НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
Издается с апреля 1955 г.
БЕТОН И ЖЕЛЕЗОБЕТОН
1(580)
Февраль 2013
Учредители:
НИИЖБ, ВНИИжелезобетон
СОДЕРЖАНИЕ
ЗАВОДСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ШАШИН А.Ф., ОЛЕЙНИК М.Ю., СУХАНОВ А.С.
Опыт Новозыбковского завода “Индуктор” по модернизации
арматурно-сварочного оборудования	 2
БЕТОНЫ
ШАТОВ А.Н. Модификаторы для бетона ответственного
назначения	 7
ШВАРЕВА Г.Н., СУХОТИН А.Е., НОВОСЕЛОВ Д.И., МОЗОЛИНА Е.Е.
Отечественные суперпластификаторы поликарбоксилатного
типа для цементных композиций	 9
НЕСВЕТАЕВ Г.В., КАРДУМЯН Г.С. О пористости цементного
камня с учетом его собственных деформаций при твердении	12
ТОТУРБИЕВ Б.Д., ТОТУРБИЕВ А.Б. Дилатометрические
исследования жаростойкого динас-кварцитового бетона на
полисиликатнатриевом композиционном вяжущем	16
АРМАТУРА
БЕДАРЕВ В.В., БЕДАРЕВ Н.В., БЕДАРЕВ А.В.
Базовая длина анкеровки арматуры периодического профиля
с учетом относительной площади смятия и характера
разрушения бетона	18
В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
КРАКОВСКИЙ М.Б. Программа “ОМ СНиП Железобетон”
для расчета железобетонных конструкций по
СП 63.13330.2012 	 23
В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
ВЕРЕТЕННИКОВ В.И., БУЛАВИЦКИЙ М.С. Уточнение критерия
массивности стержневых элементов из тяжелого бетона с учетом
изменеия их масштабного фактора к началу эксплуатации
зданий и сооружений	 27
Москва
Издательство
«Ладья»
Журнал зарегистрирован в Министерстве печати и информации РФ. Рег. Ns 01080
© Издательство «Ладья», журнал «Бетон и железобетон», 2013

ЗАВОДСКОЕ ПРОИЗВОДСТВО
А.Ф. ШАШИН, М.Ю. ОЛЕЙНИК, специалисты института ПИ-2;
А.С. СУХАНОВ, главный технолог Серпуховского 250 завода ЖБИ
ОПЫТ НОВОЗЫБКОВСКОГО ЗАВОДА “ИНДУКТОР" ПО МОДЕРНИЗАЦИИ
АРМАТУРНО-СВАРОЧНОГО ОБОРУДОВАНИЯ
В данной статье продолжено обсуждение проб¬
лем модернизации отрасли промышленного домост¬
роения, затронутых ранее*.
Задачи по модернизации технологии и промыш¬
ленного оборудования действующих заводов по вы¬
пуску ж/б продукции, потребной для промышленного
и жилищного строительства, в условиях рыночного
хозяйствования исключительно актуальны. Естест¬
венно, в условиях конкурентной борьбы выживает на
рынке сильнейший.
Задачи модернизации производства в условиях
рынка могут решаться различными путями, в т.ч. за
счет применения новых западных технологий как на
полный цикл изготовления продукции, например,
технологии для производства газобетонных блоков
автоклавного твердения; так и внедрения отдельных
технологических процессов и технологических ли¬
ний, например, стендовых линий по производству
плит пустотного настила безопалубочным методом,
комплектных бетоносмесительных установок по при¬
готовлению бетонной смеси, автоматизированных
арматурных линий и др.
Этот путь требует вложения крупных инвестиций.
Для большинства заводов, даже входящих в корпо¬
ративные и др. хозяйственные объединения, из-за
отсутствия значительных средств такой путь просто
недоступен. В этом случае следует вспомнить о
большом позитивном наследии, созданном советс¬
кой отечественной научной и инженерной школами,
обслуживавшими в тот период динамично развивав¬
шиеся отрасли стройиндустрии и в т.ч. отрасль сбор¬
ного железобетона для промышленного и жилищно¬
го строительства.
