели от нагрузки представлен на рис. 48.
Разрушение панели произошло вскоре после появления
первых продольных трещин при нулевом значении про-
гиба, определяемого с момента установки приборов.
Характер расположения трещин такой же, как у опи-
раемых по контуру панелей с обычным армирова-
нием, но количество трещин несколько меньше. Величи-
на разрушающей нагрузки превышает ее расчетное зна-
чение: при /?а=1,15 /?а=4600 кг!см2. Полученное рас-
хождение объясняется некоторым влиянием элемента
пола на условия работы несущей части. Это влияние от-
мечалось и при заводских испытаниях подобных па-
нелей.
На основании результатов исследования был сделан
вывод, что применение разряженного армирования при
малом диаметре преднапряженных стержней (до 12 мм)
не требует соблюдения каких-либо дополнительных ус-
ловий.
В связи со значительным преобладанием деформаций
от неравномерной усадки над деформациями ползучести
можно заключить, что последние невелики. Высокая
усадка керамзитобетона в опытной панели объясняется
его естественным твердением (без термообработки).
Эффект односторонней усадки, требующий дополни-
тельного изучения, может способствовать значительному
уменьшению длительных деформаций комплексных па-
нелей, изготовленных в одном технологическом цикле.
Постепенное высушивание сжатой зоны при возрасте
бетона более 1,5 года приведет к уменьшению конечных
значений усадки в этой зоне. Ориентировочные расчеты
показывают, что при вдвое большей разности усадочных
деформаций внутренние напряжения при односторонней
усадке в 2 раза меньше, чем при двухсторонней (с отста-
121
ванием усадочных деформаций в средине сечения). Сле-
довательно, трещиностойкость свободно опирающейся
конструкции при односторонней усадке будет выше.
Заводские испытания комплексных керамзитобетон-
ных панелей с напряженным армированием в двух на-
правлениях стержнями, расположенными с широким ша-
гом (см. рис. 42), показали большую изменчивость
ремещения центра пане-
ли от нагрузки q
заводского производства от нагрузки q
(по данным В. А. Маркина, ЦНИИЭП
жилища)
значений прогибов при кратковременном действии нор-
мативной нагрузки (от 0,8 до 2 мм) и близкие величины
разрушающей нагрузки. Однако образец, испытанный
без элемента основания пола, разрушился при меньшем
значении полной нагрузки по сравнению со средней раз-
рушающей нагрузкой образцов комплексных панелей
пролетом 3,1 м (на 12,4%).
Результаты испытаний панелей, наиболее отличаю-
щихся по своей деформативности, представлены на
рис. 49 в виде графиков зависимости прогиба от нагруз-
ки. Кривая 1 соответствует комплексной панели, испы-
танной с основанием пола (<у0=162 кгс!см2). Среднее
напряжение в арматуре после натяжения на упоры, изме-
ренное прибором ИПИ-6, составило 4720 кгс!см2. Кри-
вая 2 соответствует несущему элементу, испытанному без
пола (о0=135 кгс!см2). Среднее напряжение в арматуре
4390 кгс!см2. В последнем случае на потолочной поверх-
122
ности образца замечены прерывистые волосные трещины,
расположенные под некоторыми арматурными стержня-
ми. Такие трещины часто возникают и в комплексных па-
нелях. В панелях, не имеющих технологических трещин,
они возникали при нагрузках, равных 75—80% от раз-
рушающей (с учетом собственного веса).
Все панели, в том числе и самые худшие, с большим
запасом удовлетворяют нормативным требованиям по
деформативности.
Разрушающая нагрузка (по раскрытию трещин более
1 мм), как правило, не менее чем на 10% превышает рас-
четное значение: при /?а=1,15 7?а=6900 кгс/см2.
Опыт применения преднапряженных комплексных па-
нелей из керамзитобетона марки 150 указывает на целе-
сообразность такого армирования элементов малого про-
лета.
При кассетном способе производства легкобетонные
комплексные панели перекрытий могут быть получены
методом укрупнительной сборки из двух простых эле-
ментов — несущей плиты толщиной 10 см и плиты осно-
вания пола толщиной 4 см. На один из этих элементов
должны быть предварительно наклеены полосовые зву-
коизоляционные прокладки.
Первый опыт такой комплектации был проведен
в г. Жуковском Московской обл. в 1961 г. Панели пола
и перекрытия соединялись с помощью удлиненных за-
хватов типа применяемых в настоящее время для подъ-
ема в горизонтальном положении панелей перекрытий,
изготовленных в кассетах.
При этом способе отверстия, образуемые распорными
конусами, должны совпадать в обеих панелях. В пане-
лях пола устраивались отверстия большего диаметра,
чем в несущей панели.
Результаты этого опыта не были признаны удовлет-
ворительными по следующим причинам:
1)	трудно проконтролировать правильность заделки
сквозных отверстий в панелях перекрытий и пола. Эти
отверстия часто заделываются раствором на всю высоту
без разделяющей прокладки, в результате чего ликвиди-
руется весь звукоизоляционный эффект, создаваемый
конструкцией «плавающего» пола;
2)	требуется большое количество сложных инвентар-
ных захватов, перевозимых с завода на постройку и об-
ратно;
123
3)	операции по совмещению в вертикальном положе-
нии монтажных отверстий соединяемых элементов и по
скреплению их захватами очень трудоемки.
В дальнейших опытах исходили из условия, что в па-
нелях пола не должно быть отверстий, заделываемых на
постройке.
В 1964 г. на Капотненском заводе треста КПД Глав-
центростроя проводились опыты по комплектации с при-
менением резьбовых закладных деталей, размещаемых
по краям несущих панелей за пределами площади эле-
ментов пола.
Несущие панели перекрытий устанавливали в слегка
наклонное положение и в гайки нижних закладных дета-
лей привинчивали инвентарные захваты. Затем на них
устанавливали панель пола с приклеенными звукоизоля-
ционными прокладками и прижимали ее к несущей па-
нели захватами верхнего ряда. Инвентарные захваты
имели шарнирные монтажные петли.
Этот способ комплектации оказался очень удобным
при производстве работ, но требовал применения слож-
ных закладных деталей и большого количества оборачи-
ваемых инвентарных приспособлений. Между тем все со-
единительные элементы, как съемные, так и забетониро
ванные в несущей плите, используются лишь для одно
разового подъема комплексной панели, а все остальное
время практически не нужны.
Поэтому в дальнейшем было предложено производить
комплектацию несущей панели и элемента пола с накле-
енными прокладками без применения каких-либо специ
альных скрепляющих приспособлений в процессе погруз-
ки на панелевоз.
Вместо резьбовых закладных деталей у нижнего края
несущей панели устраиваются сквозные отверстия, обра-
зованные отрезками стальной трубы с внутренним диа-
метром 52,5 мм. Эти отрезки снабжены соответствующи-
ми анкерами. У верхнего края панели размещаются три
монтажные петли. Край панели в зонах установки петель
усилен небольшими каркасами, препятствующими вы-
рыванию петель из плоскости панелей во время их подъ
ема в горизонтальном положении. Верхний край ниж-
них монтажных отверстий соответствует проектному по-
ложению края панели основания пола.
Во время погрузки на панелевоз несущую панель пе-
рекрытия устанавливают потолочной поверхностью
124
внутрь. Затем к ее нижнему краю приставляют два от-
резка деревянного бруса длиной около 1 м. Брусья рас-
полагают так, чтобы они не закрывали нижние монтаж-
ные отверстия несущей панели. Толщина брусьев должна
быть несколько больше проектного расстояния между
боковыми гранями несущей панели и панели пола. Па-
нель пола устанавливается на эти брусья звукоизоляци-
онными прокладками внутрь.
Затем в том же порядке устанавливается следующий
комплект панелей. Во время перевозки панели, как обыч-
но, скрепляются стяжными тросами.
Во время монтажа на постройке в монтажные отвер-
стия вставляют три захвата простой конструкции, входя-
щие в комплект такелажного оборудования при башен-
ных кранах. Комплексную панель поднимают с па-
нелевоза без применения кантователя шестистропной
кантующей траверсой. Строповка производится за пет-
ли захватов, установленных у нижнего края панелей, и за
монтажные петли, расположенные сверху.
Опыт комплектации этим методом показывает, что
некоторое увеличение в этом случае заводской трудоем-
кости производства компенсируется снижением трудоем-
кости на постройке. Но основное преимущество комплек-
тации заключается в повышении эксплуатационных ка-
честв конструкции: исключаются частые поломки и
повреждения панелей основания пола при монтаже, при-
водящие к их разрушению во время эксплуатации в ме-
стах интенсивного хождения; гарантируется правильное
расположение звукоизоляционных прокладок; отпадает
необходимость в построечной заделке монтажных отвер-
стий в панелях пола, в процессе которой нередко нару-
шается акустическая раздельность конструкции; предот-
вращается попадание в звукоизоляционную прослойку
кусков бетона и других предметов, создающих жесткие
контакты между панелями пола и перекрытия, что ухуд-
шает звукоизоляцию и создает неровности основания.
Дополнительный расход металла на анкеровку подъем-
ных петель и трубок в монтажных отверстиях полностью
компенсируется экономией арматуры в панелях основа-
ния пола.
Выше указывалось, что применение комплексных па-
нелей исключает возможность использования технологи-
ческих отверстий в несущих элементах перекрытия для
монтажного крепления стеновых панелей. Это обстоя-
125
тельство в настоящее время является главным препят-
ствием для применения комплексных панелей, которое
может быть устранено лишь при широком внедрении про-
грессивных методов монтажа крупнопанельных зданий
3. ПУТИ СОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ ЛЕГКОБЕТОННЫХ
ПЕРЕКРЫТИИ
Перекрытия большого пролета (около 6 м), как пра-
вило, выполняются из многопустотных или сплошных на
стилов, имеющих стыки на потолках помещений. Послед-
нее обстоятельство затрудняет повышение заводской го-
товности таких перекрытий.
Применение легких бетонов в этих настилах вызыва-
ется обычно использованием местных более дешевых за-
полнителей и не влияет на общее конструктивное реше-
ние перекрытий.
В республиках Закавказья полы в перекрытиях из
легкобетонных настилов устраивают обычно по моно
литным стяжкам, уложенным на подготовку из тощего
бетона или засыпку. Такие перекрытия, несмотря на
сравнительно большой вес, имеют неудовлетворительную
звукоизолирующую способность как от ударного, так и от
воздушного звука.
Довольно незначительное уменьшение собственного
веса несущей части перекрытия при высоких постоян-
ных нагрузках из-за повышенной деформативности лег-
ких бетонов не приводит к снижению расхода арматуры
Размеры сборных элементов остаются такими же, как
и при использовании тяжелого бетона.
Для улучшения звукоизоляции и уменьшения массь
этих перекрытий необходимо применять индустриальные
конструкции раздельного пола в виде сплошных или реб
ристых легкобетонных панелей основания размером «на
комнату» при использовании эффективных упругомягки
звукоизоляционных материалов.
Применяемые конструкции многопустотных панелей
уже не отвечают современному уровню строительной тех-
ники. Поэтому в настоящее время широко пропаганди-
руется и осуществляется переход к плоским настилам
сплошного сечения толщиной 16 см из тяжелого бетон
гораздо большей площади и массы, чем многопустот-
ные. Однако замена многопустотных настилов плоскими
приводит к увеличению расхода бетона на 30—35%, ста
126
ли на 50—70%, но не обеспечивает заметных преиму-
ществ. Стыковка их в пределах помещения требует
устройства выравнивающей стяжки или полимерцемент-
ной отмазки.
В результате худшего соотношения массьГи жестко-
сти звукоизолирующая способность более тяжелых
сплошных настилов остается такой же, как у многопус-
тотных с приведенной толщиной бетона 12 см.
Основным преимуществом сплошных настилов явля-
ется более высокая прочность их опорной зоны, что об-
легчает их применение в многоэтажных крупнопанельных
зданиях.
Для повышения прочности опорные участки многопу-
стотных настилов в платформенных стыках крупнопа-
нельных и крупноблочных зданий усиливают различны-
ми технологическими методами. Однако такое усиление
требует применения ручного труда и, как показа-
ли исследования, проведенные инж. И. А. Лигаем
(СибЗНИИЭП), не всегда достигает цели. В связи
с этим И. А. Лигай предложил несколько изменить кон-
струкцию многопустотных настилов с тем, чтобы их
опорные участки усиливались непосредственно в процес-
се формования. Это изменение связано с некоторым
утолщением ребер, что несколько увеличивает приведен-
ную толщину бетона (рис. 50). В этом случае модерни-
зация конструкции многопустотного настила достигается
при сохранении существующих конвейерных линий.
Более простое решение конструкции многопустотного
настила с усиленной опорной зоной (рис. 51) было пред-
ложено инж. Ю. В. Барковым (ЦНИИЭП жилища). Од-
нако реализация этого предложения требует существен-
ной перестройки технологических линий, так как пустото-
образователи должны извлекаться одновременно в
разные стороны. Увеличение несущей способности не-
сколько уменьшается по сравнению с конструкцией, пред-
ложенной И. А. Лигаем, но зато сохраняется на прежнем
уровне приведенная толщина бетона.
В районах сейсмического строительства (Закавказье
и Средняя Азия) в зоне стыка многопустотных панелей
предусматривается устройство монолитного участка, в ко-
тором располагаются сварные связи элементов перекры-
тий и стен (рис. 52). Подобным образом решаются стыки
пустотных настилов в многоэтажных крупнопанельных
домах Польской Народной Республики.
127
Для большинства районов нашей страны такое реше-
ние нельзя признать удовлетворительным из-за высокой
трудоемкости, удорожания производства работ в зимний
период и увеличения сроков строительства.
Рис. 50. Конструкция опорной
Рис. 51. Конструкция опорной
зоны многопустотных настилов
с утолщенными ребрами для
многоэтажных крупнопанель-
ных домов (предложение инж.
И. А. Лигай, СибЗНИИЭП).
В горизонтальном разрезе А—А
заштрихована только условная
площадь передачи нагрузки от
вышележащих этажей
зоны многопустотных настилов,
получаемых при извлечении
пустотообразователеи в разные
стороны (предложение инж.
Ю. В. Баркова, ЦНИИЭП жи-
лища). В горизонтальном раз-
резе заштрихована только ус-
ловная площадь передачи на-
грузки от вышележащих эта-
жей
Многопустотные настилы, массовое производство ко
торых хорошо освоено, остаются в настоящее время наи-
более рациональной и надежной конструкцией несущего
элемента перекрытия большого пролета.
Однако за время своего существования эта конструк
ция не претерпела заметных изменений и поэтому нуж
дается в дальнейшем совершенствовании.
Особенно большие возможности для совершенствова
ния многопустотных панелей и настилов открываются
в связи с применением для их изготовления легких бето
нов на пористых заполнителях. Применение легких бето-
128
нов позволяет значительно увеличить размеры многопус-
тотных панелей В домах с продольными несущими стена-
ми появляется возможность создавать такие панели
размером «на комнату» с готовым основанием раздель-
ного «плавающего» пола, что при обеспечении высокой
звукоизолирующей способности позволяет снизить вес
конструкции и получить значительную экономию арма-
турной стали.
Рис. 52. Стык легкобетон-
ных многопустотных на-
стилов в районах сейсми-
ческого строительства
В домах с широким шагом поперечных несущих стен
возможен раздельный монтаж панелей основания пола
размером «на комнату». При массе несущей части более
200 кг/м2 достаточно высокая звукоизолирующая способ-
ность может быть получена и при устройстве акустически
раздельного пола из дощатых и паркетных щитов, а так-
же паркетных досок на лагах, уложенных по прокладкам
из эффективных звукоизоляционных материалов.
В многоэтажных домах с широким шагом поперечных
несущих стен необходимо обеспечить прочность опорных
участков указанных панелей. Для этого может быть ис-
пользовано одно из рассмотренных выше решений.
При стыковании элементов разной ширины с различ-
ным расположением пустот в существующих конструкци-
ях многопустотных настилов предложение И. А. Лигая не
может быть реализовано. Для осуществления этого пред-
ложения необходимо применение модульного сортамента
панелей, в которых все пустоты расположены в строгом
соответствии с укрупненным модулем ЗМ = ЗООли/. Каж-
дая панель в этом случае будет состоять из разного ко-
личества совершенно одинаковых конструктивных ячеек.
Такое решение отвечает принципам гибкой технологии
заводского производства. На одном широком поддоне
могут быть получены изделия разной ширины, кратной
укрупненному модулю, и любой длины, так как один тор-
цовый борт ломаного очертания может перемещаться
9—347
129
вдоль пуансонов. Примерное конструктивное решение
модульной панели и платформенного стыка показано на
рис. 53. Приведенная толщина бетона такой панели в за
висимости от сечения пуансонов составляет 11,4—13 см.
Наиболее свободная планировка квартир может быть
осуществлена в домах с двумя продольными несущими
Рис. 53. Многопустотные панели с расположением верти-
кально-овальных пустот в соответствии с укрупненным мо-
дулем ЗМ
стенами, в которых роль ветровых диафрагм могут вы
поднять жесткие коробки лестничных клеток.
Наиболее рациональным решением междуэтажного
перекрытия таких домов пролетом 10—12 м являются
многопустотные настилы из легкого бетона высотой 36 см
с приведенной толщиной бетона около 16 см (рис. 54).
Масса 1 м2 этих настилов составляет всего 270—300 кг
(с учетом производственной влажности). Благоприятное
соотношение массы и жесткости таких перекрытий позво-
ляет рассчитывать на достаточно высокую их звукоизоли-
рующую способность даже при устройстве по выравни-
130
вающей стяжке пола из линолеума на войлочной под-
кладке. При грузоподъемности монтажных кранов 8 т
площадь отдельных элементов такого перекрытия может
достигать 27 м2.
В настоящее время элементы перекрытий большого
пролета размером «на комнату» выпускаются в виде па-
Рис 54. Многопустотная
легкобетонная панель
акустически однородного
перекрытия пролетом
10—12 м
нелей шатрового типа. Достаточно высокая звукоизоли-
рующая способность таких перекрытий может быть до-
стигнута лишь путем устройства раздельного пола
повышенной массы по слою эффективного звукоизоляци-
онного материала, а также созданием воздушной про-
слойки.
Малая конструктивная высота шатровой панели
(в пространстве между контурными ребрами) позволяет
применить ребристую легкобетонную плиту основания
пола. В Главкиевстрое имеется опыт применения пере-
крытия такой конструкции.
Конструктивная высота перекрытия малого пролета
с полом составляет обычно 17—20 см. Такая же конст-
руктивная высота перекрытия большого пролета при ис-
пользовании шатровых панелей позволяет в целях улуч-
шения звукоизоляции значительно развить воздушную
прослойку. Применение жесткой ребристой легкобетон-
ной плиты основания пола высотой 10—12 см дает воз-
можность разгрузить тонкую плиту потолка и уменьшить
ее армирование (рис. 55).
Ребристые элементы пола из легкого бетона могут из-
готовляться на конвейерных линиях методом непрерыв-
ного вибропроката, а также в кассетных формах.
На основе несущей панели шатрового типа можно в
одном технологическом цикле создавать монтажные эле-
менты перекрытий сравнительно небольшой массы с го-
товым основанием пола (рис. 56). Несущую часть такой
9*
131
комплексной панели можно выполнять из легкого бетона
марки 200.
В связи с тем что контурные ребра шатровых панелей
не влияют на объем помещений, для снижения расхода
стали можно значительно увеличить их высоту. В этом
случае ребро шатровой панели выполняет функцию пере-
мычки оконного проема со стороны помещения.
Рис. 55. Шатровая панель пе-
рекрытия с легкобетонным осно-
ванием пола в виде ребристой
плиты
Рис. 56 Шатровая панель пере-
крытия, изготовленная в одном
производственном цикле с осно-
ванием пола
Совершенствование перекрытия большого пролета
как комплексной несущей и ограждающей конструкции
является сложной технической проблемой. Новые про
грессивные решения таких перекрытий могут быть полу
чены лишь в результате совместных усилий исследовате
лей и проектировщиков, работающих в области констру
ирования и технологии заводского производства.
Легкие бетоны применяются также в перекрытия
домов из объемно-пространственных блоков, где особен
но необходимо снижение веса конструкций и расхода ос
новных материалов. В этом случае создание акустически
раздельных конструкций предопределено спецификой
данного вида строительства. Тем не менее требования
звукоизоляции находятся в сложном противоречии
с обычными принципами статики и технологии произвол
ства. На данном этапе развития объемно-блочного домо-
строения явно превалируют вопросы технологии и строи
тельной механики. Поэтому расчеты на получение высо-
кой звукоизолирующей способности за счет простого
удвоения ограждающих конструкций далеко не всегда
оправдываются.
Так, удовлетворительная звукоизолирующая способ
132
ность перекрытий объемно-блочных домов достигается
в настоящее время лишь при использовании тройных кон-
струкций: железобетонный потолок, несущая часть
и раздельный пол (при значительной суммарной массе
и высокой трудоемкости).
Хорошие эксплуатационные качества таких домов
при минимальных затратах могут быть обеспечены лишь
в результате комплексного компромиссного решения во-
просов строительной физики, механики и технологии. Оче-
видно^ в данном случае элемент пола (несущую часть
перекрытия) следует исключить из пространственной ра-
боты блока, изолировав его в эксплуатационном поло-
жении от других конструкций. Экономическая эффектив-
ность и эксплуатационная состоятельность этого вида
строительства в значительной степени зависят от реали-
зации преимуществ раздельности конструкций.
4. ЖЕСТКОСТЬ ЛЕГКОБЕТОННЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Контурное опирание легкобетонных панелей перекры-
тий и их малый собственный вес предопределяют низкий
расход арматурной стали, назначаемый на основании
расчета по несущей способности.
Многочисленные испытания фрагментов и натурных
образцов сплошных легкобетонных панелей, проведен-
ные при участии автора в 1957—1960 гг., показали, что
при невысоком расходе арматуры такие панели толщи-
ной 8—10 см обладают достаточной жесткостью. Это объ-
ясняется тем, что в сплошных панелях малого пролета
при нормативных нагрузках трещины совсем не образу-
ются или образуются в весьма ограниченном количестве.
Указанная особенность работы слабоармированных лег-
кобетонных элементов отмечается также проф. М. 3. Си-
моновым.
Однако расчеты деформаций легкобетонных панелей,
выполняемые на основании действовавших тогда НиТУ,
делали их проектирование совершенно невозможным
и тем самым препятствовали внедрению этих экономич-
ных и надежных конструкций.
Поэтому возникла необходимость разработки такого
уточнения методики расчета деформаций, которое, не за-
трагивая основных положений действующих нормативов,
сблизило бы расчетные значения прогибов с фактиче-
скими.
133
Основная причина расхождения между фактическими
и расчетными значениями прогибов заключалась в том,
что при определении момента образования трещин по
НиТУ 123-55 принималось расчетное сопротивление рас-
тяжению.
Однако распространение этой минимальной прочно-
сти, определенной в наиболее слабом сечении, на расчет
прогиба, который является результатом сложного напря-
женного состояния во всем объеме конструкции, создава-
ло неверную предпосылку расчета, равносильную пони-
жению марки бетона в 2,5—3 раза.
Результаты экспериментов показывали, что, если в ка-
ком-либо сечении панели трещины возникали при напря
жении, даже несколько меньшем нормативного сопротив-
ления, их влияние на такой суммарный результат всех
линейных деформаций, каким является прогиб, было
весьма ограниченным.
Поэтому величина измеренного прогиба существенно
отличается от рассчитанного исходя из условия распрост-
ранения этой минимальной прочности по всему объему
элемента.
Вызывал возражение и тот факт, что прогиб рассчи-
тывался по наименьшей жесткости, определенной на наи-
более напряженном участке пролета. В этом случае с мо-
мента возможного появления первой трещины прогиб
панели определяется в предположении, что трещины воз-
никли в полном количестве по всей длине пролета. Такое
допущение приводило к результатам, весьма отличным
от фактических, особенно, когда изгибающий момент от
нормативной нагрузки не намного превосходил момент
образования трещин.
Методика определения деформаций уточнялась с уче-
том наибольших значений прогиба, полученных в резуль-
тате испытаний конструкций.
При определении момента образования трещин, а так-
же при вычислении коэффициента фа, учитывающего
влияние растянутого бетона между трещинами на дефор-
мацию арматуры, было предложено исходить из норма-
тивных величин сопротивления бетона растяжению.
Однако для приближения расчетных значений проги-
ба к худшим результатам опытов прочность бетона на
растяжение при изгибе принималась несколько понижен-
ной. Это снижение прочности производилось в форме
уменьшения упругопластического момента сопротивле-
134
ния для растянутой грани сечения. Вместо прямоуголь-
ной эпюры напряжений в растянутой зоне было предло-
жено принимать трапециевидную при значении коэффи-
циента пластичности бетона на растяжение Хр=0,5.
Упругопластический момент сопротивления определялся
с учетом положения арматуры
рое в тонких плитах ощути-
мо влияет на величину мо-
мента трещинообразования.
Деформации панелей ре-
комендовалось определять с
учетом повышенной жестко-
сти пр иопор ных участков, не
имеющих трещин.
На участках пролета, где
изгибающий момент меньше
момента появления трещин,
принималась постоянная
жесткость, определенная по
по высоте сечения, кото-
Рис. 57. Эпюра изменения
жесткости по длине изгиба-
емого элемента
Эта жесткость меньше
стадии, непосредственно
предшествующей возникно-
вению трещин, т. е. с разви-
тием пластических деформа-
ций в растянутой зоне бетона.
средней жесткости на участке, где отсутствуют трещины.
В средине пролета, где изгибающий момент превышает
момент образования трещин, жесткость также принима-
лась постоянной и равной жесткости в наиболее ослаб-
ленном месте (рис. 57). Различная жесткость по длине
изгибаемого элемента учитывалась путем введения по-
правочного коэффициента, определяемого в виде функ-
ции отношений
Мт В
—- и —:
ЛТН Во
К = 1 + 9,6fl — — V4— 12.8 fl — —)г3,
\ В0 /	\ Bq /
где 2ИТ =	— момент образования трещин;
В—жесткость участка с трещинами, оп-
ределяемая в месте наибольшего из-
гибающего момента от нормативной
нагрузки Л1П;
Во— жесткость элемента, работающего
без трещин.
135
Для упрощения расчетов по изложенной методике бы-
ли составлены таблицы.
При анализе результатов исследований были отмече-
ны случаи, когда единичные трещины в наиболее слабых
сечениях возникали при величинах изгибающих момен-
тов, несколько меньших момента образования трещин
(определенного исходя из пониженного значения момен-
та сопротивления). Такое преждевременное трещинооб-
разование приводило к снижению жесткости при данной
величине нагрузки на 20—40% (в зависимости от про-
цента армирования). Однако при дальнейшем повыше-
нии нагрузки прогибы этих панелей или фрагментов все
меньше отличались от прогибов образцов, в которых тре-
щины возникали при изгибающих моментах, боль-
ших Мт.
Расчет указанных панелей при более высоких нагруз-
ках исходя из сопротивления растяжению, соответствую-
щего величине изгибающего момента, при котором воз-
никла первая трещина, приводил к сильно завышенным
значениям прогиба. Следовательно, прочность на растя-
жение в наиболее слабом сечении не всегда характеризу-
ет свойства бетона во всем объеме панели. Учитывая воз-
можность преждевременного появления трещин при
Л4т/ЛГн^1,1, было предложено принимать в этом случае,
что трещинами ослаблено 10% длины пролета в зоне наи-
больших значений изгибающих моментов.
Таким образом, пониженный момент сопротивления
сечения по наиболее растянутой грани при нормативном
значении сопротивления бетона растяжению, а также
учет возможности преждевременного появления трещин
позволили включить в расчетное значение прогиба все
неблагоприятные отклонения, наблюдавшиеся в опытах.
В большинстве случаев расчетная величина прогиба,
определенная по уточненной методике, значительно
(иногда более чем в 2 раза) превышает фактическую, что
обусловлено спецификой работы панелей малого пролета
при опирании их по контуру. При нормативной нагрузке
эти панели находятся вблизи границы их работы как
сплошного тела без трещин и с ограниченным количест-
вом трещин.
Именно этот граничный случай и соответствует для
данного типа конструкций оптимальному соотношению
расхода бетона и стали. Поэтому толщину сплошных лег-
кобетонных панелей перекрытий рекомендуется назна-
136
чать исходя из примерного равенства изгибающего мо-
мента от нормативной нагрузки и момента образования
трещин.
Уточненная методика определения деформаций была
использована в архитектурно-проектной мастерской
им. В. А. Веснина при проектировании легкобетонных па-
нельных перекрытий для экспериментального, а затем
и типового строительства в Новокуйбышевске.
Натурные измерения прогибов этих перекрытий, а так-
же аналогичных перекрытий из тяжелого бетона, прове-
денные инж. Е М. Сурманидзе после одного и двух лет
эксплуатации, показали, что прогибы легкобетонных па-
нелей в среднем на 19% меньше, чем панелей из тяже-
лого бетона. Полученные результаты объясняются тем,
что легкобетонные панели в Новокуйбышевске имели
примерно вдвое меньший собственный вес.
Уточненная методика определения деформаций пане-
лей с учетом повышенной жесткости участков без трещин
применительно к НиТУ 123-55 была опубликована
в 1961 г. [87]. Эта же методика, изложенная примени-
тельно к СНиП П-В. 1-62, приводится в книге Н. Я. Спи-
вака [73], изданной в 1964 г.
Повышенная жесткость участков пролета без трещин
учитывается также в «Инструкции по проектированию
железобетонных конструкций» (1968 г.). Однако в Инст-
рукции имеется ряд существенных расхождений с ранее
предложенной нами методикой.
В указанной Инструкции наличие или отсутствие тре-
щин при расчете по деформациям устанавливается из
расчета по образованию трещин с заменой 7?т на R? как
для предварительно-напряженных элементов, так и для
элементов без предварительного напряжения. В руковод-
стве по проектированию железобетонных конструкций, со-
ставленном в развитие Инструкции, для элементов без
предварительного напряжения момент сопротивления
сплошного прямоугольного сечения с одиночным арми-
рованием принимается равным WT= (0,292+ l,5p,in)bh2,
Fa	Fa
где^ = -^; п = -тг.
bh	Lq
При ао=|цп=0,03 IFT =0,337 bh2, тогда как, согласно
описанной методике, при том же значении а0 и—- =0,8
h
1ГТ = 0,274 bh2.
137
Кроме того, этой методикой предусматривается воз-
можность и более раннего появления трещин при М=
= — =0,249 bh2R" .
1,1 р
Следовательно, в Инструкции предусматривается учи-
тывать влияние трещин на жесткость элемента, начиная
со значения изгибающего момента, которое на 35% вы-
ше, чем в ранее рассмотренном случае. При столь малом
армировании такая величина Л4Т значительно больше из-
гибающего момента от нормативной нагрузки, по кото-
рому определяются деформации.
При увеличении армирования указанное расхождение
возрастает и при значении ао=О,О8 оно достигает 49%.
Таким образом, при определении деформаций Инст-
рукция не предусматривает никакого запаса в расчете на
образование трещин, что для слабоармированных конст-
рукций, работающих в граничной стадии, представляет
определенную опасность, так как в отдельных случаях
их фактические деформации могут в несколько раз пре-
вышать расчетные.
Зато в стадии после образования трещин (для легких
бетонов при «о^О,О4) Инструкция предусматривает из-
лишнюю осторожность. Согласно СНиП П-В. 1-62, ЛГб.т
определяется исходя из сопротивления растяжению, по-
ниженного на 20% по сравнению с нормативным, а про-
гиб, определенный с учетом повышенной жесткости уча-
стков без трещин, рекомендуется принимать не менее
80% рассчитанного в предположении постоянной жестко-
сти по длине пролета. Между тем, для слабоармирован-
ных конструкций, работающих с трещинами, расчетное
значение прогиба всегда выше фактического.
В рекомендуемой методике небольшое повышение рас-
четной жесткости таких элементов на участке с трещина-
ми предусматривается производить за счет некоторого
снижения коэффициента фа, принимая для его определе-
ния Me т = 0,256 bh2Rp. Однако в этом случае значение
фа при определении длительного прогиба от части нор-
мативной длительно действующей нагрузки следует при-
нимать не ниже значения, определенного для кратковре-
менного действия всей нагрузки.
Сопоставление расчетных значений прогиба от крат-
ковременной нагрузки (с учетом и без учета повышенной
жесткости приопорных участков) с результатами испы-
таний показано на рис. 58.
138
Теоретическая зависимость прогиба от величины из-
гибающего момента при ао«О,ОЗ, построенная на осно-
вании «Инструкции по проектированию железобетонных
конструкций», выражается ломаной кривой ОАБВ, пере-
секающей на участке АБ эмпирические кривые.
Рис 58 Сопоставление расчетных значений прогиба от
кратковременной нагрузки (с учетом и без учета измене-
ния жесткости по длине пролета) с результатами испы-
таний
1 — диапазон изменчивости фактических значений прогиба в за-
висимости от нагрузки; 2 — расчетная зависимость прогиба от
нагрузки без учета изменения жесткости по длине пролета,
3 — то же, с учетом изменения жесткости по [24]; 4 — то же, по
[87]; 5 — то же, что 2, но с коэффициентом 0,8, 6 — то же, что
2, но с пониженным значением коэффициента фа, согласно ре-
комендациям [87]
На рис. 58 видно, что рекомендуемая нами методика
(кривая 4) более осторожно и вместе с тем более близко
описывает результаты опытов (pi «0,0019; п«16).
На основании изложенного можно сделать следующие
выводы.
139
1.	Применение легких бетонов на пористых заполни-
телях является в настоящее время наиболее эффектив-
ным средством снижения массы крупнопанельных меж-
дуэтажных перекрытий. Уменьшение массы, приходя-
щейся на единицу площади, позволяет сократить расход
арматурной стали, увеличить размеры монтажных эле-
ментов и повысить их заводскую готовность без увеличе-
ния грузоподъемности башенных кранов.
2.	Соблюдение нормативных требований звукоизоля-
ции при использовании легких бетонов можно обеспечить
лишь путем создания акустически раздельных конструк-
ций с «плавающим» полом или подвесным потолком.
3.	На ближайшую перспективу может быть рекомен-
довано широкое применение легких бетонов в конструк-
циях перекрытий малого пролета с опиранием по конту-
ру. Такие перекрытия должны выполняться в виде ком-
плексных панелей высокой заводской готовности,
состоящих из несущей плиты сплошного сечения, звуко-
изоляционного слоя из упругомягкого материала и легко-
бетонного основания пола. Несущую часть комплексной
панели перекрытия целесообразно конструировать с не-
разрезной консольной плитой балкона или лоджии.
При конвейерном способе производства комплексные
панели могут быть получены в- одном производственном
цикле путем послойного бетонирования. В этом случае
рекомендуется применять напряженное армирование
в двух направлениях, повышающее жесткость и транс-
портабельность панелей при снижении расхода стали.
При кассетной технологии производства комплексные па-
нели могут быть получены путем укрупнительной сборки
из двух отдельных элементов.
4.	Реализовать широкие возможности совершенство-
вания легкобетонных перекрытий большого пролета мож-
но лишь при объединении усилий заводских технологов
и конструкторов. В настоящее время создание комплекс-
ного легкобетонного перекрытия большого пролета наи-
более реально на основе несущей панели размером «на
комнату» шатрового типа.
5.	Для повышения звукоизоляции перекрытий различ-
ных систем и снижения построечной трудоемкости необ-
ходимо шире применять сплошные или ребристые легко-
бетонные панели основания раздельного пола.
140
ГЛАВА III
ОСОБЕННОСТИ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И РАСЧЕТА
ЛЕГКОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПЕРЕКРЫТИЙ
При проектировании и расчете конструкций между-
этажных перекрытий из легких бетонов на пористых за-
полнителях следует в основном руководствоваться суще-
ствующими строительными нормами. Вместе с тем необ-
ходимо учитывать зависимость свойств легких бетонов
от вида пористого заполнителя и его объемной массы.
Повышенная деформативность легких бетонов застав-
ляет уделять особое внимание вопросам жесткости в ста-
дии эксплуатации и сохранности изделий при монтажных
воздействиях. Последнее обстоятельство приобретает
важное значение в связи с тем, что легкобетонные панели
могут иметь значительно большие размеры, чем панели
из тяжелого бетона той же массы. При изготовлении лег-
кобетонных панелей с готовым основанием раздельного
пола увеличиваются монтажные нагрузки на несущий
элемейт, а размещение подъемных петель допускается
только в опорных зонах.
При проектировании типовых панелей массового при-
менения из различных видов легких бетонов необходи-
мо учитывать зависимость их объемной массы от проч-
ности.
В отдельных случаях можно назначать разные марки
бетона при одинаковом армировании в зависимости от
значений объемной массы; при больших расхождениях
в собственном весе целесообразно применять варианты
армирования. При расчете принятых сечений по несущей
способности ориентируются на использование легких бе-
тонов с повышенной объемной массой даже при увели-
чении их проектной марки по прочности на сжатие. При
расчете по деформациям большие значения прогибов
обычно имеют панели с меньшей объемной массой и со-
ответственно меньшим модулем упругости бетона, осо-
141
Таблица 5
Расчетные значения объемной массы легкого железобетона
при расходе металла не более 50 кг!м3
Наименование легкого бетона	Насыпная масса круп- ного запол- нителя в кг/м3	Расчетная объемная масса железобе- тона в кг/м3 марок				
		100	150	200	250	300
	300—350	1200	1400			
Керамзитобетон		1400	1550	—	—	—
	350—400	1300	1450	1550		
		———		 -	—-	— -
		1500	1600	1700		
	400—500		1500	1600	1700	
»		—	—	— —		——
			1650	1750	1850	
	500—600		1550	1650	1750	1800
»		—	— —	—		
			1700	1800	1850	1900
	600—700		1650	1750	1800	1850
		——		—		
			1750	1850	1900	1950
	700—800		1700	1800	1800	1900
>		—				
			1800	1900	1900	2000
	200—300	1050	1250			
Перлитобетон		 —		—	—,	•—
	300—400	1100	1300			
»				—	—	—
	400—500		1600	1700		
Аглопоритобетон		—	1800	1850	—	—
	500—600		1650	1750	1850	
»		. -	—	—-	 1	- —
			1850	1950	2000	
	600—700		1700	1800	1900	2000
»			—				-
			1900	1950	2050	2100
			1800	1900	1950	2000
Шлакопемзобе-	600—700							
тон (термозитобе-			2100	2150	2200	2200
тон)	700—800		1900	2000	2050	2100
То же		——					
			2150	2200	2250	2250
142
Продолжение табл. 5
Наименование легкого бетона	Насыпная масса круп- ного запол-	Расчетная объемная масса железо- бетона в кг!м* марок				
	нителя в кг/м^	100	150	200	250	300
Туфобетон, пем- зобетон, шлакобе- тон (на вулканиче- ском шлаке) То же	400—500 500-600 600—700 700—800	1400	1600			
		1650 1500	1800 1700	1800		
		1700	1850 1800	1950 1900	1950	
»			1900 1900	2000 1950	2050 2000	2050
»			2000	2050	2100	2150
Шлакобетон (на топливном шлаке)	600—700	—	1800 1950	1850 2000	1900 2050	1950 2100
Примечания: 1. Насыпная масса крупного заполнителя ука-
зана для стандартной смеси: 60%—фракции 10—20 мм и 40% —
фракции 5—10 мм (по объему).
2. Над чертой указана объемная масса легкого железобетона,
приготовленного при использовании пористого песка (для керамзи-
тобетона— с добавкой 30—50% кварцевого песка от общего объема
песка, но не менее 200 л на 1 м3 бетона); под чертой — объемная
масса легкого железобетона, приготовленного при использовании
кварцевого песка.
бенно если в этом случае допускается снижение проект-
ной марки бетона.
В рабочих чертежах панелей следует указывать допу-
стимые границы объемной массы бетона в сухом состоя-
нии (верхние или нижние), а также максимальную мон-
тажную массу изделия с учетом производственной
влажности. При необходимости могут указываться и тре-
бования к заполнителям бетона: предельная крупность,
объемная масса в насыпном состоянии, прочность при
сдавливании в цилиндре, вид мелкозернистой составля-
ющей.
Для несущих элементов перекрытий, как правило, сле-
дует использовать-бетон марки 150. Это расширяет воз-
можность использования различных видов пористых за-
143
Таблица 6
Начальные модули упругости конструктивных легких бетонов
Наименование легкого бетона	Насыпная масса крупно-	Начальные модули упругости в 1000 кгс1ыл* легкого бетона марки				
	го заполни- теля в кг/м3	100	150	200	250	300
Керамзитобетон	300—350	75	100			
		90	115			
	350—400	80	ПО	125		
Я		95	130	155		
»	400—500	—	120 140	135 165	150 180	—
	500—600		130	150	170	180
			150	170	185	195
	600—700		145	165	180	190
			160	175	190	200
	700—800		155	170	185	195
			165	180	195	205
Перлитобетон	200—300	65	90			
							—
	300—400	70	95			
		—	—			
Аглопоритобетон	400—500	—	100 130	115 155	—	—
	500—600		115	130	140	
			140	165	170	
	600—700		130	150	160	170
			150	170	180	190
Шлакопемзобе- тон (термозитобе- тон) То же	600—700 700—800		145	160	175	185
			175 180	195 210	215 235	230 250
			205	240	270	290
144
Продолжение табл. 6
Наименование легкого бетона	Насыпная масса круп-	Начальные модули упругости в 1000 кгс/сл?				
	ного запол- нителя в кг/м3	100	150	200	250	300
Туфобетон, пем- зобетон, шлакобе- тон (на вулканиче- ском шлаке) То же	400—500 500—600	80	100			
		95 90	130 по	130		
		105	140	160		
»	600—700	—	120 145	140 165	150 175	—
»	700—800	—	130 150	150 170	160 180	170 190
Шлакобетон (на топливном шлаке)	600—700		130	150	165	180
			155	175	195	205
Пр и.мечания 1. См. п. 1 примечания к табл. 5.
2. Над чертой указаны модули упругости легких бетонов на по-
ристом песке (для керамзитобетона — с добавкой 30—50% кварцевого
песка от общего объема песка, но не менее 200 л на 1 м3 бетона);
под чертой — модули упругости легких бетонов на кварцевом песке.
полнителей и позволяет максимально использовать преи-
мущества легких бетонов, свяаанные со снижением
собственного веса.
Элементы основания пола, как правило, следует изго-
товлять из легких бетонов марки 100 на пористом песке,
объемной массой в сухом состоянии не более 1200 кг!м\
При использовании шлакопемзобетона величина объем-
ной массы может быть повышена до 1600 кг)м?. При бо-
лее высоких значениях объемной массы покрытия пола
из обычного линолеума или пластиковых плиток следует
устраивать по утепляющей прослойке из твердых или по-
лутвердых древесноволокнистых плит. В этих случаях
можно также рекомендовать устройство покрытия пола
из паркета или теплого линолеума на войлочной под-
кладке.
В связи с малой массой легкобетонных перекрытий,
приходящейся на единицу их площади, серьезное внима-
10—347
145
Таблица 7
Нормативные и расчетные сопротивления растяжению легких бетонов
на пористых заполнителях
Наименование легкого бетона	Обозна- чение со- противле- ния	Сопротивления растяжению в кгс/см? бетона марки (по прочности на сжатие)				
		100	150	200	250	300
Керамзитобетон на ке- рамзитовом гравии или щебне с насыпной мас- сой менее 600 кг/м3	«г к.	9	12	15 6,8	16 7,6	17 8,5
		11 4	13 5,4			
		5	5,8			
Перлитобетон	Rp	7 3,2	10 4,5	—	—	—
Аглопоритобетон, пем- зобетон, туфобетон, шла- кобетон на вулканичес- ком шлаке	RJ Rp	10 4,5	12 5,4	13 5,8	14 6,6	15 7,5
Керамзитобетон на ке- рамзитовом гравии или щебне с насыпной массой более 600 кг/м3, шлако- пемзобетон, шлакобетон на топливном шлаке	R?	—	13 5,8	16 7,2	19 9	21 10,5
Примечания: 1. Над чертой указаны сопротивления растя-
жению керамзитобетона на пористом песке с добавкой 30—50% квар-
цевого песка от общего объема песка, но не менее 200 л на 1 м3 бето-
на; под чертой — сопротивления керамзитобетона на кварцевом песке.
2. Данные таблицы не распространяются на керамзитобетон,
приготовленный без применения кварцевого песка.
3. В качестве нормативных сопротивлений приведены усреднен-
ные значения прочности при растяжении для указанных марок бето-
на (по прочности на сжатие).
ние следует уделять вопросам звукоизоляции, требования
которой являются определяющим условием при проекти-
ровании.
При отсутствии опытных данных для проектирования
несущих элементов перекрытий расчетные значения объ-
емной массы легкого железобетона в зависимости от вида
146
и насыпной массы крупных пористых заполнителей мож-
но принимать по табл. 5.
Приведенные в табл. 5 значения справедливы при рас-
ходе не более 50 кг металла на 1 л? бетона. При более
высоком расходе стали необходимо уточнять нагрузки от
собственного веса конструкций.
Максимальные значения объемной массы легкого бе-
тона в сухом состоянии в рабочих чертежах следует ука-
зывать на 100 кг(м3 меньше приведенных в табл. 5. Рас-
четные значения объемной массы легкого железобетона
для ориентировочного определения звукоизолирующей
способности перекрытий также рекомендуется принимать
на 100 кг!я? меньше. Для определения монтажных на-
грузок расчетные значения объемной массы следует уве-
личивать на 50 кг!м3.
Величины начальных модулей упругости легких бето-
нов рекомендуется уточнять на основании опытных дан-
ных, а при отсутствии таких данных можно принимать
по табл. 6.
Характеристики легких бетонов, не рекомендуемых
для применения в несущих конструкциях междуэтажных
перекрытий, в табл. 5 и 6 не приводятся.
Учитывая, что легкие бетоны на пористых заполните-
лях (особенно высоких марок по прочности на сжатие)
имеют в ряде случаев пониженное сопротивление растя-
жению, значения и /?р при отсутствии опытных дан-
ных можно ориентировочно принимать по табл. 7.
1.	РЕКОМЕНДАЦИИ ПО ПРОЕКТИРОВАНИЮ И РАСЧЕТУ
НЕСУЩИХ ПАНЕЛЕЙ МЕЖДУЭТАЖНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Несущие элементы перекрытий из легких бетонов, как
правило, следует проектировать размером «на комнату»
в виде сплошных или шатровых панелей, что обеспечи-
вает получение комплексных изделий высокой заводской
готовности.
Исходя из предпочтительного использования монтаж-
ных кранов грузоподъемностью 5 т необходимо добивать-
ся максимального снижения собственного веса конструк-
ций. В связи с этим при проектировании рекомендуется
предусматривать возможность применения наиболее лег-
ких видов пористых заполнителей.
Несущие элементы перекрытий целесообразно изго-
товлять с консольной плитой балкона или лоджии
10*
147
(см. рис. 40). Для большинства районов второй и третьей
климатических зон такое решение возможно при объем-
ной массе легкого бетона в сухом состоянии не более
1500 кг/ж3. При использовании шлакопемзобетона, при-
готовленного без кварцевого песка, объемная масса бе-
тона в панели с консольным балконом может быть повы-
шена до 1900 кг/м3.
Во всех остальных случаях при изготовлении панелей
с неразрезным балконом следует предусматривать про-
рези на возможно большем удаленйи от внутренней по-
верхности наружной стены. Эти прорези заполняются
на постройке эффективным теплоизоляционным матери-
алом. При наличии пенопласта прорези могут быть заме-
нены утепляющими вкладышами.
В целях экономии арматурной стали, а также для
снижения толщины и~массы сплошных легкобетонных па-
нелей следует, как правило, предусматривать опирание
их по контуру.
Для предварительного определения толщины сплош-
ных несущих панелей перекрытий, а также для назначе-
ния марки бетона рекомендуется пользоваться формулой
h = 0,1871/(13)
Г
где h— полная толщина панели в сж;
Ма— максимальный изгибающий момент в кгосм от
нормативной нагрузки, определенный для поло-
сы панели шириной 1 ж;
7?р—нормативное сопротивление растяжению, при-
нимаемое по табл. 7 или на основании опытных
данных.
Панели, разрабатываемые для изготовления на кон-
вейерных линиях, рекомендуется армировать в двух на-
правлениях предварительно-напряженными стержнями
из сталей классов А-Ш, А-ШВ и A-IV, расположенными
с широким шагом. Марка бетона в этом случае устанав-
ливается не менее 150 с прочностью при обжатии не ме-
нее 120 кгс!см2. Диаметр преднапряженных стержней
следует назначать не более 12 жж.
При напряженном армировании толщина сплошной
панели, определенная по формуле (13), может быть
уменьшена на 10%.
148
Продольное армирование панелей, опираемых по кон-
туру, а также по двум длинным сторонам, следует наз-
начать исходя из расчета на монтажные воздействия.
Деформации несущих легкобетонных панелей реко-
мендуется рассчитывать по уточненной методике, основ-
ные положения которой были изложены в главе II. При-
менение этой методики позволяет создавать надежные
и вместе с тем достаточно экономичные конструкции.
ВЛ1Т ,
случае, когда ->1,1, жесткость при кратковре-
менной нагрузке рекомендуется определять в предполо-
жении отсутствия трещин как для целого сечения с уче-
том сжатой и растянутой арматуры, а также пластиче-
ских деформаций в растянутом бетоне по формуле
Вк = 0,5ЯМЛ —х)Еб,	(14)
где £б—начальный модуль упругости бетона;
h— полная высота сечения;
х—высота сжатой зоны до образования трещин;
№т—условный упругопластический момент сопро-
тивления сечения по растянутой зоне перед
образованием трещин.
Высоту сжатой зоны х и момент сопротивления WT
рекомендуется определять с учетом арматуры, принимая
линейный закон распределения деформаций по высоте
сечения, треугольную эпюру напряжений в сжатой зоне
бетона-и трапециевидную или прямоугольную в растяну-
той, при значении коэффициента пластичности бетона
при растяжении Хр=0,5.
Если принять прямоугольную эпюру напряжений, то
для создания необходимого запаса в расчете по образо-
ванию трещин и по деформациям величину момента со-
противления WT рекомендуется умножать на понижаю-
щий коэффициент 0,875.
Момент образования трещин рекомендуется опреде-
лять по приближенной формуле (151) СНиП П-В.1-62,
подставляя Rp вместо /?т:
Мт=^” + Хб.	(15)
Для прямоугольных сечений с одиночным армиро-
ванием
\	О /
149
где сг0 — предварительное напряжение в арматуре,
определенное с учетом потерь.
Расчеты по более точным формулам показывают
близкую сходимость с результатами расчета по форму-
ле (15). При этом формула (15) обеспечивает некото-
рый запас в расчете по образованию трещин.
Момент сопротивления для сплошных однослой-
ных панелей с одиночным армированием рекомендуется
определять по формуле
№T = ttM2,	(16)
а жесткость до образования трещин при кратковремен-
ном действии нагрузки по формуле
Вк = ibh3E6.	(17)
Таблица 8
Значения w и i для определения момента образования трещин Л1Т
_	„о
и жесткости до их образования Вкр в сплошных однослойных панелях
	ft.	=0,7	ftp	=0,75	А,	=0,8	ft».	=0,85	A=	=0,9
а0	ft		ft		h		ft		я	
	W	1	w	<	w	i	W	»	w	
0,00	0,256	0,069	0,256	0,069	0,256	0,069	0,256	0,069	0,256	0,069
0,02	0,263	0,070	0,265	0,070	0,268	0,071	0,272	0,072	0,276	0,072
0,04	0,270	0,071	0,275	0,072	0,281	0,073	0,287	0,075	0,295	0,076
0,06	0,276	0,072	0,284	0,074	0,293	0,075	0,303	0,077	0,314	0,080
0,08	0,283	0,073	0,293	0 075	0,305	0,077	0,318	0,080	0,333	0,08
0,10	0,289	0,074	0,302	0,077	0,317	0,079	0,333	0,083	0,352	0,08
0,12	0,295	0,075	0,310	0,078	0,328	0,081	0,348	0,085	0,371	0,090
0,14	0,301	0,076	0,318	0,079	0,339	0,083	0,363	0,088	0,390	0,093
0,16	0,307	0,077	0,326	0,080	0,350	0,085	0,376	0,090	0,408	0,09
0,18	0,313	0,078	0,334	0,082	0,360	0,086	0,389	0,092	0,425	0,098
0,20	0,319	0,079	0,342	0,083	0,370	0,087	0,403	0,094	0,442	0,10
11
w =-----
24
(1-
£т)2-------—
з (1 - §т)
i = О,5пу (1 — £т),
г Хт л
Ет=Т=4
0,75-4- 1,5а0 +0,5-у а0 + а^ —0,75 —а0
Коэффициенты w и i определяются по табл. 8 в зави
симости от величин
150
При определении WT по формуле (16) понижающий
коэффициент 0,875 не применяется.
Жесткость панелей, для которых соблюдается усло-
вие >1,1, при длительном действии нагрузки оп-
ределяется по формуле
В = у.	(18)
где С— коэффициент, учитывающий увеличение де-
формаций вследствие ползучести бетона при
длительном действии нагрузки.
Для легких бетонов (за исключением перлитобетона)
рекомендуется принимать такой же коэффициент С, как
и для тяжелого: при сухом режиме С=3; при нормаль-
ном С=2; при влажном С=1,5.
Для перлитобетона при сухом и нормальном режи-
мах значения коэффициента С рекомендуется увеличи-
вать на 50%.
Прогибы легкобетонных панелей, работающих без
трещин при нормативных нагрузках, определяются по
формуле (171) СНиП П-В.1-62.
При , находящемся в пределах 1—1,1, учиты-
вая возможность преждевременного появления трещин,
прогибы панелей от кратковременно и длительно дейст-
вующих нагрузок определяются по формуле
(19)
где f — прогиб панели от кратковременной или дли-
тельной нормативной нагрузки в см;
I—величина расчетного пролета панели (при опи-
рании по контуру — меньшего пролета) в см;
—---максимальная кривизна элемента, определяе-
мая в средине пролета в предположении появ-
ления трещин, по СНиП П-В.1-62*;
К—поправочный коэффициент, учитывающий по-
вышенную жесткость участков панели, рабо-
тающих без трещин.
151
В рассматриваемом случае принимается, что трещи-
нами ослаблено 10% длины пролета: 1—2 г=0,1 (см
рис. 57). В этом случае при определении величины —
Р
коэффициент фа, учитывающий работу растянутого бе-
тона между трещинами, рекомендуется определять по
формуле:
фа = 1,3 — 5,	(20)
/Мб.т _
\ма ~ г
где 5 — коэффициент, принимаемый по СНиП П-В.1-62,
п. 9. 7.
При <1 прогибы также определяются по фор-
муле (19).
Значения коэффициента К подсчитываются по фор
муле
К = Л + (1_Л)А	(21
"в
где В—минимальная жесткость элемента в зоне мак
симального изгибающего момента при кратко
временном или длительном действии всей или
части нормативной нагрузки, соответствующая
х - 1
его наибольшей кривизне — — ;
Во—жесткость этого элемента без трещин при крат
ковременном или длительном действии на-
грузки;
А — коэффициент, определяемый по табл. 9 в зави
AfT
симости от отношения ——.
Ми
В = -р-,	(22
Р
где М— максимальный изгибающий момент в средине
пролета от всей или части нормативной нагруз-
ки, определяемой по СНиП П-В. 1-62, п. 9.8
При кратковременной нагрузке Во определяется по
формуле (14) или (17): ВО=ВК.
Можно также определять Во по формуле
Во = О,8Ев/„„	(23
152
где /пр—приведенный момент инерции сечения, опре-
деляемый в упругой стадии с учетом арма-
туры.
При длительном действии нагрузки Во определяется
по формуле (18):В0=В.
В расчете деформаций сплошных однослойных пане-
лей с одиночной ненапряженной арматурой при опреде-
лении фа рекомендуется принимать следующее значе-
ние Мсл:
Мб.т = 0,2566Л2 R? (а0 = 0 по табл. 8).	(24)
Таблица 9
Значения коэффициента А для учета повышенной жесткости участков
пролета, работающих без трещин при равномерно распределенной
нагрузке
h| X	1—2 г, %		S-| 5	1—2 г, %	А	1 к	1—2 г, %	А
0,99	10	0,227	0,91	30	0,595	0,70	54,8	0,877
0,98	14,1	0,314	0,90	31,6	0,620	0,65	59,2	0,908
0,97	17,3	0,376	0,88	34,6	0,663	0,60	63,2	0,932
0,96	20	0,426	0,86	37,4	0,700	0,55	67,1	0,950
0,95	22,4	0,469	0,84	40	0,732	0,50	70,7	0,964
0,94	24,5	0,506	0,82	42,4	0,760	0,45	74,2	0,975
0,93	26,5	0,539	0,80	44,7	0,786	0,40	77,5	0,983
0,92	28,3	0,568	0,75	50	0,837	0,35	80,6	0,989
Значения фа при длительном действии нагрузки во
всех случаях рекомендуется принимать не ниже значе-
ний, определенных при кратковременном действии всей
нормативной нагрузки.
Если в процессе монтажных воздействий изгибающий
момент Мм превышает изгибающий момент от норматив-
ной нагрузки, то при определении фа и К в соответст-
вующие формулы вместо следует подставлять Мм.
2.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЛЕГКОБЕТОННОГО ОСНОВАНИЯ
РАЗДЕЛЬНОГО («ПЛАВАЮЩЕГО») ПОЛА
Бетонное основание пола — важный составной эле-
мент легкобетонного междуэтажного перекрытия, без
которого практически невозможно обеспечить выполне-
ние требований звукоизоляции (Ев^>0Дб; Еу>3Дб).
153
Исключение составляют легкобетонные перекрытия
из многопустотных настилов, объемной массой в сухом
состоянии более 200 кг{м3, при использовании которых
возможно устройство более легкого раздельного пола
из древесных материалов, а также перекрытия с акусти-
чески раздельным подвесным потолком.
Поэтому легкобетонные основания пола, как прави-
ло, следует предусматривать в составе комплексных па-
нелей междуэтажных перекрытий, получаемых путем
послойного бетонирования несущей части и основания
пола или укрупнительной сборки этих отдельно отфор-
мованных элементов. В обоих случаях элементы несу-
щей части и пола должны быть разделены слоями мягко-
го звукоизоляционного материала.
Элементы основания пола комплексных панелей пе-
рекрытий рекомендуется проектировать толщиной 40 мм
из легкого бетона марки 100, объемной массой в сухом
состоянии не более 1200 кг}м3 (1600 кг{м3—при исполь-
зовании шлакопемзобетона).
Легкий бетон с указанной объемной массой и пре-
дельной крупностью заполнителя 10 мм может быть по-
лучен только при использовании пористого песка. Прак-
тически такой бетон можно изготовить из керамзи-
тового гравия объемной массой до 500 кг!м3, а также
шлакопемзового щебня фракции 5—10 мм, объемной
массой до 700 кг!м3 и песка объемной массой до
1000 кг!м3.
Легкобетонные основания, не требующие утепляющей
прослойки под покрытием пола из линолеума или пла-
стиковых плиток и обеспечивающие возможность уст-
ройства бесшовного мастичного покрытия, могут быть
изготовлены также из перлитобетона и керамзитоперли-
тобетона марки 100.
При изготовлении легкобетонных элементов основа-
ния пола в кассетных формах для последующей комп-
лектации их следует армировать по всей площади свар-
ными сетками из проволоки диаметром 3 мм с ячейками
150X150 мм. Эта сетка должна быть зафиксирована у
нижней поверхности панели (при проектном положении)
без специальных мероприятий по образованию защитно-
го слоя арматуры.
При отсутствии проволоки диаметром 3 мм допуска-
ется применять сетки из проволоки диаметром 4 мм с
ячейками 200X200 мм. Один из возможных способов
154
фиксирования сеток (путем отгиба разрезанных стерж-
ней) показан на рис. 59.
Нижнюю поверхность панели определяют по направ-
лении? уклона отверстий от распорных конусов кассеты.
При формовании элементов основания пола по
сплошному звукоизоляционному слою (при конвейерном
производстве комплексных панелей) обеспечивается
Рис. 59. Фиксирование арматур-
ных сеток при кассетном произ-
водстве легкобетонных элемен-
тов пола
Рис. 60. Армирование элемен-
тов основания пола при конвей-
ерном производстве комплекс-
ных панелей перекрытий
равномерное уплотнение упругомягкого звукоизоляци-
онного материала. В этом случае рекомендуется армиро-
вать элементы пола только по контуру сварными сетка-
ми шириной 500 мм (рис. 60).
Размеры в плане элементов основания пола рекомен-
дуется назначать из расчета образования зазоров по пе-
риметру помещения шириной 20—30 мм.
Для предотвращения образования звукопроводных
мостов по контуру элементов основания пола при их фор-
мовании слои мягкого звукоизоляционного материала,
покрытого водонепроницаемой бумагой или пленкой,
следует выпускать за боковые грани элементов пола на
20—30 мм. Конструкция бортов формы должна обеспе-
чивать прижатие краев звукоизоляционного слоя, пре-
пятствующее их смещению при работе бетоноукладчика
(рис. 61). Выпуск изоляционного слоя во время строи-
тельства предотвращает затекание монтажного раство-
ра под элемент акустически раздельного пола и поэтому
может быть рекомендован и при укрупнительной сборке
комплексных панелей.
155
Легкобетонные элементы пола размером «на комна-
ту» допускается укладывать в построечных условиях
при устройстве междуэтажных перекрытий из настилов,
при нерешенности вопросов монтажного крепления сте-
новых панелей без использования сквозных отверстиГ
в панелях перекрытий, а также в период освоения завод-
ской комплектации панелей перекрытий. Рекомендуемая
толщина легкобетонных панелей основания пола для
Рис. 61 Закрепление краев звукоизо
ляционного слоя при формовани
комплексных панелей на конвейере
1 — несущая плита перекрытия; 2—звуко
изоляционная плита; 3—водонепроницаема
бумага, 4— плита основания пола; 5—борт
формы основания пола; 6 — борт форм i
несущей плиты; 7 — термоподдон
раздельного монтажа—50 мм (за исключением послед-
него случая).
Для обеспечения надежной работы таких панелей во
время эксплуатации следует предотвращать появление
в них трещин в процессе транспортных и монтажных опе-
раций. Поэтому расчет таких панелей на монтажные
воздействия следует производить, как бетонных элемен
тов, с учетом производственной влажности и динамиче-
ской перегрузки (Кд=1,5). Кроме того, для предотвра-
щения аварий во время монтажа панели пола необходи-
мо армировать по расчету на указанные воздействия
Монтажная арматура должна быть зафиксирована в той
зоне, где она требуется по расчету. При определении се-
чения этой арматуры плечо внутренней пары можно при-
нимать по формуле
Z^h — 1,5 (ел).	(2)
Эта монтажная арматура выполняет функцию под
страховки работы бетона на растяжение при изгибе и ее
не следует учитывать в расчете по образованию трещин
в стадии монтажа. Вместе с тем, учитывая кратковре-
менность динамических перегрузок и наличие монтаж-
ной арматуры, в этом случае рекомендуется принимат
повышенные сопротивления трещинообразованию 7?т.
Значения рекомендуемые при расчете на монтаж
ные воздействия панелей основания пола из различнь
видов легких бетонов, приведены в табл. 10.
156
Таблица 10
Расчетные характеристики легких бетонов, применяемых
для изготовления элементов основания пола
Наименование бетона	Насыпная масса за- полните- ля фрак- ции 5—10 мм в кг/м3	Объемная масса в су- хом состоянии в кг/м3 бетона марки				Сопротивление растяже- нию при расчете на мон- тажные воздействия в кгс/см* бетона марки		
		100	150	200		100	150	200
Керамзитобе- тон	350 400 500 600 700	1100 1150 1200 1350 1550	1500 1600	1600 1700		5 6 5,6	7,5	9,4
						6,7 6,3	9,0 8,2	11,3 10
						7,6	9,8	12
Перлитобе- гон и керамзи- топерлитобетон	200 300 400	900 950 1000	1100 1150 1200	—		4,4	6,3	
				—		5,3	7,6	
Шлакопемзо- бетон	600 700 800	1400 1600 1750	1550	—		6,3	8,2	10
			1850	1950		7,6	9,8	12
Примечание В числителе указаны сопротивления растяже-
нию, которые принимаются при расчете изделий, отправляемых на
монтаж после достижения 80% проектной прочности бетона при сжа-
тии; в знаменателе — после достижения 100% проектной прочности
В этой таблице указаны также значения объемной
массы легкого бетона в сухом состоянии, которые реко-
мендуется принимать при расчете изоляции от ударного
звука и при определении показателя теплоусвоения пола.
При определении нормативной нагрузки на несущий
элемент перекрытия значения объемной массы, приве-
денные в табл. 10, рекомендуется увеличивать на
100 кг/лг3, а при расчете панелей пола и комплексных па-
нелей перекрытий на монтажные воздействия — на
150 кг!м3.
3.	ПРОЕКТИРОВАНИЕ ЗВУКОИЗОЛЯЦИОННОГО слоя
Для устройства звукоизоляционного слоя легкобетон-
ных перекрытий с раздельным («плавающим») полом
следует применять упругомягкие теплозвукоизоляцион-
157
ные материалы. Применять звукоизоляционные засыпки
из песка или пористых заполнителей не рекомендуется
так как они не отвечают нормативным требованиям по
звукоизоляции жилых зданий.
При производстве комплексных панелей перекрытий
в одном технологическом цикле путем послойного бето-
нирования несущей части и легкобетонного основания
пола звукоизоляционные материалы применяются в ви-
де сплошного слоя, а при производстве этих панелей ме-
тодом укрупнительной сборки или при отдельном монта-
же элементов основания пола на постройке — также и в
виде отдельных полосовых прокладок.
Мягкие материалы по механическим свойствам су-
щественно отличаются от упругих твердых материалов
имеющих определенную структурную прочность.
Характерными особенностями упругомягких материа
лов являются интенсивное возрастание жесткости при
повышении давления, а также наличие значительных
контактных деформаций образцов (вследствие неровно-
сти их поверхности), практически неотделимых от дефор
маний материала при равномерном давлении.
Упругие свойства мягких материалов проявляются
при повторных воздействиях давления, не превосходя-
щего по величине первоначального. При этом толщина
образца в результате остаточных деформаций может
быть значительно меньше первоначальной.
Если деформативность упругих и упругопластических
твердых материалов в достаточной степени характеризу-
ется величинами их модулей упругости или модулей д -
формаций, то для мягких материалов эти показатели
имеют весьма условное значение. Первоначальная тол-
щина образца из мягкого материала при увеличении да -
ления может уменьшиться в несколько раз.
Вполне определенная упругая жесткость предвари-
тельно обжатого образца при данной величине повтори -
го давления может характеризоваться совершенно раз-
ными величинами модулей упругости, если исходить из
толщины образца до или после предварительного обжа-
тия. Причем в первом случае расчетное значение модуля
упругости будет значительно больше, чем во второ
Статическая’жесткость слоя звукоизоляционного м -
териала с определенной начальной толщиной и плотно-
стью может быть представлена в виде производной да
ления по деформации (перемещению):
158
da _ E
~dh ~~h*
(26)
Интенсивное возрастание жесткости при повышении
давления объясняется уменьшением толщины слоя мяг-
кого материала и увеличением модуля деформаций в ре-
зультате соответствующего изменения плотности этого
материала.
Практически можно принять, что модуль деформа-
ций возрастает пропорционально плотности материала:
£i	Vi	h2
Е2	у2	Лх
Следовательно,
Eh Eoho ~ const,	(27)
где Ео и h0 — модуль деформации и толщина слоя
звукоизоляционного материала.
При определенном значении давления Ео и h0 могут
рассматриваться в качестве известных параметров зву-
коизоляционного материала.
Выражая через указанные параметры переменную
величину модуля деформаций Е и подставляя ее в урав-
нение (26), получаем зависимость, связывающую тол-
щину слоя с первой производной давления:
Интегрируя это уравнение, находим
Л =-----.	(29)
В более общем виде уравнение (29) можно записать:
— 1 +	(30)
Л2
Пользуясь зависимостями (27) и (30), по найденным
из опыта значениям h\ и Л2 можно определить модули
деформаций при величинах давления Oi и о2:
Е = Л^Ап Е
1 АЛ 2 АЛ
(31)
где Д(т=о2—ой \h=h\—h2\ oi<o2.
159
Упругая жесткость мягких звукоизоляционных мате-
риалов в основном соответствует Максимальной жестко-
сти при наибольшем давлении:
Gy = KG.
Пользуясь зависимостями (26) и (28), можно запи-
сать
Gy = K-^
у Ла
Подставляя значение h из формулы (29), получаем
Q _ К Д) /1 । & Рр у__	1	(Д, ~Ь До)2
\
где До=о— по-
При оо=0 До=сг.
Значение модуля упругости материала, отнесенное к
начальной толщине его слоя:
Е, = СуА„ = К-^±^-.	(32)
Со
Однако приведенные зависимости не учитывают рых-
лых контактных деформаций при малых величинах на-
грузки, когда давление передается не по всей площади
образца.
Если при испытании твердых материалов деформа-
ции измеряются между фиксированными точками образ-
ца, что исключает влияние неплотностей в контактной
зоне, то при испытании звукоизоляционных материалов
деформации определяются по перемещениям плиты, че-
рез которую передается давление. Такой метод испыта-
ния соответствует характеру работы образцов из мягких
материалов в конструкциях перекрытий.
Между тем влияние контактных деформаций весьма
значительно, особенно в тонких образцах с неровной по-
верхностью. Деформации образца из двух слоев звуко-
изоляционного материала всегда выше деформаций об-
разца из одного слоя того же материала двойной толщи
ны. Поэтому слои разной толщины из одного и того же
материала могут иметь разные величины относительных
деформаций при одном и том же давлении.
Для учета контактных деформаций можно условно
ввести дополнительное слагаемое ео:
160
о
Т’
где E=GhQ.
Для определения расчетных значений ео и Eq можно
воспользоваться формулами (31) исходя из такого ин-
тервала давлений щ и сг2, при котором нагрузка переда-
ется уже по всей площади образца и влияние контакт-
ных деформаций незначительно.
Для большинства мягких материалов, применяемых
в качестве звукоизоляционных прокладок, указанное ус-
ловие удовлетворяется при oi^0,02 кгс{см2 (o2>>oi).
Давление щ является граничным для двух интерва-
лов: от Оо=0 до О1 и от O1 до о2.
Таким образом, используя зависимость (31), можно
определить условную толщину слоя материала Ло, полу-
ченную как бы с исключением рыхлых контактных де-
формаций:
ho — hQ е0 й0 — й0 (1 — е0).
Исходя из интервала давлений от di до 02
g  ^2 (ра °1)
h!-ha
а исходя из интервала от о0=0 до сч
Е —
h0 — hj
Приравняв правые части этих уравнений, находим
й0=	-•

hi hf
Используя полученную величину йо и зависимость
(27), находим расчетные значения ео и Eq'.
„ ___ ^0	^0 .	17 _
fc0 —
, > -----------= •
Ло	"О
Тогда полная относительная деформация звукоизоля-
ционного слоя при давлении o^>oi«0,02 кгс!см2 может
быть определена по формуле
।	1 — е0
е = е0 Н-------2-
£о
о
11—347
161
При определении упругих разгрузочных деформаций
по формуле (32) величину h0 следует заменить величи-
ной h0, а значение коэффициента Л в большинстве случа-
ев с достаточной для практических целей точностью
можно принять равным единице.
Тогда:
дь _. ahoEo(\ е0) _	Дйу
- ——- &   9
Рис. 62. Зависимость от-
носительных деформаций
минераловатных плит на
синтетической связке
марки ПМ от величины
давления
1 — график, построенный по
опытным данным при нагру-
жении; 2 — то же, при раз
грузке,	3—'теоретическая
кривая зависимости о —е
при нагружении; 4 — то же,
при разгрузке
На рис. 62 показан характерный график зависимо-
сти полных относительных деформаций упругомягкого
материала (минераловатные плиты на синтетической
связке марки ПМ) от величины давления. Теоретическая
кривая этой зависимости, построенная по приведенным
формулам, при сг^0,02 кгс)см2 почти совпадает с графи-
ком, основанным на опытных данных (как при нагру-
жении, так и при разгрузке).
Толщину слоя звукоизоляционного материала при
кратковременном действии нагрузки рекомендуется оп-
ределять по формуле
Л = Л0 I1—'<	(33)
а
При длительном действии нагрузки толщина слоя,
определенная по формуле (33), умножается на пони-
жающий коэффициент Лдл (табл. 11).
162'
Расчетные характеристики материалов и изделий, рекомендуемых для устройства звукоизоляционных прокладок
[!♦
163
Продолжение табл. И
Способ применения	Полосовые прокладки или сплошной слой			Сплошной слой		Полосовые проклад- ки или сплошной слой	То же	
ч п	0,76	о			0,73	0,75		0,90
(, ММ	о	о СО			О со	о СО		1Л 04
-С								
£Д’ кгс/см1	LO	г-			о	04		04
	,05	04 О			о	,03		О
	о	о"			о	о		О
- 5	г-	,38			,26	,33		О О
£( кг/	о	о			о	о		
Л								
Объемн; масса в к<	150	175			о ОО	100		200
Наименование материала	полужесткие марки ПП		жесткие марки ПЖ	Минераловатные на сме-	шанном связующем (фе- нолформальдегидная смола и ПВА-эмульсия):	марки ПП-80	. .	о о С С	Плиты древесноволок-	нистые антисептирован- ные	
164
Расчетные характеристики материалов, приведенные
в табл. 11, определены на основании исследований, про-
веденных инж. Г. С. Лунеевой (ЦНИИЭП жилища).
Значения коэффициента Л'дл отражают уменьшение
толщины звукоизоляционного слоя в результате вибра-
ционных испытаний, имитирующих многократные сило-
вые воздействия в процессе длительной эксплуатации
(1 млн. циклов под нагрузкой).
Данные табл 11 рекомендуется использовать прп
расчете звукоизолирующей способности перекрытия с
раздельным полом от ударного звука по методике, пред-
ложенной д-ром техн, наук В. И. Заборовым.
Многочисленные натурные и лабораторные исследо-
вания перекрытий этого типа показывают, что конструк-
ции, обеспечивающие высокую звукоизоляцию от удар-
ного звука (Еу>3 дб) без покрытия чистого пола, как
правило, имеют удовлетворительную звукоизолирую-
щую способность и от воздушного звука (£в^0 дб).
Поэтому проектирование легкобетонного междуэтаж-
ного перекрытия для жилых домов целесообразно начи-
нать с ориентировочного расчета звукоизоляции от удар-
ного звука
По мере обжатия звукоизоляционных прокладок зву-
коизолирующая способность перекрытия снижается.
В связи с этим звукоизоляцию следует рассчитывать ис-
ходя из условий длительной эксплуатации.
Значение динамического модуля упругости, указан-
ное в табл. 11, рекомендуется увеличивать пропорцио-
нально повышению плотности материала в процессе дли-
тельной эксплуатации:
£д„ = £д-^.	(34)
пдл
где £ддл—значение динамического модуля упругости,
пониженное в процессе эксплуатации;
£д—значение динамического модуля упругости
при кратковременном действии давления
0,02 кгс{см\ принимаемое по табл. 11;
hA—толщина звукоизоляционной прокладки,
определяемая по формуле (33) при 04=
=0,02 кгс/см2',
hpn — толщина прокладки при длительном дейст-
вии нагрузки,
165
здесь	h—толщина прокладки, определяемая по фор-
муле (33), при проектном значении о;
—коэффициент, принимаемый по табл. 11.
При устройстве звукоизоляционной прокладки в ви-
де сплошного слоя о=(Т1 и h=hb поэтому
£плл= —•	(35)
Д ДЛ Д-	' >
Динамическую жесткость прокладок рекомендуется
определять по формуле
1 I I F
G = -Ддл ,	(36)
Лдл
где 1,1 — динамический модуль упругости воздуха, за-
ключенного в объеме звукоизоляционного ма-
териала, в кгс/см2.
Методика расчета звукоизолирующей способности
перекрытия с раздельным («плавающим») полом от
ударного звука приведена в работе [19]. Поэтому огра-
ничимся лишь примером такого расчета применительно
к требованиям норм с учетом длительной эксплуатации.
4. ПРИМЕР РАСЧЕТА ЗВУКОИЗОЛИРУЮЩЕЙ СПОСОБНОСТИ
ЛЕГКОБЕТОННОГО МЕЖДУЭТАЖНОГО ПЕРЕКРЫТИЯ
ОТ УДАРНОГО ЗВУКА
Условия проектирования
Требуется разработать конструкцию крупнопанель-
ного междуэтажного перекрытия жилого дома из пер-
литобетона в двух вариантах:
1) применительно к изготовлению комплексных пане-
лей на конвейерной линии методом послойного бетони-
рования несущей части и основания пола;
2) применительно к изготовлению элементов пере-
крытия (несущей части и основания пола) в кассетных
формах с последующей комплектацией.
Насыпная масса перлитового щебня 300—400 кг/м3.
Определение расчетных параметров
В соответствии с рекомендациями предыдущих раз-
делов настоящей главы принимаем марку перлитобето-
на для изготовления несущего элемента 150, для изго-
товления элемента пола— 100.
166
Объемную массу перлитожелезобетона, приведен-
ную в табл. 5 (для расчета звукоизоляции), уменьшаем
на 100 ка/ти3; уНч=1300—100=1200 кг/м3. Объемную
массу перлитобетона марки 100 для основания пола
принимаем в сухом состоянии по табл. 10: уоп^
= 1000 кг/м3. Ориентировочно принимаем толщину не-
сущего элемента 100 мм, толщину основания пола 40 мм.
Для первого варианта в качестве сплошного звуко-
изоляционного слоя принимаем мягкие минераловатные
плиты на синтетической связке марки ПМ толщиной
40 мм в необжатом состоянии (уц=100 кг/м3\ Ео=
= 0,11 кгс/см2’, е0=0,23; Ед = 1,3 кгс/см2’, Кдл=0,75).
Для второго варианта — полосовые прокладки шириной
100 мм через 500 мм (в осях) из минераловатных плит
на смешанном связующем марки ПП-100, толщиной в
необжатом состоянии 30 мм (уп= 100 кг/м3’, Ео=
=0,33 кгс/см2’, ео=О,ОЗ; Ед=1,2 кгс/см2’, Кдл=0,75).
Толщину звукоизоляционного слоя при кратковре-
менном действии нормативной нагрузки определяем по
формуле (33), принимая для первого варианта о=
= 0,02 кгс/см2 (200 кгс/м2), а для второго варианта —
а=0,1 кгс/сл42(1000 кгс/м2).
Определяем также толщину, соответствующую дав-
лению 0,02 кгс/см2, при котором определена величина
динамического модуля упругости, приведенная
в табл. 11:
I__О 23
для первого варианта h = 40----~ 26 мм-,
1+ 0,11
для второго варианта h = 30 ———^22,3 мм-,
1+ 0,33
1 пг\ I —0,03	л
й. = 30------’-- ~ 27,4 мм.
1	. 0,02
1+ 0,33
Оба варианта имеют близкие значения толщины зву-
коизоляционного слоя (22,3 и 26 мм), поэтому в рабо-
чих чертежах можно указать единую толщину этого
слоя — 25 мм (±5 мм).
Ожидаемая толщина звукоизоляционного слоя пос-
ле длительной эксплуатации йдл равна КдпН. Для пер-
167
вого варианта ft дл=0,75-26=19,5 мм=1,95 см; для
второго варианта йдл = 0,75-22,3= 16,7 лм*=1,67 см.
Динамический модуль упругости материала при дли-
тельной эксплуатации для первого варианта определяем
по формуле (35), а для второго — по формуле (34).
» £Ддл = 1.73 кгс^-
2	) £Ддл = 1,2 -^-= 1.97 кгс/см2.
Динамическую жесткость для обоих вариантов опре-
деляем по формуле (36):
1) G = -	= 2.45 kzcJcm3;
2) G = -1,1 + 1’97 = 1,84 кгс1см3.
1,67	'
Выше указывалось, что с увеличением динамической
жесткости прокладки снижается звукоизолирующая спо-
собность перекрытия. Поэтому звукоизоляцию ориенти-
ровочно определяем только для второго варианта (боль-
шая жесткость прокладок). При удовлетворительном
результате можно рассчитывать, что все варианты про
кладок с меньшей жесткостью также будут обеспечивать
достаточную звукоизолирующую способность перекры-
тия.
Для расчета снижения уровня ударного звука под
перекрытием за счет конструкции раздельного пола не-
обходимо определить массу отдельных элементов пере-
крытия, приходящуюся на 1 jw2 его площади. Масса ос-
нования раздельного пола Р\ равна 0,4*1000=40 кг[м2
(массой покрытия пола пренебрегаем). Масса звукоизо-
ляционной прослойки Pi при использовании полосовых
прокладок определяется в предположении заполнения
этими прокладками всей площади перекрытия: Pz=
=0,03-100== 3 кг!м2. Масса несущего элемента Р3
равна 0,1 • 1200= 120 кг!м2.
Расчет показателя звукоизоляции от ударного звука
Резонансную частоту колебаний пола на упругом ос-
новании находим по формуле
168
f = 500 Л/ — = 500 1/	107 Гц.
' V Pl	V 40
Снижение уровня ударного звука на низких частотах
(/<0,7/о 1/ — =0,7-107
V г Ра
определяем по формуле
М
х / -Г-2ЛЯ]
(на средних частотах треть-октавных полос: 100,125,160,
200 и 250 Гц),
где « = — ; X = -^- =	= 3.
/о	Pi 40
Для указанных частот ai=-^ =0,935; a2=-^-=
107	107
= 1,17; a3=l,49; a4=l,87; a5=2,34;
Д£х = 101g ^3±2j2_|_o,9352 (o,9352 —	2^j =
= 101g [ 1,78 + 0,87 (0,87 — 1,33)] = 101g 1,38 =
= 10-0,14= 1,4 дб-,
Д£2= 101g [1,78 +a2 (a2 — 1,33)] = 101g 1,83 = 2,6 дб-,
\L3 = 101g 3,75	5,7 дб- ЛЦ = 101g 9,37 — 9,7 дб-,
Д£6 = 101g 24,5 = 10-1,39 = 13,9 дб.
Снижение уровня ударного звука на средних и высо-
ких частотах определяется по формуле
ДА = 20 Iga + 101g— 3.
Р^
Практически достаточно определить AL для самой
высокой частоты нормируемого диапазона— 3200 Гц.
При снижении частоты на каждую треть-октавы значе-
ние ДА уменьшается на 2 дб.
ai6=3200 : 107=29,9;	Pi/P2=40: 3= 13,33;	«£16=
= 20 1g 29,9+10 1g 13,33—3^20.1,476+10-1,125—3»
»37,8 дб.
При /=2500 Гц ДЬ15=37,8—2=35,8 дб;
при /=2000 Гц ALi4=35,8—2=33,8 дб и т. д.
12—347
169
Кривую, построенную по полученным значениям
снижения приведенного уровня ударного звука под пе-
рекрытием, обычно сравнивают с кривой требуемого
Рис. 63 Требуемое сни-
жение приведенного
уровня ударного звука
под перекрытием Д L
снижения. На рис. 63 показана кривая требуемого сни-
жения уровня ударного звука для перекрытия с массой
1 м2 несущего элемента Р3 от 160 до 300 кг.
Показатель звукоизоляции Еу принимается равным
максимально допустимому смещению требуемой кривой
на целое число дб, при котором сумма отклонений рас-
четных значений снижения уровня ударного звука в
треть-октавных полосах от кривой в неблагоприятную
сторону не превышает 30 дб. Неблагоприятными откло-
нениями в данном случае являются отклонения расчет-
ных значений от требуемой кривой в меньшую сторону.
Поэтому при смещении требуемой кривой вниз показа-
тель звукоизоляции имеет отрицательную величину,
а при смещении вверх — положительную.
Рис. 64 Расчет показа
теля звукоизоляции от
ударного звука £у
1 — нормативная кривая
2 — то же, после смещени
на величину	3—изме-
ренная частотная характери-
стика приведенного уровн
ударного звука под перлито-
бетонным перекрытием бе
пола, 4 — расчетная крива
уровня ударного звука под
перекрытием после устройст-
ва раздельного пола; 5—эпю
ра расчетного снижения
уровня ударного звука, до-
стигаемого за счет раздель-
ного основания пола, за-
штрихована область небла-
гоприятных отклонений рас-
четной кривой, смещенной на
величину Еу”4 дб
В рассматриваемом примере нельзя воспользоваться
кривой требуемого снижения приведенного уровня удар-
170
ного звука под перекрытием, так как Р3=120 кг!м2<.
<160 кг[м2. В этом случае необходимо использовать из-
меренную частотную характеристику приведенного уров-
ня ударного звука под аналогичным перекрытием без
конструкции пола.
В данном примере в качестве такого аналога можно
использовать частотную характеристику перлитобетон-
ной панели, приведенную на рис. 38 (кривая 3). Вычитая
из ординат этой кривой найденные значения снижения
уровня ударного звука, достигнутого за счет раздель-
ной конструкции пола, получаем кривую расчетных
значений приведенного уровня ударного звука под пере-
крытием, которую и сравниваем с нормативной кривой
(рис. 64).
Показатель звукоизоляции Еу удобно рассчитывать
в табличной форме (табл. 12). В этой таблице f — сред-
ние частоты треть-октавных полос нормируемого диапа-
зона; Lo — ординаты кривой 3 (рис. 38); ДА— расчетные
значения снижения уровня ударного звука за счет раз-
дельного пола; L — расчетные значения приведенного
уровня ударного звука под перекрытием (с полом);
— ординаты нормативной кривой; Лн — Еу— ордина-
ты нормативной кривой после смещения на предполага-
емую величину показателя звукоизоляции Еу; L — LH+
4-£у—неблагоприятные отклонения ординат расчетной
кривой от нормативной, смещенной на Еудб.
Из Табл. 12 видно, что сумма неблагоприятных от-
клонений от нормативной кривой, смещенной на Еу, рав-
на 4 дб (Еу=4 дб), меньше 30 дб (отклонения на край-
них частотах нормируемого диапазона в соответствии с
нормами учтены в половинном размере).
Следовательно, показатель звукоизоляции Еу дейст-
вительно равен +4 дб, что больше нормативного значе-
ния (3 дб).
Таким образом, выбранный материал для звукоизо-
ляционных прокладок обеспечивает с небольшим запа-
сом нормативную звукоизоляцию. Учитывая, что при оп-
ределении показателя звукоизоляции мы пренебрегли
массой покрытия пола и его влиянием на снижение
уровня ударного звука, полученный запас можно приз-
нать достаточным. Вместе с тем малая однородность
звукоизоляционных материалов не позволяет рекомендо-
вать применение прокладок с большими значениями ди-
намической жесткости, чем у полосовых прокладок тол-
12*
171
Таблица 12
Пример расчета звукоизоляции от ударного звука
f. Гц	LO' дб	AL, дб	L=L0—Д£, дб	LH. дб	£н-*у. дб	дб у
100	77,2	1,4	75,8	70	66	9,8:2=4,9
125	76,2	2,6	73,6	70	66	7,6
160	79,0	5,7	73,3	70	66	7,3
200	79,8	9,7	70,1	70	66	4,1
250	82,1	13,9	68,2	70	66	2,2
320	82,6	17,8	64,8	70	66	—
400	83,4	19,8	63,6	69	65	—.
500	83,1	21,8	61,3	68	64	—
640	84,2	23,8	60,4	67	63	
800	84,1	25,8	58,3	66	62		
1000	83,9	27,8	56,1	65	61	—
1250	85,5	29,8	55,7	62	58	—
1600	86,0	31,8	54,2	59	55		
2000	86,0	33,8	52,2	56	52	0,2
2500	82,2	35,8	46,4	53	49	—
3200	85,9	37,8	48,1	50	46	2,1:2=1,
Итого	27,4<30
щиной 30 мм из минераловатных плит марки ПП-10
(G = 1,84 кгс1см?).
Выше отмечалось, что при показателе звукоизоляци
от ударного шума £у^=3 дб подобных конструкций пе
рекрытий без покрытия пола показатель звукоизоляци
от воздушного шума обычно превышает 0 дб (£в^0 дб)
Поэтому есть основание рассчитывать, что рассмотрен
ная конструкция перекрытия при правильном ее выпол
нении обеспечит нормативную звукоизоляцию для жи
лых домов (£у^3 дб\ £в^0 дб).
5. РЕКОМЕНДАЦИИ ПО РАСЧЕТУ ПАНЕЛЕЙ
НА МОНТАЖНЫЕ ВОЗДЕЙСТВИЯ
Основное отличие сборных перекрытий от монолит-
ных заключается в том, что они состоят из крупнораз-
мерных монтажных элементов. При проектировании
172
сборных перекрытий целесообразно исходить из услож-
нил, что изделия должны поступать в эксплуатацию без
трещин. Поэтому сборные элементы перекрытий в про-
цессе складирования, перевозки и монтажа рассматри-
ваются как бетонные конструкции, в которых обычное
ненапряженное армирование, мало влияющее на трещи-
ностойкость, выполняет роль под страховочного меропри-
ятия, гарантируя конструкцию от разрушения в случае
Рис. 65. Системы жестких ры-
чажно-шарнирных траверс
Рис. 66. Схема строповки не-
симметричной комплексной па-
нели с балконом
непредвиденного появления трещин. Кроме того, необ-
ходимо иметь в виду, что монтажные воздействия неред-
ко допускаются до достижения бетоном проектной проч-
ности »
В связи с низкой прочностью бетона на растяжение
изгибающие моменты, которые могут восприниматься
панелями без трещин, весьма невелики. Поэтому расчет
перекрытий на монтажные нагрузки с учетом особенно-
стей применяемой монтажной оснастки приобретает
первостепенное значение. Этот расчет сводится не столь-
ко к определению сечения арматуры, необходимой при
появлении трещин, сколько к нахождению оптимально-
го количества и расположения точек, за которые произ-
водится подъем панели, из условия отсутствия трещин.
Так как отсутствие трещин предопределяет малые ве-
личины возможных деформаций, следует использовать
статически определимые монтажные системы, не завися-
щие от точности изготовления панелей и строповочной
оснастки.
Монтажные системы могут составляться из Жеётких
рычажно-шарнирных траверс, воспринимающих иЗ^иба*
173
ющие моменты, (рис. 65) или из гибких тросовых эле
ментов с блоками, работающих только на растяжение
(рис. 66). Можно также применять комбинированные
системы, составленные из жестких и гибких элементов
(рис. 67).
Жесткие траверсы имеют небольшую высоту и поз
воляют более точно распределить усилия, возникающие
при подъеме изделий. Их основным недостатком являет
ся значительная масса, снижающая полезную грузе
Рис. 67. Траверсы для подъема за три и четыре точки
подъемность монтажных кранов. Поэтому жесткие тра
версы обычно применяются для внутризаводскогб тран
спортирования панелей мостовыми кранами, имеющим
высокую грузоподъемность, но весьма ограниченную вь
соту подъема.
На постройке для монтажа панелей обычно приме
няется универсальный шестиветвевой строп, позволяю
щий поднимать изделия за одну, две, три, четыре и шест
точек. Масса такого стропа при грузоподъемности 5
составляет всего 200—300 кг, однако он имеет значи
тельную высоту. Расстояние от поверхности поднимае
мой панели до крюка крана 5—6 м.
Распределение усилий в ветвях этого стропа зависи
от соотношения длин тросов двух- и четырехветвевого
элементов, самостоятельно подвешенных на его петле, <
также от расположения монтажных петель и схемы стро
повки. Строп с длиной тросов, отрегулированной для
подъема симметричных изделий в горизонтальном поло
женин, обеспечивает приблизительно равные усилия в
всех ветвях. Однако проекции этих усилий на вертикаль
ную ось для средней пары петель всегда несколько вы
ше, что способствует снижению величин изгибающих мо
174
ментов, вызывающих растяжение в нижнем слое панели.
Вместе с тем гибкая система очень чувствительна к из-
менениям длины тросов ее элементов. Незначительное
отклонение длины двухветвевого троса от оптимальной
величины, при которой перпендикуляр к плоскости пане-
ли, восстановленный из ее центра тяжести, проходит че-
рез ось крюка подъемного крана, приводит к заметному
смещению крюка от этого перпендикуляра. При подъеме
геометрическая ось, соединяющая крюк крана с центром
тяжести панели, всегда занимает вертикальное положе-
ние. Поэтому указанное смещение вызывает перекос па-
нели. В результате на краю панели в момент подъема
или опускания возникает дополнительная реакция:
(37)
где Q— вес панели;
I—длина панели;
е—расстояние от проекции крюка на плоскость
панели до проекции ее центра тяжести.
Эта небольшая по величине реакция заметно повы-
шает изгибающий момент в начале подъема и в конце
опускания панели.
При расчете панелей на монтажные воздействия,
учитывая возможные неточности системы, рекомендует-
ся принимать - (в запас прочности) равные величины про-
екций на вертикаль усилий во всех стропах. Горизон-
тальные составляющие этих усилий следует учитывать
только при расчете монтажных петель или захватных
приспособлений.
Панели перекрытий и монтажную оснастку для их
подъема в горизонтальном положении следует проекти-
ровать исходя из условия, что проекции на поверхность
панели ее центра тяжести и крюка подъемного крана
должны совпадать. Это условие необходимо соблюдать
при конструировании как симметричных, так и несим-
метричных изделий.
Выше указывалось, что наибольшие трудности возни-
кают при проектировании подъема комплексных пане-
лей перекрытий, в которых не допускается размещение
петель или захватных приспособлений в пределах пло-
щади легкобетонного основания пола. В этих случаях
175
следует стремиться к тому, чтобы изгибающие моменты
от монтажных воздействий не превосходили моментов
от полной нормативной нагрузки. Если это условие вы-
полнить не удается, то при расчете деформаций прихо-
дится учитывать снижение жесткости панели в резуль
тате кратковременного действия монтажных нагрузок
(см. п. 1 настоящей главы).
Для подъема несимметричных комплексных пане
лей с плитами балконов или лоджий следует использо
вать единую монтажную оснастку, пригодную для подъ-
ема и всех остальных панелей. Это условие легко
выполняется при расположении монтажных петель сим-
метрично по отношению к центрам тяжести всех пане-
лей. Однако в большинстве случаев такое решение не-
приемлемо по следующим причинам: не совпадают все
петли смежных панелей, что исключает их использова-
ние для устройства сварных замоноличенных связей ме-
жду панелями и требует постановки большого количест-
ва дополнительных закладных деталей; при значитель
ной длине панелей с балконами для восприятия монтаж-
ной нагрузки требуется большой расход нижней про-
дольной арматуры или образование больших консольных
свесов при подъеме, что вызывает необходимость уста
новки верхней арматуры на участке панели, противопо-
ложном балкону.
При монтаже целесообразно максимально использо-
вать работу сильноармированной балконной консоли
которая рассчитана на высокую полезную нагрузку. По
этому наиболее выгодно расположить две петли (или от-
верстия) на линии последующей установки панели на-
ружной стены. Остальные петли целесообразно оставить
в тех же местах, что и у рядовых панелей меньшей дли-
ны. Тогда пролетный изгибающий момент в панели с
балконом не будет превышать величины этого момента в
рядовых панелях и, следовательно, не потребуется до-
полнительный расход монтажной арматуры.
Таким образом, для несимметричной панели наибо-
лее целесообразно несимметричное расположение точек
подъема относительно центра тяжести. Совмещение
вертикали крюка с центром тяжести панели достигается
в этом случае за счет неравенства вертикальных состав-
ляющих усилий в стропах. Более высокая нагрузка па-
дает на петли, расположенные у основания балконной
консоли.
176
При использовании системы жестких траверс в про-
дольном направлении заданное распределение усилий
достигается перестановкой шарнирных подвесок из од-
ного фиксированного положения в другое. Такая систе-
ма подъема легкобетонных комплексных панелей была
применена при строительстве девятиэтажных жилых до-
мов в Новокуйбышевске (проект 1-464Д-97М).
ЦТ
Строповочные
использовании
жестких траверс
A
A
A
M-
cxe-
си-
Рис. 68.
мы при
стемы
а — рядовых панелей (/=5,7 м);
б —панелей с балконом (1=7 м)
Рис. 69. Влияние схемы строповки
на положение проекции крюка на
плоскость панели
а — схема, обеспечивающая устойчивое
положение панели после натяжения
тросов; б — схема, обеспечивающая воз-
можность кантования
Строповочные схемы рядовых панелей и панелей с
балконами (длиной 7 м) показаны на рис. 68. Преиму-
ществом этой оснастки является то, что ее можно зара-
нее достаточно точно рассчитать и изготовить.
В других отношениях целесообразнее принять более
легкую систему из гибких тросов — так называемый
«шестистропный паук». В отдельных случаях можно так
отрегулировать длину его элементов, что для перехода
от монтажа одного типа изделия к монтажу другого
достаточно только изменить схему строповки (рис. 69).
При этом следует учитывать, что доля усилия, вос-
принимаемого двухветвевым элементом, может меняться
в самых широких пределах (от 0 до 100%) в зависимо-
сти от его длины и расположения петель.
177
Эта система регулируется за счет дополнительных
кольцевых звеньев, которые могут быть выполнены в
виде так называемых «карабинов».
Как правило, для подъема симметричных и несим
метричных изделий (даже при одинаковой схеме стро
повки) достаточно на одном конце двухветвевого эле
мента иметь два крюка, подвешенных к кольцу на тро
сах или цепях разной длины.
Рис. 70. Размещение монтаж?
ных петель по контуру симмет-
ричной комплексной панели
Рис. 71. Размещение монтаж-
ных петель в несимметричных
комплексных панелях с балко-
нами (е — расстояние между
центрами тяжести несущей ча-
сти и всей комплексной панели)
При монтаже панелей, скомплектованных из двух
элементов, без применения кантователя, непосредствен
но с панелевоза, на котором они установлены в слегк
наклонном положении (близком к вертикальному), мо
жет быть использована только схема строповки, пока
занная на рис. 69,6. Схема, показанная на рис. 69, а, н
обеспечивает возможность кантовки из наклонного по
ложения в горизонтальное.
Размещение всех монтажных петель по длинны
сторонам панелей вблизи их краев в большинстве случа
ев приводит к тому, что во время подъема изгибающи
момент от собственного веса комплексных панелей с уче
том динамической перегрузки, учитываемой коэффици
ентом 1,5, превышает момент в малом пролете этих па
нелей от нормативной нагрузки при опирании их по
контуру.
Выше указывалось, что в ряде случаев изгибающии
момент в монтажной стадии может превышать момент
от расчетной нагрузки. Поэтому монтажные петли комп-
178
лексных панелей, опираемых по контуру, рекомендуется
размещать по четырем сторонам так, как показано на
рис. 70. Такой способ подъема позволяет несколько
сблизить расчетные схемы панелей при монтаже и экс-
плуатации.
Подъем осуществляется шестиветвевым стропом.
Вертикальные составляющие усилий во всех тросах оп-
ределяются по формуле
(38)
6	4
Величину изгибающего момента при подъеме, при-
ходящуюся на единицу ширины панели, рекомендуется
определять по формуле
Мм = ₽Р.	(39)
Значения коэффициента р для различных точек па-
нели принимаются по табл. 13 в зависимости от соотно-
шения размеров сторон панели_п=—; р— безразмер-
ный коэффициент.
Размерность изгибающего момента 7ИМ зависит от
того, к какой единице ширины сечения отнесен этот мо-
мент: кгс-м/м— для полосы шириной 1 м и кгс-см[см—
для полосы шириной 1 см.
Сечение верхней арматуры, предназначенной для
воспринятая растягивающих усилий в точках А и В
(рис. 70), рекомендуется определять по величинам изги-
бающих моментов в этих точках, принимая, что ширина
сечения равна 0,1 ширины панели.
Всю арматуру следует концентрировать в непосред-
ственной близости от лунки или ниши, в которой уста-
новлена монтажная петля. Сечение петлевого анкера,
удерживающего монтажную петлю от вырывания из
плоскости панели, при расчете верхней монтажной ар-
матуры не учитывается.
Длину стержней этой арматуры следует назначать
равной 100 ее диаметров, но не менее 800 мм (в обе сто-
роны от оси петли — по 50 d, или по 400 мм).
При использовании асимметричных панелей с балко-
нами монтажную петлю, расположенную со стороны
балкона, следует смещать по направлению к центру тя-
жести изделия на величину 6 е (рис. 71). Таким спосо-
бом удается сцентрировать панель и частично использо-
179
Таблица 13
Величина коэффициента Р для определения изгибающих моменто
4 л=—— /1	Значение коэффициента р при подъеме комплексных панеле			
	в поперечном направлении в точках (рис. 70)		в продольном направлении в точках (рис. 70)	
	А	с	В	с
1,0	—0,113	0,416	—0,343	0,167
1,1	—0,139	0,394	—0,340	0,155
1,2	—0,166	0,375	—0,337	0,147
1,3	—0,195	0,359	—0,335	0,144
1,4	—0,225	0,345	—0,333	0,145
1,5	—0,256	0,333	—0,332	0,148
1,6	—0,289	0,322	—0,332	0,153
1,7	—0,323	0,312	—0,331	0,160
1,8	—0,358	0,303	—0,332	0,168
1,9	—0,394	0,295	—0,333	0,176
2,0	—0,431	0,287	—0,334	0,184
2,1	—0,468	0,279	—0,335	0,192
2,2	—0,506	0,272	—0,336	0,199
2,3	—0,544	0,265	—0,337	0,206
2,4	—0,583	0,258	—0,338	0,212
2,5	—0,622	0,251	—0,339	0,218
Примечания 1. Приведенные значения коэффициента р
справедливы только при расположении монтажных петель или за
хватных приспособлений, показанном на рис. 70.
2. Знак «—» указывает на растяжение в верхней зоне панели
вать при монтаже несущую способность балконной кон-
соли. Схема строповки рассматриваемой панел
показана на рис. 66.
Аналогично следует поступать и при использовании
других асимметричных комплексных панелей.
Указанные панели также можно рассчитывать по
формуле (39), принимая в расчет их полную длину.
При монтаже несущих панелей перекрытий без эле-
ментов основания пола значительно облегчаются усло-
вия их подъема. В этом случае снижается нагрузка от
собственного веса изделия и появляется возможность
оптимального размещения монтажных петель или от-
верстий.
Однако отдельный монтаж тонких панелей основа-
ния пола требует высокой культуры производства
180
и представляет собой еще более сложную техническую
задачу, чем монтаж комплексных панелей.
Основные положения расчета таких панелей на мон-
тажные воздействия изложены в п. 2 настоящей главы.
Поэтому здесь рассматриваются только некоторые ме-
тоды их монтажа, обеспечивающие соблюдение приве-
денных выше требований.
Панели пола, как правило, укладываются после ус-
тановки и раскрепления панелей наружных и внутрен-
них стен данного этажа, перед монтажом вышележаще-
го перекрытия.
В большинстве случаев эти панели изготавливают
в вертикальных кассетных формах, хранят и перевозят
также в вертикальном или слегка наклонном положе-
нии. Поэтому для снижения трудоемкости монтажных
операций их следует укладывать на звукоизоляционные
прокладки путем перекантовки, используя специальные
траверсы
Для извлечения панелей из кассеты и подъема их
в вертикальном положении (при перевозке на склад
и погрузке) на их верхних гранях устанавливаются пет-
ли. Однако использовать эти петли для перекантовки
панелей в процессе их монтажа не допускается.
Для строповки панелей во время монтажа рекомен-
дуется предусматривать специальные монтажные отвер-
стия, располагаемые в один или два ряда (в зависимос-
ти от толщины, размеров и массы панелей). Необходи-
мое количество монтажных отверстий определяют путем
расчета на действие собственного веса с учетом произ-
водственной влажности и динамической перегрузки.
В процессе перекантовки изгибающие моменты до-
стигают наибольшей величины непосредственно перед
опиранием панели на мягкие звукоизоляционные про-
кладки, когда она находится почти в горизонтальном
положении Поэтому панели рассчитываются на мон-
тажные воздействия как горизонтальные плиты, опира-
ющиеся только одним краем на прокладки и подвешен-
ные на траверсе, которая обеспечивает равенство верти-
кальных составляющих усилий во всех стропах.
Рекомендуемое размещение монтажных отверстий
и расчетные схемы панелей в поперечном направлении
показаны на рис. 72.
В продольном направлении панели рассчитывают
в предположении их симметричной подвески на травер-
181
Рис. 72. Расчетные схемы панелей основания пола в по-
перечном направлении
а — при однорядном расположении монтажных отверстий; б — при
двухрядном
Г Гм, Г I
TiiiTiiiiiiiiinniiiiinrnrinimixnir
0.27-0.290 \ 0,21-О 250 | 0,27-0.29? yW35t
О
Рис. 73 Расчетная схема панели основания пола в продоль-
ном направлении
182
се, т. е. без учета влияния края, лежащего на проклад-
ке (рис. 73).
При определении изгибающих моментов допускается
условно принимать, что усилия от подвесок равномерно
распределены по ширине рассчитываемой полосы се-
чения.
Таким образом, в обоих направлениях панели пола
рассчитываются как статически определимые балочные
элементы. Балансиру-
ющие траверсы обес-
печивают равенство
реакций во всех стро-
пах, являющихся опо-
рами этих балок.
Монтажные отвер-
стия и захваты, подве-
шенные к стропам тра-
верс, показаны на
рис. 74.
При привязке мон-
тажных отверстий и
расчете панелей следу-
ет учитывать, что ось
захвата во время кан-
Рис. 74 Конструкция захвата
и привязка монтажного отверстия
товки находится у вер-
хнего края этого отверстия.
Легкие панели пола значительной площади при
подъеме в вертикальном положении имеют большую
«парусность» — раскачиваются от ветра. Между тем
монтажник, который должен направить панель в со-
бранную конструктивную ячейку дома, обычно не рас-
полагает достаточно удобной монтажной площадкой.
Поэтому сохранность панелей при таком способе мон-
тажа в значительной степени определяется мастерством
крановщика.
Парусность панелей значительно уменьшается при
их подъеме в горизонтальном или наклонном (до 20°)
положении в продольном направлении. В последнем
случае подоконники в панелях наружных стен могут
быть установлены на заводе. Однако для горизонталь-
ного или наклонного подъема панелей необходим кан-
тователь с электромотором. В настоящее время на стро-
ительных площадках нет таких кантователей. Однако
даже при наличии указанных кантователей трудоем-
183
кость операций, связанных с перекантовкой и монтажом
панелей, значительно бы возросла.
Эту задачу можно решить путем применения пане
левозов с гидравлическим кантователем (по опыту круп-
нопанельного строительства в ГДР), что облегчило бь
и монтаж как обычных, так и комплексных панелей
перекрытий.
Рис. 75. Расчетная схема
подъема панели в наклонном поло-
жении
При малой высоте основной жесткой траверсы Н
необходимый уклон при подъеме достигается смещен и
ем всех монтажных петель или отверстий всего на
5—7 см в одну сторону от их симметричного положения
по отношению к центру тяжести панели. Под высотой
Нт в данном случае понимается расстояние от шарнира
образованного петлей траверсы и крюком крана, до
прямой, соединяющей шарниры боковых подвесо
(рис. 75). Если это расстояние равно нулю, траверса
превращается в механизм, не имеющий устойчивого по
ложения. При малом расстоянии траверса имеет неболь
шую устойчивость, что при наклонном монтаже предоп
ределяет малую величину дополнительной реакции
приложенной к краю панели в момент начала ее подъ
ема (или конца опускания).
Например, при массе элемента основания пола
1000 кг и длине 500 см смещение монтажных отверстий
на 6 см приведет, согласно формуле (37), к появлению
дополнительной реакции в начале подъема:
2-109°-6. = 24 кгс.
184
Следовательно, один человек может свободно удер-
живать такую панель в горизонтальном положении. Ес-
ли же он ее отпустит, одна сторона поднимется относи-
тельно другой на 1,5—2 м.
6. ПРИМЕРЫ РАСЧЕТА И КОНСТРУИРОВАНИЯ
ЛЕГКОБЕТОННЫХ ПАНЕЛЕЙ ПЕРЕКРЫТИЙ
Пример 1
Условия проектирования те же, что в примере, рас-
смотренном в п. 4 настоящей главы. Размер панели
328-598 см (3,3-6 м). Опирание по четырем сторонам: Zi =
= 320 см, /2 = 590 см. Размеры плиты основания пола
3,1 -5,8 м.
Определение нагрузки приведено в табл. 14.
Таблица 14
Определение расчетной нагрузки
Наименование нагрузки	Нормативная нагруз- ка в кгс/я?	Коэффи- циент пе- регрузки	Расчетная нагрузка в кгс 1м1
Собственный вес. несущей перлитобе- тонной панели тол- щиной 0,1 м ...	0,1X1300=130	1,1	130X1,1 =
звукоизоляционного слоя толщиной 0,04 м (в необжатом состо- янии) 		0,04X100=4	1,2	= 143 4X1,2«5
перлитобетонного основания пола тол- щиной 0,04 м . . .	0,04(1000+100)=44	1,1	44X1,1—49
покрытия пола из линолеума на масти- ке 		5	1,2	5X1,2=6
Итого ....	183	—,	203
Полезная (кратковре- менная) нагрузка . .	150	1,4	210
Всего . . .	333	1 -	|	413
Определение изгибающих моментов для полосы ши-
риной 1 м и конструирование арматурных изделий. Из-
13—347
185
гибающие моменты при шарнирном Опирании по четырем
сторонам определяем по формулам:
..	^(1—Х)^2
Ль =------; М2=-------------;
1	8	8
л4	« 5ла
Л	14-л4	6(14-л4)
п =	=	= 1,844.
/1	3,2
Изгибающие моменты от нормативной нагрузки имеют
следующие величины: в поперечном направлении Л1П1 =
=30400 кгс-см (в том числе от собственного веса
Л1н1дЛ=16700 кгс-см); в продольном направлении Л4Н2=
= 9000 кгс-см. Изгибающие моменты от расчетной нагруз-
ки: Л4р1 = 37 700 кгс-см; /ИР2=11 140 кгс-см.
По формуле (13) проверяем, достаточна ли принятая
толщина несущей панели из перлитобетона марки 150
(по табл. 7	= 10 кгс!см2):
h = 0,1871/	= 10,3 см ^10 см.
V ю
В связи с тем, что принятая толщина панели (10 см)
несколько меньше оптимальной, а также учитывая высо-
кую деформативность перлитобетона, для армирования
панели в поперечном направлении принимаем про-
волоку диаметром 8 мм из стали класса A-I (R&=
=2100 кгс!см2). Шаг стержней в поперечном направле-
нии принимаем 200 мм.
Продольная арматура назначается с учетом монтаж-
ных воздействий. При расчете на эти воздействия пр 1-
нимается следующая нагрузка: от собственного веса не-
сущей части — 135 кгс!м2 (0,1-1350); звукоизоляци-
онного слоя — 4 кгс!м2; основания пола — 46 кгс!м2
[0,04(1000+150)]. Итого 185 кгс!см2. С учетом коэфф -
циента динамичности (Кд=1,5) эта нагрузка составит
277 кгс]м2.
При расположении монтажных петель вдоль длинных
сторон комплексной панели изгибающий момент
Л4Ц=-2,77^-8* = 37 300 кгс-см > Л1Н1 = 30 400 кгс-см.
8
Поэтому выгоднее расположить монтажные петли по
186
четырем сторонам, как показано на рис. 70. В этом случае
п=6 : 3,3=1,82. Монтажный вес комплексной панели Q =
=328.5,98-135+3,1 -5,8(46+4) =2645+900=3545 кг с.
Вертикальную составляющую усилия с учетом коэф-
фициента динамичности определяем по формуле (38):
Р=3545:4=886 кгс.
Изгибающие моменты, пользуясь табл. 13, определя-
ем по формуле (39).
Изгибающий момент в средине панели в поперечном
направлении Мм=0,301 -886=267 кгс м/м=2670Ь кгсХ
Х^л1<Л1н1;
в продольном направлении Мм=0,170-886= 151 кгсХ
Хл/Ли=15100 кгс-с;и>-Л1р2=11 140 кгс-см-,
в поперечном направлении у петли, установленной
на короткой стороне панели, Мм = —0,365-886 =
= —323,4 кгс-м]м=—32 340 кгс-см-,
в продольном направлении у петли, установленной на
длинной стороне, Л4М =—0,332-886 = —294 кгс-м/м =
=—29400 кгс-см.
Таким образом, сечение продольной арматуры опре-
деляют расчетом на монтажные воздействия. Принима-
ем проволоку диаметром 5 мм из стали класса В-I (/?а =
=3150 кгс/см2) с шагом 250 мм.
Конструкции монтажных петель с анкерующими
устройствами и стержнем для восприятия растягиваю-
щих усилий в верхней зоне показаны на рис. 76.
Вариант, показанный на рис. 76, а, предусматривает
установку петли в вертикальной плоскости. Такая кон-
струкция обеспечивает более высокую жесткость петли
и позволяет использовать ее для подъема панели как
в горизонтальном, так и в вертикальном положении.
В этом случае петли сравнительно просто фиксируются
на бортовых элементах формы при изготовлении панели
в кассете или на термоподдоне. Малая ширина петли
предопределяет использование для строповки захватов
типа «карабин». Применение крюков в этом случае иск-
лючается. При использовании крюков рекомендуется
другой вариант (рдег7б75)жоторый может быть осу-
ществлен только при горизонтальном производстве
и подъеме панелей. Масса петли с комплектом анкерую-
щей арматуры в первом случае составляет 1,86 кг, во
втором — 2,05 кг.
При напряженном стержневом армировании вместо
анкерующих коротышей 3 могут использоваться край-
13’
187
ние стержни рабочей арматуры. В местах установки мон-
тажных петель следует предусматривать устройство за-
моноличиваемых связей между панелями.
Проверка принятых сечений по несущей способности.
Максимальное усилие в поперечной рабочей арматуре
Na==2,51 • 2100=5270 кгс.
Рис. 76. Конструкции монтажных петель с анкерующими уст-
ройствами
Высота сжатой зоны в предельном состоянии
_ JVa  5270
= 0,75 см.
bR„p 100-70
Плечо внутренней пары: z=h0—0,5х=8-^0,5Х0,75=
= 7,63 см.
Расчетная несущая способность сечения: Mi=Naz =
= 5270-7,63=40 200 кгс-см>Мт=37 700 кгс• см.
Расчетная несущая способность сечения в продоль-
ном направлении:
Na = 0,785-3150=2470 кгс\ х=2470 : 7000 = 0,35 см\ z=
=7,35—0,17=7,18 см-
7^2 = 2470-7,18 = 17 750 кгс-см>Мм= 15 100 кгс-см>
^>Мр2.
188
Верхнюю арматуру в зоне установки петли проверя-
ем по наибольшему значению изгибающего момента —
32 340 кгс-см/м.
Расчет этой арматуры проводится для полосы
шириной 0,1 Zi=33 сл*=0,33 м; Мм=0,33—32 340=
=—10 670 кгс-см; Na—0,503-3500= 1760 кгс; z«8 см;
М = 8-1760= 14 100 кгс-см>10 670 кгс-см.
В соответствии с рекомендациями п. 5 настоящей гла-
вы можно принять минимальную длину стержня верхней
арматуры: 800 жм = 100 d.
Сечение анкерующей петли 2 в запас прочности уста-
навливаем без учета разложения силы на обе ветви этой
петли. Расчет ведется на полное усилие с учетом коэф-
фициента динамичности Р=886 кгс.
Fa =-~ =886 : 2100 = 0,422 см2. Принимаем 08; Fa=
=0,503 см2.
Проверка принятого сечения по деформациям. Зна-
чение модуля упругости принимаем по табл. 6: Eq =
= 95 000 кгс!см2:
2,1-10«-2,51
100-10-9,5-10*
0,0556;
Ло/А = 0,8.
По табл. 8 находим w=0,290; / = 0,0745; по табл. 7 —
значение R?; MT=wbh2Rp:=29 000 кгс-см.
/о
_Мг_ = 29000 = 0 9 54 < ц
AfH1 30 400
Следовательно, расчет деформации производится
в предположении наличия трещин.
Жесткость участков пролета, не имеющих трещин, при
кратковременном действии нагрузки B0 = ibh3 Е&=
= 0,0745 • 105 • 9,5 • 104 = 7,08 • 108 кгс • см2. При длительном
действии нагрузки в условиях нормального влажностно-
го режима Во=7,08 108: 3=2,36-108 кгс-см2 (для перли-
тобетона С=3).
L =	= 30400 = о 034-
6400-140	’	’
р=-^-=-^-=0,00314; п = ^^-=22,1;
bh0 800	’	9,5- 1Q4	*
189
| =-------!------= 0,287; x =	= 0,287-8 = 2,3 см-
b	14-5L	0	’
Zi = h0 — 0,5x = 6,85 cm-,
Л1бт = 0,2566ft2Z?J = 25600 кгс/см;
4>.i= 1.3— -^ = 1,3 — 0,84 = 0,46.
AfH
Изгибающий момент от длительно действующей, по
стоянной нагрузки 7Индл= 16 700<Л(б т, поэтому при опре-
делении гра2 (для расчета прогиба от кратковременного
действия постоянной нагрузки) и фаз (для расчета про-
гиба от длительного действия постоянной нагрузки) от-
АГб.т
ношение —принимаем равным единице:
фаг = 1,3—1 =0,3; "фаз= 1,3—0,8 • 1 = 0,5>0,46=фаь
В соответствии со СНиП П-В.1-62*, значение коэффи
циента v при кратковременном действии нагрузки прини
маем равным 0,5, а при длительном — 0,12. Тогда:
& __________h0Z!_____________ 8-6,85_________________
1 —	0,9	0,46	0,9	—
EaFa + xbvEe	2,51-2, Ь 10е + 230-0,5-9,5-104
= 3,24-108 кгс/см*-,
В ==-----------!^85--------------=3,94-108 кгс/см*-
°’3	0,9
2,51 -2,1 • 10« + 230-0,5-9,5-104
В3 =------------------------------= 1,25-108 кгс/см*.
°’5 । °'9
2,51-2,1.10в+ 230-0,12-9,5-104
По табл. 9 находим значение Л =0,452 и по формуле
(21) определяем поправочные коэффициенты, учитываю-
щие повышенную жесткость приопорных участков* рабо-
тающих без трещин:
Ki = Л + (1 — Л) А- = о,452 + 0,548	= 0,703;
Во	7,08
Ка = 0,452 4- 0,548 АА = 0,757;
2	7,08
К3 = 0,452 + 0,548	= 0,742.
3	2,36
190
Значения прогибов определяем по формуле (19), заме-
,	1	М
йяя кривизну — отношением — .
Прогиб от кратковременного действия всей норматив-
ной нагрузки
А = 0,703 5‘3—'10а 3,22-104 = 0,70 см:
48.3,24.108
прогиб от кратковременного действия постоянной на-
грузки
L = 0,757 5,1>6-'10 - 3,22-104 = 0,34 см:
/а	48 3,94.Ю8
прогиб от длительного действия постоянной нагрузки
А = 0,742 5'1,-'1°а- 3,22-104 = 1,06 см.
13	’	48-1,25.10е
Расчетное значение прогиба
f = fi~f2 + fs = 0,70-0,34 + 1,06 ==
= 1,42 см < 1,6 см= —— L.
200 1
Следовательно, величины деформаций находятся
в допустимых пределах.
Максимальное значение контрольного прогиба, опре-
деляемого при кратковременном действии полезной на-
грузки (150 кг с/см2):
fK =	{мм} = 2^3200	мм
200/	' ’	14,2-200
При большем значении прогиба, определенного без
учета собственного веса комплексной панели, ее дефор-
мативность неудовлетворительна.
Пример 2
Условия проектирования. На период освоения за-
водской комплектации панели, рассмотренной в приме-
ре 1, при кассетном способе ее производства необходимо
разработать вариант конструкции перлитобетонного ос-
нования пола для отдельного монтажа на постройке.
Размеры панели основания пола в плане: 310Х
Х580 см. Толщина панелей — 40 мм (в дальнейшем они
удут использованы для комплектации панелей перекры-
191
тий высокой заводской готовности). Марка перлитобето
на 100. Панели поставляются на монтаж при достиже
нии бетоном 80% проектной прочности.
Определение монтажной нагрузки: qM= 1,5(10004-
-4-150) Х0,04 = 69 кгс 1м2.
Определение изгибающих моментов, возникающих во
время перекантовки панелей пола на перекрытии, и про-
верка трещиностойкости. При однорядном расположе
нии монтажных отверстий (см. рис. 72) их ось (линию
приложения усилий от захватных приспособлений) ре-
комендуется предусматривать на расстоянии а = 0,293 6
от верхнего края (Ь — ширина панели пола, равная
310 см): а = 0,293-310^91 см.
Величина изгибающего момента в поперечном на
правлении по линии монтажных отверстий
М, = ——— =-----------------=166 кгс-м=].6 600 кгс-см
1	2	2
Величина изгибающего момента в пролете между
нижним краем панели и линией • монтажных отверстий
^2 = К у,
где R— реакция, приложенная к нижнему краю панели,
х— расстояние от края панели.
Расстояние х определяем из условия:
R = </м /х; R = (°’5fe-a)Q = 155 ~ 91 Q = 0,292 Q;
v	b — а	310 — 91
Q = qM bl\ х =	= 0,292 b — 90,5 см*
Чм1
и <?м Zx2	69-5,8-0,9052	,с.	' л,
М2 = —— =----------— ----= 164 кгс-м<М-,.
2	2
По величине изгибающего момента Л11 проверяем ус-
ловие:
3,5 °р’
где 7?р— сопротивление растяжению, принимаемое по
табл. 10 (7?р = 4,4 кгс!см2);
Ь = 1—4с (с — ширина монтажных отверстий, равная
4 см).
192
м = (580-16)42 4 4 = J! 300 см <	= 16 600 кгс-м.
3,5
Следовательно, условие трещиностойкости не выпол-
нено.
Предусматриваем подъем панели за восемь точек
(двухрядное расположение монтажных отверстий). При-
нимаем длину консольной части: а = 0,17 Ь = 0,17-310 =
= 53 см.
Расстояние между осями монтажных отверстий по
ширине панели: d=0,45 b «140 см.
Устройство монтажной траверсы обеспечивает рав-
ные усилия во всех точках подъема. Равнодействующая
этих усилий находится по средине расстояния между
осями монтажных отверстий, на удалении у=Ь—а—
—0,5 d от нижнего края панели.
Суммарное усилие в захватах, расположенных по од-
ной продольной оси:
дм1Ь*
4 (6—а — 0,5 d)
69-5,8-3,I2
4(3,1—0,53 — 0,7)
= 514 кгс.
Реакция, приложенная к нижнему краю панели: 7? =
= Q—2S=qMlb—2S= 69 • 5,8 • 3,1—1028=213 кгс.
Изгибающий момент в поперечном направлении по
первой линии монтажных отверстий
М1 = — q-^~ = — 56,2 кгс-м.
2
Изгибающий момент в пролете между первой и вто-
рой линиями:
М = S (0,5 х. — я); х1 = — = -^-^1,28ж;
2 V 1	q^l 69-5,8
Л42 = 514(0,5-1,28 — 0,53) = 56,5 кгс-м=5650 кгс-см.
Изгибающий момент, действующий в сечении по вто-
рому ряду монтажных отверстий
M3 = R(p — a—d) — qMl(b -а~-)2 =213.1,17 —
— 69.5,8	= — 24,7 кгс-м
2
Изгибающий момент в пролете между вторым рядом
монтажных отверстий и нижним краем панели:
193
м _ q«lxi v _ Я _ 213 _ n SQ
/VIД  	' , Ха   --- -- '   U.OO М
2	qul 69-5,8
.,	69-5,8-0,53а	сс о
Мл =----------—1— = 56,2 кгм.
4	2
Таким образом, в поперечном направлении при двух-
рядном расположении монтажных отверстий условие
трещиностойкости выполняется
АГМ = 5650< 11 300 = — 7?р.
Проверяем выполнение этого условия в продольном
направлении. Расчет ведем для полосы шириной
-- = 1,28 м.
Расстояние от монтажных отверстий до краев панели
<21 = 60 см; расстояния между первой и второй, а также
третьей и четвертой осями монтажных отверстий d\ =
= 160 см\ расстояние между второй и третьей осями d2=
= 140 см.
л.	69-1,28 0,62 1СО
М =-----------—-----------------= — 15,9 кгс-м-
2	2
р = А = 514= 1285
4	4	’	’
М2=р(— — аЛ = 128,5(0,725 — 0,60) = 16,1 кгс-м-,
\ 8	/
Af3 =	(Q1 + dl)2 = 128,5-1,6 —
— 69-1,28	= — 8,1 кгс-М',
2
Л44 = Р(dt + d2) ^qtAb^ = 128,5(1,6 4- 1,4) —
О
— 69-1,28 ^ = 14,1 кгс-М'„
8
м = Л-11М»	= (128-11)42
3,5 р 3,5
= 2350 кгс-смуМ^ 15,9 кг-ж=1590 кгс-см.
При определении момента сопротивления учитыва-
лась длина отверстия 11 см.
194
Таким образом, условие трещиностойкости выполня-
ется и в продольном направлении.
Армирование панели основания пола. В соответствии
с рекомендациями п. 2 настоящей главы принимаем, что
в нижней зоне панели используется сварная арматурная
сетка из проволоки диа-
метром 3 мм с ячейками
150X150 мм. В продоль-
ном направлении на рас-
четную полосу шириной
128 см приходится девять
стержней: Га = 0,64 см2.
Определяем изгибаю-
щий момент, воспринима-
емый сечением при таком
армировании:
M=F&R&z,
где /?а=3150 кгс! см2; z оп-
ределяется по формуле
(25) (z=4—1,5=2,5 см).
М = 0,64-3150-2,5 =
= 5040 кгс-см"5>М2 =
= 1610 кгс-см.
В поперечном направ-
лении 39 таких стержней:
Рис. 77. Изделия монтажной арма-
туры панели основания пола
кгс-м^>М2=
Га=2,77 см2; М=2,77-3150-2,5=22000
=5650 кгс-м.
Следовательно, часть стержней можно разрезать и
отогнуть для фиксирования сетки в заданном положении
(желательно, вертикальные).
По линиям монтажных отверстий располагаем верти-
кальные каркасы с продольными стержнями диаметром
4 мм и длинными поперечными стержнями (также из
проволоки диаметром 4 мм) в уровнях низа и верха мон-
тажных отверстий (рис. 77). Остальные фиксирующие
поперечные стержни — из проволоки диаметром 3 мм.
Таким образом, в поперечном направлении имеется
восемь стержней диаметром 4 мм; Fa=l,01 см2. В про-
дольном направлении растягивающие усилия отрица-
тельных изгибающих моментов воспринимаются удли-
ненными поперечными стержнями: Га=2-0,126=0,25 см2.
В поперечном направлении: М = 1,01 -3150-2,5 =
=7950 кгс-сму>М1=5620 кгс-см.
195
В продольном направлении: М = 0,25-3150-2,5 =
= 1980 ksC’Cm>Mi = 1590 кгс-см.
Нормативная масса панели с учетом производствен-
ной влажности: Q = 3,1-5,8-0,04-1150 = 826 кгс.
Для извлечения панели из кассеты и для внутриза-
водских транспортных операций предназначены две мон-
тажные петли из проволоки диаметром 8 мм. При жест-
кой траверсе такие петли могут применяться для изде-
лий массой до 900 кгс.
Для предотвращения вырывания петли из плоскости
панели к ней точечной контактной сваркой приварива-
ются два стержня диаметром 6 мм и длиной 300 мм
(рис. 77).
Монтажные петли располагаем на расстоянии 1200 мм
от краев панели. Перед монтажом эти петли следует сре-
зать.
Рекомендации настоящей главы даны на основании
экспериментальных исследований и результатов опыт-
ного строительства, которые показали, что из легких бе
тонов можно создавать надежные и экономически эф
фективные конструкции высокой заводской готовности
Глава iV
ТЕХНОЛОГИЯ ПРОИЗВОДСТВА ЛЕГКОБЕТОННЫХ
ПАНЕЛЕЙ МЕЖДУЭТАЖНЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ
Разработка технологии изготовления и применения
легкого бетона разделяется на следующие этапы:
определение свойств и однородности пористого щеб-
ня, гравия и песка, гидравлической активности пористо-
го песка; качества вяжущих, добавок и других материа-
лов, применяемых для изготовления легкого бетона;
установление оптимальных гранулометрических со-
ставов заполнителя;
подбор составов бетона при заданной виброуклады-
ваемости смеси;
назначение оптимальных производственных составов
бетона;
установление заводских технологических режимов
и правил приемки и хранения составляющих, дозирова-
ния, перемешивания и транспортирования бетонной сме-
си, формования панелей, ускорения твердения, отдел-
ки, доводки, транспортирования и складского хранения
панелей;
определение методов контроля качества на отдель-
ных этапах изготовления бетона и панелей из него,
а также технических условий на приемку готовых па-
нелей.
Пористые заполнители должны удовлетворять требо-
ваниям соответствующих ГОСТов. Весь применяемый за-
полнитель должен быть рассортирован по фракциям
О—5, 5—10 и 10—20 мм. Допускается также разделение
заполнителя по фракциям 0—-3, 3—7, 7—15 и 15—30 мм.
1.	НАЗНАЧЕНИЕ ЗЕРНОВОГО СОСТАВА
ЛЕГКОБЕТОННОЙ СМЕСИ
Зерновой состав заполнителя рекомендуется опреде-
лять по формуле
197
. /1	\I X \«
у=^а + (1 — а) — ;
\ а /
(40)
где у— количество заполнителя, прошедшее через сито
с размером отверстия х (мм), доли единицы по
объему;
d—предельная крупность гранул заполнителя
В ММ’,
,	М /
т — значение структурного фактора	(см.
гл. I);
п— показатель гранулометрии;
Предельная крупность заполнителя назначается не
более Уз наименьшего размера конструкции. Для реб
ристых и пустотелых панелей допускается предельная
крупность заполнителя, равная половине толщины плиты
или стенки пустотелой панели в наиболее тонком месте.
Значение т для конструктивного легкого бетона при-
нимается в зависимости от вида и предельной крупности
заполнителя, а также от расхода цемента. При предель-
ной крупности 10 мм пористого гравия т = 0,4—0,7; по-
ристого щебня т = 0,5—0,7. При предельной крупности
20 мм пористого гравия т = 0,35—0,5; пористого щебня
т = 0,45—0,6. С увеличением расхода цемента значение т
уменьшается.
Для пористого гравия рекомендуется показатель сте-
пени п, равный 0,8; для пористого щебня — 0,5.
2.	РАЗРАБОТКА ПРОИЗВОДСТВЕННЫХ СОСТАВОВ
ЛЕГКОГО БЕТОНА
Для разработки производственного состава легкого
бетона в каждом случае необходимы следующие исход-
ные данные:
номенклатура панелей и рабочие чертежи;
проектная марка легкого бетона;
способ формования, требуемая виброукладываемость
смеси и параметры виброуплотнения;
способ ускорения твердения;
данные о свойствах заполнителя по ГОСТ 9758—69;
расчетные прочность, объемная масса, качество формы
и поверхности, стоимость;
198
данные о гранулометрии и гидравлической активно-
сти пористого песка;
данное о вяжущем по ГОСТ 310—60, 10178—62 и
9179—70;
технические условия на приемку готовых панелей.
Марка легкого бетона устанавливается по прочности
и объемной массе в сухом состоянии.
По прочности на сжатие марка легкого бетона опре-
деляется испытанием образцов (кубов размером 15Х
X15X15 см) после тепловой обработки их при темпера-
туре 85—95° С. Режим обработки: 2+8+2 ч\ последую-
щее хранение в течение 28 суток при температуре 20±
±2° С и относительной влажности воздуха 45—60%.
При отсутствии опытных данных о прочности легкого
бетона после тепловой обработки ее следует принимать
равной 80% марочной.
Виброукладываемость легкобетонной смеси определя-
ется продолжительностью времени вибрации при задан-
ных параметрах виброуплотняющих механизмов и ин-
тенсивности пригрузки. Виброукладываемость и пре-
дельное виброуплотнение определяются только для
нерасслаивающихся легкобетонных смесей. Начало рас-
слоения следует считать предельным состоянием смеси.
Для обеспечения наилучшей виброукладываемости
смеси в заданных условиях необходимо назначать оп-
тимальное количество воды, при котором будет достиг-
нута наибольшая плотность легкого бетона без рас-
слоения.
Физическим признаком наибольшего уплотнения сме-
си является наибольшая объемная масса уплотненного
бетона и наибольшая прочность бетона в заданных усло-
виях уплотнения и твердения. Для каждой заданной сме-
си существует только одно количество воды, обеспечи-
вающее оптимальную виброукладываемость при данных
параметрах уплотнения и, следовательно, наибольшую
прочность бетона.
Смесь испытывают на виброукладываемость не ра-
нее, чем через 15 мин после ее затворения с учетом факти-
ческого времени от момента приготовления смеси до на-
чала ее виброуплотнения на производстве (но не позднее,
чем через 45 мин после затворения).
Виброукладываемость легкобетонной смеси, уклады-
ваемой на виброплощадке через вибронасадку (рис. 78),
определяется так же, как при виброуплотнении с пригруз-
199
кой. Для других способов укладки и уплотнения вибро-
укладываемость определяется опытным путем.
Во всех случаях виброукладываемость должна обеспе-
чивать уплотнение смеси не менее чем 95% предельного.
Виброукладываемость смеси для кассетного формо-
вания: £в<15/10 сек (кг/м2).
Рис 78 Схема вибро-
насадки
1 — бункер самоходного
бетоноукладчика, 2— виб-
ронасадка; 3 —форма
4—виброуплотняемая бе-
тонная смесь; 5 — вибро-
вал с режимом А,, п
6 — вибровал с режимом
А2, п2; 7 — производствен
ная виброплощадка
8 — лыжный отделочный
распределитель; 9 — за
слаживающий трубчатый
вал
Расслоение легкобетонной смеси при вибрации не
допускается; расслоенная смесь подлежит браковке.
Расслоение — это появление осадка у дна формы це-
ментного теста высотой более 2% высоты слоя бетона,
а также образование в отдельных местах гравелистых
скоплений.
При кассетном формовании подвижность легкобетон-
ной смеси можно контролировать осадкой стандартного
конуса.
При вибрации разделительных стенок кассеты с ам
плитудой 0,1—0,25 мм и частотой 2800—3000 в 1 мин по-
движность бетонной смеси по осадке конуса для панелей
перекрытий толщиной 100—120 мм должна быть равна
5—9 см\ для панелей основания пола толщиной 40—
50 мм — 8—12 см.
Марка портландцемента и шлакопортландцемента,
предназначенных для изготовления конструктивного лег-
кого бетона, должна быть не ниже 400. Применять пуц-
цолановые портландцементы для изготовления легкого
бетона не допускается.
Цемент должен быть проверен на содержание щело-
чей. При содержании щелочей более 0,6% необходимо
проверить легкий бетон на деформации расширения, ко-
торые не должны превышать 0,05% через 6 месяцев
и 0,1% через 12 месяцев.
200
Применять для изготовления легкого бетона актив-
ные минеральные добавки не рекомендуется.
Для каждого состава с определенным расходом це-
мента необходимо найти оптимальный расход воды при
заданной виброукладываемости бетонной смеси.
Ускоренный способ определения оптимального
расхода воды
Сухую смесь заполнителя определенного грануломет-
рического состава и цемента, рассчитанную приблизи-
тельно на 12—16 л бетона, тщательно перемешивают.
Рис. 79. Зависимость прочности легкого бетона и объемной массы
уплотненной легкобетонной смеси у0 от расхода воды затворения В
а — ускоренный способ определения оптимального расхода воды затворения,
б — нормальный способ
Отбирают смесь приблизительно на 4 л бетона. В эту
смесь добавляют воду, количество которой должно обес-
печить более жесткую виброукладываемость по сравне-
нию с заданной. После этого смесь тщательно переме-
шивают и выдерживают в течение 15 мин. Затем смесь
загружают не в смазанную, а в смоченную водой форму
размерами 15X15X15 см с насадкой. Форму жестко кре-
пят на лабораторной виброплощадке.
Виброуплотнение с заданной пригрузкой проводят
в течение заданного времени. Полученное значение объ-
емной массы наносят на график (рис. 79, а). Опыт про-
водят еще несколько раз, каждый раз увеличивая расход
воды на 10% до тех пор, когда величина объемной массы
начнет уменьшаться или наступит расслоение смеси. Оп-
тимальный расход воды определяется наибольшей объ-
емной массой или границей расслоения смеси, если мак-
симум объемной массы не был достигнут до расслоения
смеси.
14—347
201
Нормальный способ определения оптимального
расхода воды
Изготовляют три-четыре партии образцов с постепен-
ным увеличением расхода воды (так же, как при уско-
ренном способе). Образцы подвергают тепловой обра-
ботке и испытывают на прочность при сжатии. Оп-
тимальный расход воды определяется наибольшей
прочностью партии образцов (рис. 79, б).
Рис. 80. График зависимо-
сти объемной массы бетона
У и его прочности 7? от рас-
хода цемента Ц для назна-
чения требуемого расхода
цемента
/ —• точка, соответствующая ма
лому расходу цемента Цм;
2 — точка, соответствующая
большому расходу цемента Zfg;
,	ii-	3 —точка, полученная для мар-
и I | ।	I I I I I ^кгс/см* ки бетона 150; Цт— требуемый
иЭО иоо 1350	ЮО 150 200	расход цемента (246 кг/ле3);
Г, У, 3' — значения объемной
массы бетона, соответствующие
точкам 1, 2, 3
Средние величины предела прочности при сжатии
и объемной массы для двух расходов цемента (Цм и Цб)
при оптимальном расходе воды наносят на график
(рис. 80). Линию графика принимают за прямую. График
можно удлинять за пределы двух полученных точек на
расстояние, которое не должно превышать расстояние
между опытными точками. По графику определяют тре-
буемый расход цемента Цц.
3.	ПРИГОТОВЛЕНИЕ И ТРАНСПОРТИРОВАНИЕ
БЕТОННОЙ СМЕСИ
Пористые заполнители (песок, щебень или гравий),
разделенные на фракции, рекомендуется дозировать по
объему, цемент — по весу, воду — по весу или объему.
Точность дозирования составляющих бетона должна на-
ходиться в пределах ±2%.
При формовании тонкостенных элементов для обес-
печения чистоты фракций и удаления из них крупных
гранул рекомендуется дополнительно просеивать запол-
нитель цилиндрическим или инерционным грохотом,
установленным над расходными бункерами.
202
Дозируя заполнители по объему, рекомендуется конт-
ролировать расход составляющих по массе.
Легкобетонную смесь следует приготовлять в смеси-
телях интенсивного принудительного перемешивания,
в которых гранулометрический состав смеси при пере-
мешивании практически не меняется.
К таким смесителям относятся мешалки циклическо-
го действия (СМ-290, С-209, С-289Б, С-356, С-355, С-371
и др.) и смесители непрерывного действия (типа
БПС-6М конструкции Н. Я- Козлова). К спиральной ло-
пасти смесителей СМ-290 и С-209 рекомендуется при-
клепывать резиновый полосовой уплотнитель, благодаря
чемутпредотвращается дробление керамзита.
Материалы загружаются в смеситель в такой после-
довательности: заполнитель, вода (2/з от полного расхо-
да) на замес, цемент, остальная часть воды. Тракты пе-
ремещения составляющих и смеситель легкобетонной
смеси должны быть герметизированы для предотвраще-
ния распыления материалов.
Легкобетонные пластичные смеси (Ву^15 сек) долж-
ны находиться в смесителе не менее 2 мин, виброуплот-
няемые смеси (Ву^60 сек) — не менее 3 мин.
Температура смеси при выходе из смесителя регули-
руется температурой воды затворения.
Транспортировать легкобетонную смесь можно в бе-
тоноукладчиках, переносных бункерах большой емкости,
транспортерами, бетононасосами и пневмотранспортом.
При транспортировании необходимо обеспечивать со-
хранение нерасслаиваемости смеси и предохранение ее
от высыхания. Укладку и уплотнение смеси следует за-
канчивать в течение 15 мин-, в крайнем случае не позд-
нее, чем через 45 мин после приготовления.
4.	ФОРМОВАНИЕ ПАНЕЛЕЙ
При выборе методов и режимов формования, а также
показателя виброукладываемости бетонной смеси сле-
дует учитывать целесообразность предельного уплотне-
ния и необходимость обеспечения однородности бетона
во всем объеме бетона.
Рекомендуются следующие методы формования пане-
лей перекрытий из конструктивного легкого бетона:
в кассетных формах из смесей, виброукладываемость
которых не превышает 15 сек\
14*
203
на производственных виброплощадках с виброна-
садкой из смеси с виброукладываемостью 30 сек и
более;
метод подвижных щитов из смеси виброукладывае-
мостью более 30 сек\
на вибропрокатных станах по специальной инст-
рукции.
В отдельных случаях допускается формование пане-
лей из пластичной смеси виброукладываемостью менее
30 сек на стендах с вибрацией виброрейками, а также на
виброплощадках без пригруза.
Пустотные и ребристые панели перекрытий при гори-
зонтальном формовании рекомендуется уплотнять с при-
грузом 150—300 кг]м2. Виброукладываемость смеси
в этом случае 30—45 сек.
5.	УСКОРЕНИЕ ТВЕРДЕНИЯ ПАНЕЛЕЙ
Ускорение твердения легкого бетона при помощи теп-
ловой обработки достигается следующими способами
предварительный паро- или электроразогрев смеси
горячее формование и термосное хранение;
обработка в воздушной среде (камере), обогреваемой
регистрами или электрическим током (включая инфра-
красное излучение) с регулируемой температурой среды
контактный прогрев на горячих поддонах с горя-
чими крышками или в подогреваемых кассетных отсе
ках;
пропаривание при температуре около 100° С под не
герметичными крышками в камерах Семенова. При теп
ловой обработке панелей с открытой поверхностью их
необходимо выдерживать от момента приготовления сме-
си до начала прогрева в течение не менее 4 ч. Темпера
тура прогрева не должна превышать 90° С.
Изотермический прогрев следует прекращать при до
стижении температуры около 90° С по всему объему
легкого бетона.
Снижать температуру легкого бетона следует очень
осторожно, при обязательном вентилировании камерь
или среды тепловой обработки наружным воздухом.
В таких условиях достигается равномерная интенсив-
ность охлаждения легкого бетона с одновременным сни-
жением его производственной влажности. Скорость
охлаждения каждого вида изделий необходимо устанав-
204
ливать опытным путем и регулировать ее, не допуская
образования трещин при остывании. Разность темпера-
туры изделия и окружающего воздуха по окончании
остывания не должна превышать 40° С.
Увеличивать расход цемента с целью сокращения вре-
мени тепловой обработки или ускорения твердения лег-
кого бетона нецелесообразно.
Способы и режимы ускорения твердения отформован-
ных панелей устанавливаются заводскими техническими
условиями, при составлении которых исходят из налич-
ного оборудования, технологических и конструктивных
особенностей панелей.
Распалубка и перемещение в вертикальном положе-
нии панелей кассетного изготовления допускаются при
достижении не менее 50% проектной прочности бетона.
Перемещать в горизонтальном положении и кантовать
распалубленные изделия следует после достижения бе-
тоном 80% проектной прочности.
6.	КОНТРОЛЬ КАЧЕСТВА ПАНЕЛЕЙ И ИХ ПРИЕМКА
При изготовлении панелей систематическому поопе-
рационному контролю подвергается следующее:
качество материалов и полуфабрикатов, поступающих
на предприятия («входной контроль»);
выполнение установленной технологии приготовле-
ния и укладки бетонной смеси, арматуры, закладных де-
талей и режимов твердения панелей;
работа технологического оборудования;
исправность измерительных приборов;
качество отделки готовых панелей;
складирование и транспортирование готовых изделий.
Все исходные материалы должны подвергаться конт-
рольным испытаниям согласно действующим стан-
дартам.
В процессе пооперационного контроля приготовления
легкобетонной смеси необходимо определять структуру,
виброукладываемость, прочность и объемную массу бе
тона с соблюдением норм однородности, а также расход
основных материалов.
При формовании панелей пооперационному контролю
подвергаются правильность сборки, закрепления и раз-
меров форм, их надлежащая очистка и смазка; правиль-
ное положение арматуры, закладных деталей и вклады-
205
шей; укладка бетона; виброуплотнение; виброукладывае
мость и объемная масса бетона в уплотненном
состоянии.
Контроль режима твердения должен обеспечивать
соблюдение времени выдерживания панелей с момента
окончания формования до начала тепловой обработки,
а также соблюдение установленного режима тепловой
обработки. При этом необходимо вести журнал режима
тепловой обработки.
Для контроля качества легкого бетона изготовляют
шесть контрольных образцов-кубов и испытывают их.
Одна партия кубов, состоящая из трех образцов, испь-
тывается на прочность при сжатии через 4 ч после про-
паривания, другая — в 28-дневном возрасте. Объемная
масса легкого бетона вычисляется для каждого образца.
Стандартной считается объемная масса бетона, высу-
шенного до постоянного веса при температуре 105—
110° С.
Качество панелей контролируется ОТК как перед их
отделкой и доводкой, так и после выполнения всех про-
изводственных операций. Панели принимаются ОТК по-
штучно; при этом их положение должно обеспечивать
осмотр со всех сторон. Приемка проводится на основа-
нии записей в журналах, визуальной оценки всех изде-
лий, а также обмеров и взвешиваний установленного ко-
личества панелей.
Однородность бетона проверяется заводской лабора-
торией ежемесячно.
7.	ФОРМОВАНИЕ КОМПЛЕКСНЫХ ПАНЕЛЕЙ
ПЕРЕКРЫТИЙ С РАЗДЕЛЬНЫМ ПОЛОМ, ИЗГОТОВЛЯЕМЫХ
В ОДНОМ ПРОИЗВОДСТВЕННОМ ЦИКЛЕ
Комплексные панели перекрытий изготовляются на
стандартных термоподдонах конвейерной линии с паке-
тировщиком из легкобетонной смеси двух видов.
Бортовая оснастка поддонов состоит из следующих
частей:
упоры для натяжения продольных и поперечных ар-
матурных стержней;
нижние шарнирно-откидные борта высотой-100—5 мм
с прорезями для арматурных стержней;
верхняя рамная бесшарнирная замкнутая опалубка
высотой 50—5 мм, или шарнирно-откидные борта, не воз-
206
вышающиеся в открытом положении над верхом ниж-
них бортов.
Верхняя бортоснастка должна иметь уступ для зажи-
ма края звукоизоляционного слоя (см. рис. 61).
Электронагрев и установка термонапрягаемой арма-
туры проводятся в соответствии с «Временной инструк-
цией по технологии изготовления предварительно-напря-
женных железобетонных конструкций» (НИИЖБ, М.,
Стройиздат, 1959 г.).
При монтаже преднапрягаемых змеевиков потолочно*
напольного отопления электроразогрев змеевика, уло-
женного на диэлектрические подкладки, и фиксация на
упоры штырей удлинителей змеевика проводится в со-
ответствии со специальными указаниями проекта с со-
блюдением правил техники безопасности.
Легкобетонная смесь несущей части укладывается
через вибронасаДку одним проходом бетоноукладчика,
затем виброуплотняется в течение 30 сек на вибропло-
щадке и окончательно выравнивается вторым проходом
бетоноукладчика с включенными вибронасадкой и лыж-
ным финишером. Затем поддон переводится на пост
укладки звукоизоляционной прослойки.
При укладке в прослойку минераловатных или стек-
ловолокнистых матов (плит) их поверхность с двух сто-
рон должна быть защищена водостойкой бумагой (ГОСТ
8828—61), финской рольной бумагой «Арво» или термо-
стойкой (выдерживающей 100° С) синтетической плен-
кой. Перепуск стыков бумаги или пленки должен быть
сплошным на ширину 10 см.
Нельзя применять поврежденные маты или плиты.
Поврежденные места должны быть заранее ровно отре-
заны и удалены.
Особое внимание следует уделять оформлению сты-
ков матов и плит. Должно быть гарантировано исключе-
ние соединения двух слоев бетона и образования мостов
звукопередачи.
При применении плит модифицированного пенополи-
стирола водостойкая бумага укладывается снизу поло-
сами шириной 10 см под стыками плит, а.сверху сплош-
ным слоем.
На том же посту устанавливается опалубка элемента
пола. По контуру изделия (см. рис. 60) непосредственно
на бумагу укладываются арматурные сетки основания
рола.
207
Слой основания раздельного пола должен уклады
ваться на отдельном посту через отдельный бетоноуклад
чик, снабженный вибронасадкой, лыжным финишером
и затирочным валом.
Слой бетона основания раздельного пола можно рас-
кладывать на упругомягком основании только через виб-
Рис. 81 Конвейерная линия для производства комплексных
панелей перекрытий
1 — пост смазки, 2 — пост нанесения гипсополимерной шпаклевки,
3 — посты армирования; 4 — пост бетонирования несущей части, 5 — по-
сты укладки звукоизоляционного слоя и арматуры элементов основания
пола, 6— пост бетонирования элемента пола, 7—передаточные посты,
8 — пост заглаживания 9 — посты пакетирования и термообработки,
10 — пост снижения форм; 11 — пост шлифовки; 12 — пост распалубки
и съема изделий; 13 — электронагрев продольной и поперечной арма-
туры; 14 — приготовление шпаклевочного состава (смеситель с расход-
ными бункерами); 15 — склад звукоизоляционного материала; 16—эста-
када снижателя
ронасадку, обеспечивающую равномерное распределени
бетонной смеси с одновременным обжатием звукоизоля
ционной прослойки.
Цикл тепловой обработки принимается по режим
2+4+2 ч.
Затем изделия последовательно поступают на посте
шлифовки и распалубки. На посту распалубки следует
устанавливать гидравлические или другие механизмь
раскрытия бортов.
Поверхность пола желательно предохранить от на
мокания: если панель предназначается под покрытие по
ла из линолеума, поверхность прогрунтовывают разжи
женной приклеивающей мастикой; если под мастичное
покрытие пола, поверхность грунтуют и шпаклюют ма
стичным составом.
В соответствии с рекомендациями ЦНИИЭП жили
ща СКВ Ленинградстроя разработало технологическую
конвейерную линию для производства комплексных па
нелей перекрытий с легкобетонным основанием раздель
ного пола (рис. 81). Эта линия рассчитана на годовое
208
производство 250 тыс. м2 междуэтажных перекрытий вы-
сокой заводской готовности (на 140—150 тыс. м2 жилой
площади). Устройство такой линии начато на Каунас-
ском домостроительном комбинате. Опытная линия зна-
чительно меньшей мощности действует в настоящее вре-
мя на заводе железобетонных конструкций треста № 25
Главсредневолжскстроя в Новокуйбышевске.
Значительные резервы роста производительности тру-
да заключаются в повышении заводской готовности кон-
струкций. Особенно большие возможности в этом на-
правлении открываются при совершенствовании конст-
рукций междуэтажных перекрытий и технологии их
производства.
Применение легких бетонов за счет снижения массы
несущих панелей, приходящейся на единицу площади,
позволяет увеличить размеры и существенно повысить
заводскую готовность монтажных элементов перекрытий
без изменения грузоподъемности применяемых башен-
ных кранов.
Используя низкую теплопроводность легких бетонов,
удается объединить в один элемент несущую часть пере-
крытия с плитой балкона или лоджии.
Легкобетонные элементы пола в настоящее время яв-
ляются наиболее рациональной конструкцией основания
под покрытие из безосновного линолеума и пластиковых
плиток. В этом случае отпадает необходимость устрой-
ства прослойки иЗ древесноволокнистых плит для сниже-
ния показателя теплоусвоения, благодаря чему снижает-
ся трудоемкость и повышается срок службы линолеума.
Легкобетонные элементы пола являются также наи-
лучшим основанием для устройства бесшовных налив-
ных полов, имеющих низкую стоимость и трудоемкость
при достаточно высоких эксплуатационных качествах.
Опыт проектирования и применения легкобетонных
перекрытий показывает, что в этих конструкциях за счет
снижения постоянно действующей нагрузки от собствен-
ного веса удается заметно уменьшить расход арматур-
ной стали. Так, на керамзитобетонные панели перекры-
тий (типовой проект серии 1-464) в среднем расходуется
на 17% меньше арматуры, чем на аналогичные панели
из тяжелого бетона. Причем указанное снижение расхо-
да арматуры определено без учета весьма существенной
209
экономий стали, Достигаемой объединением плитк пере
крытия с консольной плитой балкона, за счет исключе
ния металлоемких и Многодельных закладных деталей
с соответствующими анкерами.
При конвейерном способе производства применение
стержневого напряженного армирования в двух направ-
лениях обеспечивает дополнительную экономию стали
на 23%.
Для керамзитобетонных панелей толщиной 10 см раз-
мером 3,6X6,6 м с опиранием по контуру (проекты серии
Ш-99) при обычном ненапряженном армировании для
обеспечения необходимой жесткости требуется марка бе-
тона 200, тогда как в варианте с напряженным армиро-
ванием при указанной выше экономии стали удается сни-
зить марку бетона до 150. При использовании керамзита
с насыпной массой 400 кг/м3 такое снижение марки бе-
тона обеспечивает экономию 9—10 кг цемента на 1 м2
перекрытия и дает возможность применить для монта-
жа комплексной панели с готовым основанием пола ба-
шенный кран грузоподъемностью 5 т.
Применение легкобетонных комплексных панелей пе-
рекрытий высокой заводской готовности позволяет сни-
зить затраты труда на устройство пола на 0,24 чел.-дня
по сравнению с дощатыми полами и полами из линолеу-
ма по монолитной стяжке из тяжелого цементно-песча-
ного раствора с утепляющей прослойкой из твердых
древесноволокнистых плит.
Проведенные в ЦНИИЭП жилища исследования
конструкций легкобетонных перекрытий показывают, что
для их производства не обязательно использовать вы-
сокопрочные легкие бетоны. Поэтому для производства
панелей перекрытий жилых зданий наиболее целесооб-
разно применять пористые заполнители с насыпной мас-
сой 400—600 кг!м?, которые при достаточной прочност!
обеспечивают значительное снижение массы конструк-
ций. Улучшение конструктивных качеств таких заполни-
телей будет способствовать дальнейшему повышению
эффективности легкобетонных конструкций междуэтаж-
ных перекрытий.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.	Агеев Д. Н., Красновский Р. О., Почтовик Г. Я.
О нормировании прочностных и деформативных характеристик кон-
структивных керамзитобетонов. «Бетон и железобетон», 1962, № 1.
2.	Армгоспроект. Индустриальные строительные изделия для
жилищного и гражданского строительства. Рабочие чертежи экспе-
риментальных предварительно-напряженных легкобетонных кругло-
пустотных панелей перекрытий. Ереван, 1968.
3.	А ш р а б о в А. Б. Исследование основных свойств керамзи-
тобетона и керамзитожелезобетона и применение их в индустриаль-
ном строительстве Узбекистана. Изд-во АН УзССР. Ташкент,
1958.
4.	Ашрабов А. Б., Добродеев А. Н. Керамзитобетон в не-
сущих конструкциях. Ташкент, 1959.
5.	Бондарь Я. П. Исследование шлакопемзобетона с целью
комплексного применения его в конструкциях крупнопанельных жи-
лых домов. Автореферат диссертации. М., 1968
6.	Бужевич Г. А., Корнев Н. А. Керамзитожелезобетон
М, Госстройиздат, 1963.
7.	Ваганов А. И. Керамзитобетон. М., Госстройиздат, 1954
8.	Ваганов А. И. Исследование свойств керамзитобетона. М.,
Госстройиздат, 1960.
9.	Власов В. С., Л о л а д з е В. В. Экспериментально-теорети-
ческое исследование работы ненапряженных и преднапряженных
конструкций из легкого железобетона на местных заполнителях
Сб. трудов ТбилНИИСМ № 2, Тбилиси, 1967.
10.	Войцеховский А А. Многопустотные шлакопемзобе-
тонные настилы и панели для сборных перекрытий. М, ЦБТИ
НИИОМТП АСиА СССР, 1957.
11.	Временная инструкция по расчету и проектированию желе-
зобетонных конструкций из тедзамита. Тбилиси, 1968.
12.	Временные технические указания на изготовление керамзи-
тобетонных панелей в кассетных формах. Куйбышев, 1967.
13.	Гершберг О. А. Технология бетонных и железобетонных
изделий. М, Госстройиздат, 1959.
14.	Гольденблат И. И, Николаенко Н. А. Теория пол-
зучести строительных материалов и ее приложение. М, Госстройиз-
дат, 1960
15.	Горнов В. Н. Исследование прочности и жесткости ин-
дустриальных конструкций жилых зданий М., Госстройиздат, 1954.
16.	Гровер Л. Роджерс Характеристика ползучести
и усадки хайдитовых бетонов (пер. с англ) НИИЖБ, 1961.
17.	ДроздЯ И, Бу лай Ю. А. Исследование прочности, же-
сткости и трещиноустойчивости предваритедьнр-напряженных па-
211
нелей из керамзитобетона Сб: «Обмен опытом и технической ин-
формацией». Главстрой БССР, 1957
18.	Евдокимов А А, Пфлаумер О Э Технология
и строительные свойства бетона на искусственных пористых запол-
нителях М, Госстройиздат, 1959
19	Заборов В. И. О звукоизоляции перекрытий от ударного
шума Сб: «Звукоизоляция жилых и общественных зданий» (под
ред В Н Никольского) М, Госстройиздат, 1961.
20.	3 а в р и е в К. С Сборные железобетонные перекрытия За-
кавказья «Строитель», 1957, № 3
21.	Зверев С. А, Ярошенко Д Г. Исследование работы
керамзитобетонных балок покрытия. «Бетон и железобетон», 1961,
№ 9
22.	Ингерслев Ф. И. Акустика в современной строительной
практике М, Госстройиздат, 1957
23.	Инструкция по изготовлению изделий из керамзитобетона
М, Госстройиздат, 1961.
24	Инструкция по проектированию железобетонных конструк-
ций. М, Стройиздат, 1968
25	Карапетян К С Экспериментальное исследование усад-
ки туфобетона «Изв АН АрмССР», т III, 1950, № 1.
26.	Корнев Н А Изделия из армированного легкого бетона
Сб. НИИЖБ. «Исследования обычных и предварительно-напряжен-
ных железобетонных конструкций» М, Стройиздат, 1949
27.	Корнев Н А, Акбаров А. А. Исследование двухслой-
ных легкобетонных панелей для совмещенных чердачных перекры-
тий Сб. НИИЖБ: «Железобетонные конструкции жилых и граж-
данских зданий». М, Госстройиздат, 1961
28	Корнев Н. А., Кудрявцев А. А. О расчетных сопро-
тивлениях арматурной стали в панелях из керамзитобетона «Бетон
и железобетон», 1962, № 3
29.	КорниловичЮ Е, Вержбицкая М Г. Керамзито-
бетон— прогрессивный строительный материал Киев Госстройиз-
дат, 1955.
30.	Корнилович Ю. Е. Исследование прочности растворов
и бетонов Киев, Госстройиздат, 1960
31.	Коровкин А П. Усадка и ползучесть керамзитобетона
«Строительство железных дорог и путевоё хозяйство», 1941, № 5
и 6.
32	КрейтанВ Г Несущая способность бетонных панелей по-
ла «Жилищное строительство», 1966, № 4
33.	Кудрин Б. А. Исследование анкеровки арматуры и ее
сцепление с бетоном раннего возраста в железобетонных балках
«Бетон и железобетон», 1960, № 9
34	Кудрявцев А А. Применение керамзитобетона для пред-
варительно-напряженных конструкций. Бюллетень технической ин-
формации (по строительству) Главленинградстроя Ленгорисполко-
ма, 1959, № 4
35	Кудрявцев А А. О длине зоны анкеровки арматуры в
предварительно-напряженном керамзитобетоне «Бетон и железобе-
тон», 1959, № 2
36.	Кудрявцев А А Влияние мгновенного отпуска напряже-
ния на длину зоны анкеровки арматуры в керамзитобетоне. «Бетон
и железобетон», 1960, № 9
37.	Кудрявцев А А. О применении предварительно-напря-
212
женного железобетона в судостроении «Судостроение», 1960, № 9
38.	Кузнецов Г. Ф, Спивак Н. Я Керамзитобетон в круп-
нопанельном домостроении «Бетон и железобетон», 1961, № 2
39.	Л а т а ш М Я. Методы определения физико-механических
свойств керамзита Труды НИИстройматериалов АН УССР, Киев
1955.	’
40.	Леви Ж. П. Легкие бетоны М, Госстройиздат, 1958
41.	Легкий армированный бетон на строительстве Института
Маркса-Энгельса-Ленина и стадиона «Динамо» в Тифлисе. Тифлис,
1935
42.	Матузов Т. Г. Легкожелезобетонные тонкостенные балки,
изготовленные новым способом. Сб.: «Опытное строительство» Ере-
ван, изд-во АН АрмССР, 1963.
43.	Миронов С. А. Ускорение твердения бетона. Пропарива-
ние бетона в заводских условиях М, Стройиздат, 1964
44.	Миронов С А Развивать производство легких бетонов
«Бетон и железобетон», 1961, № 2.
45.	Миронов С. А, Малинина Л. А. Ускорение твердения
бетона М, Госстройиздат, 1961
46.	Михайлов В. В Предварительно-напряженные керамзи-
тобетонные плиты для покрытий промышленных зданий. «Бетон и
железобетон», 1961, № 2.
47	МурашевВ И. Трещиноустойчивость, жесткость и проч-
ность железобетона М, Госстройиздат, 1950.
48.	МхикянА. М О жесткости многопустотных панелей пе-
рекрытий из легкого железобетона с учетом длительной работы
Сб.: «Исследования по легким бетонам, и изделиям». Ереван, изд-во
«Аястан», 1971.
49*Мхикяп А. М Технология изготовления многопустотных
панелей перекрытий из легкого железобетона, армированных напря-
гаемыми проволочными пакетами. Сб: «Легкие бетоны и изделия
из них» Ереван, изд-во «Аястан», 1971
50	Никольский В. Н, Романов А А Звукоизоляция пе-
рекрытий с полами по гипсоцементобетонным панелям. «На строй-
ках России», 1964, № 8.
51.	Осипов Л. А. Физико-механические свойства керамзито-
бетона, применяемого на Волгоградгидрострое. «Производственный
бюллетень Волгоградгидростроя», 1958, № 2
52.	Осипов Л. А, Авербах А С. Производство и примене-
ние керамзитобетона на Волгоградгидрострое. Оргэнергострой. Куй-
бышев, 1959.
53.	П о п о в Н А Новые виды легких бетонов М , Стройиздат,
1939
54*	Попов Н. А, Элинзон М П., Спивак Н. Я,
Штейн Я. Ш, Евдокимов А А Указания по подбору состава
и приготовлению легкого бетона на пористых заполнителях Сб:
«Легкие бетоны на пористых заполнителях» М, Госстройиздат,
1957
55.	Попов Н. А, Ориентлихер Л .П Трещиностойкость
легких бетонов «Бетон и железобетон», 1962, № 5.
56	Почтовик Г. Я., Любимов Г. Д., Ликверман А. И.
Исследование прочности, жесткости и трещиноустойчивости железо-
бетонных конструкций на керамзитовом гравии. Труды МАДИ,
вып 18, Автотрансиздат, 1956
57	ПрайсВ Г., Гордон В А Результаты испытаний бето-
2И
нов с легкими заполнителями для монолитных конструкций. «Жур-
нал американского института бетона», 1949, № 8.
58.	Производство легких заполнителей и бетонов на их основе
Минск, изд-во Мин-ва высш, и средн, спец, образования, 1963.
59.	Романов А. А. Прокатные панели основания пола. М,
Стройиздат, 1968.
60.	Р и х а р т Ф. Э., Дженсен В. П. Испытание бетона и же-
лезобетона с хайдитовым заполнителем «Бюллетень» 29, № 17,
Иллинойский университет и экспериментальная станция, 1951.
61.	Саркисов Ю С, Власов Л. С., Лоладзе В. В. Ис-
следование потерь напряжения и длины зоны заанкеривания пред-
напряженных элементов на тедзамите. Техн, информация Госстрой
ГССР, серия «Строительство и архитектура», № 21. Тбилиси, 1964
62.	Седакова М. Т. Исследование основных физико-техни-
ческих свойств перлитобетона для стеновых ограждающих конструк-
ций зданий. Автореферат диссертации. М , 1962.
63.	Сехниашвили Э. А, Лоладзе В. В, Власов Л. С,
Гоголадзе И. Г. Изучение действия кратковременной нагрузки
на конструкции из легкого железобетона с заполнителями Ахалка-
лакского месторождения и из обожженного тедзамского туфа
«Строительство и архитектура», Тбилиси, 1963, № 4 и 5
64.	Симонов М. 3., Карапетян К. С. Усадка и ползучесть
легкого бетона в предварительно-напряженных конструкциях. «Бе-
тон и железобетон», 1960, № 10.
65.	Симонов М. 3. Сборный железобетонный настил «сим-
кар». «Бюллетень строительной техники», 1949, № 17.
66.	Симонов М. 3. и А с и р я н А. М, Стендовая технология
изготовления преднапряженных крупнопанельных конструкций ме-
тодом вакуумирования. Сб.: «Исследования по легким бетонам и из-
делиям». Ереван, изд-во «Аястан», 1971.
67.	Симонов М. 3 Бетон и железобетон на пористых запол-
нителях. М, Госстройиздат, 1955.
68.	Симонов М. 3. Новые типы и методы изготовления бе-
тонных и железобетонных изделий. М, Стройиздат, 1950.
69.	С к р а м т а е в Б. Г., Э л и н з о н М. П. Легкие бетоны. М ,
Промстройиздат, 1956.
70.	С к р а м т а е в Б. Г. Исследование прочности бетона и плас-
тичности бетонной смеси. Трансжелдориздат, 1936.
71.	Скрамтаев Б Г., Попов Н. А, Герливанов Н. А,
Мудров Г. Г. Строительные материалы. М, Госстройиздат, 1954
72.	С осу л ин Б. А Опыт применения пустотного настила из
пемзожелезобетона. М., Госстройиздат, 1950.
73.	Спивак Н. Я Крупнопанельные ограждающие конструк-
ции из легких бетонов на пористых заполнителях. М., Стройиздат,
1964
74.	С п и в а к Н Я. Производство крупнопанельных ограждаю-
щих конструкций зданий из керамзитобетона. М, Госстройиздат,
1961
75.	Спивак Н Я, БаджагянВ С. Керамзитобетон для
стеновых панелей. «Бетон и железобетон», 1958, № 7.
76.	Спивак Н. Я. Облегченные крупнопанельные междуэтаж-
ные перекрытия для жилых зданий. М, АСиА СССР, 1959.
77.	Спивак Н. Я- Весь дом из керамзитобетона. М, Стройиз-
дат, 1968.
78.	Спивак Н. Я., УшамирскийМ. К, Липецкий Я. И,
214
ХромоваЗ П. Крупнопанельные жилые дома из керамзитобетО-
на. АСиА СССР, НИИОМТП, М, Госстройиздат, 1962
79	Спивак Н. Я Легкий бетон. М, «Знание», 1969
80.	С т р о н г и н Н С. Совершенствование индустриальных кон-
струкций перекрытий, совмещенных с системами потолочно-лучис-
того отопления-охлаждения. «Строительство и архитектура Узбеки-
стана», 1969, № 8.
81.	Стронгин Н. С Некоторые особенности работы панель-
ных перекрытий, армированных стальными нагревательными труба-
ми. Сб.: «Исследование ограждающих конструкций». М, ЦНИИЭП
жилища, 1969.
82.	Сунгатуллин Я. Г. Некоторые результаты исследования
сборных и сборно-монолитных перекрытий из керамзитобетона, ар-
мированных предварительно-напряженными железобетонными эле-
ментами «Бетон и железобетон», 1958, № 7.
83.	Технические условия на изготовление и применение керамзи-
тобетона для заводского производства крупнопанельных конструк-
ций жилых и гражданских зданий М, ЦНИИЭП жилища, 1968.
84.	Тимофеев А. К. Пособие по прикладной акустике для
строителей. М, Госстройиздат, 1939
85.	Тимофеев А. К. Опытные исследования звукоизолирую-
щей способности стен и перегородок Сб/ «Звукоизоляция в жилых
и общественных зданиях». М, Госстройиздат, 1957.
86.	Трумен Р. Д, Генсон К., Стефенсон. Свойства
легкого бетона, связанные с предварительным напряжением (пер
с англ.), НИИЖБ, 1961.
87.	Указания по проектированию и изготовлению облегченных
крупнопанельных междуэтажных перекрытий жилых и обществен-
ных зданий. М, Госстройиздат, 1961.
88.	Указания по конструированию и производству панельных ог-
раждающих конструкций из керамзитобетона АСиА СССР, М., Гос-
стройиздат, 1960.
89.	Умаширский М, Вагнер В. Экспериментальный круп-
нопанельный дом из керамзитобетонных изделий. «Жилищное строи-
тельство», 1960, № 8.
90.	Фрайфельд С. Е Физико-механические свойства бетона
и железобетона на керамзитовом гравии. Труды ЦНИИПСМ,
вып. IV, М., Госстройиздат, 1941.
91.	Феофанов А. Н. Изготовление и исследование прядеар-
мированных керамзитобетонных элементов Автореферат диссерта-
ции. Одесса, 1970.
92.	X а й д у к о в Г. К. Железобетонные конструкции, изготов-
ляемые в матрицах. М, Госстройиздат, 1953.
93	Цимблер В. Г., Седакова М Т. Панели из легких бе-
тонов (под ред. Н В. Морозова). М, Стройиздат, 1964.
94	Цискрели Г. Д Исследование деформативных свойств на
сжатие обычных и легких бетонов. Труды Тбилисского института
железнодорожного транспорта, вып. 32, Трансжелдориздат, 1950
95.	Цискрели Г. Д. Физико-механические и деформативные
свойства легких бетонов Труды Тбилисского института железнодо-
рожного транспорта, вып. 14, Тбилиси, 1947.
96	Шидлер Д. Д. Легкий бетон для строительного примене-
ния. Журнал Американского института бетона, 1957, № 3
97.	Штейн Я. Ш. Влияние качества пористых заполнителей на
основные свойства бетонов Автореферат диссертации. М, 1956.
215
ОГЛАВЛЕНИЕ
Стр.
Введение ........................ .	...................... 3
Глава I. Свойства легких бетонов на различных пористых
заполнителях ........................................ 5
1.	Объемная масса...................................,	12
2.	Прочность при сжатии................................ 15
3.	Прочность при растяжении ........................... 28
4.	Сопротивление срезу................................. 44
5.	Влияние структуры бетона на его свойства............ 44
6.	Призменная прочность................................ 73
7.	Модуль упругости.................................... 75
8.	Ползучесть ......................................... 78
9	Усадка.............................................. 79
10.	Сцепление арматуры с	бетоном........................ 82
Глава II. Конструкции перекрытий с применением легких
бетонов............................................. 87
1.	Звукоизоляция междуэтажных перекрытий............... 93
2.	Комплексные легкобетонные панели перекрытий ....	106
3.	Пути совершенствования легкобетонных перекрытий , .	126
4.	Жесткость легкобетонных перекрытий................. 133
Глава III. Особенности проектирования и расчета легкобе-
тонных конструкций перекрытий............................141
1.	Рекомендации по проектированию и расчету несущих па-
нелей междуэтажных перекрытий......................... 147
2.	Проектирование легкобетонного основания раздельного
(«плавающего») пола................................... 153
3.	Проектирование звукоизоляционного	слоя............. 157
4.	Пример расчета звукоизолирующей способности легкобе-
тонного междуэтажного перекрытия от	ударного звука .	166
5.	Рекомендации по расчету панелей на монтажные воздей-
ствия ................................................ 172
6.	Примеры расчета и конструирования легкобетонных па-
нелей перекрытий...................................... 185
Глава IV. Технология производства легкобетонных панелей
междуэтажных перекрытий................................. 197
1.	Назначение зернового состава легкобетонной смеси ...	197
2.	Разработка производственных составов легкого бетона .	198
3.	Приготовление и транспортирование бетонной смеси . .	202
4.	Формование панйдеи..................................203
5.	Ускорение твердения панелей.........................204
6	Контроль качества панелей и их приемка ....	.	205
7.	Формование комплексных панелей перекрытий с раздель-
ным полом, изготовляемых в одном производственном
цикле................................................. 206
Список литературы.........................................211
216