В период смены ранее существовавшей общест¬
венной формации на сегодняшний капитализм, об¬
рушившийся на нашу страну, научная и инженерная
школы и стройиндустрия были отброшены назад на
десятки лет. Теперь напрочь забыты многие прогрес¬
сивные решения, находившиеся в стадии внедре¬
ния, готовые конструкторские и проектные разработ¬
ки, предлагавшиеся к внедрению в производство.
Например, заслуживает серьезного внимания Сбор¬
ник-каталог № 3 Госстроя СССР “Технологические
линии, оборудование и средства автоматизации, ре¬
*	Новоселов B.A., Шашин А.Ф., Олейник М.Ю.
1.	Анализ различных систем домостроения и промышленных
технологий // Бетон и железобетон. - 2011. - № 4. - с. 4-7.
2. Пути модернизации технологии и оборудования заводов ЖБИ //
Бетон и железобетон. - 2011. - № 6. - с. 7-8.
комендуемые к внедрению при техническом перево-
оружении предприятий сборного железобетона",
Москва, 1987 г. В этом документе приведены прежде
всего прогрессивные решения конвейерных, кассет¬
но-конвейерных, роторных (круговых), полуконвейер-
ных, стендовых и поточно-агрегатных линий с комп¬
лектами применяемого оборудования. Представлены
виброуплотняющие устройства (виброплощадки и
вибрационные модули), которые на сегодня значи¬
тельно прогрессивнее предлагаемых зарубежных
устройств с глубинными вибраторами; технологичес¬
кое оборудование и установки для промышленного
изготовления арматурных каркасов и широких и узких
арматурных сеток, преднапряженной арматуры и вы¬
полнения отдельных операций в арматурном цехе;
широко представлены пропарочные камеры прогрес¬
сивной конструкции для тепловой обработки ж/б из¬
делий (пузырьковые, малоинерционные, тоннель¬
ные, электроиндукционные); тепловые установки, ра¬
ботающие на продуктах сгорания природного газа.
Даже на сегодняшний день эти решения, напри¬
мер, по тепловой обработке изделий значительно эф¬
фективнее предлагаемых западных стендовых и
других способов тепловой обработки острым паром
под укрывным материалом с удлиненным циклом в
18-20 часов, создающих запаренность, повышенную
влажность в цехе и повышенный расход теплоносите¬
ля. Конечно, для внедрения многих ранее разработан¬
ных прогрессивных решений потребуются определен¬
ные материальные и финансовые вложения, но они
будут в разы менее значительны, чем затраты на при¬
обретение технологий и оборудования за рубежом.
В рамках данной статьи рассмотрены современ¬
ные отечественные автоматизированные сварочные
комплексы по производству арматурных сеток для
панелей перекрытий размером "на комнату” с проле¬
том до 3,6-3,8 м, а также для других плоскостных ж/б
изделий (дорожные плиты 2x6 м и др.), выпускаемые
заводом "Индуктор” (г. Новозыбков Брянской обл.).
В настоящее время промышленное производ¬
ство многоточечных сварочных машин осуществля¬
ется на трех заводах Российской Федерации: в г. Но-
вочебоксарск (Чувашия, ООО "Унитех"), в г. Тверь
(ООО "Тверьтехмаш"), а также в г. Новозыбков
Брянской области на заводе ОАО "Индуктор”.
Наибольший интерес для потребителей предс¬
тавляет завод "Индуктор", знакомый покупателям
многоточечных сварочных машин еще с советских
времен. Этот завод выпускает широкую гамму суще¬
2
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

ственно обновленных в последние годы автоматизи¬
рованных сварочных линий и отдельных машин с
программным управлением для изготовления арма¬
турных сеток для плит шириной 2-3,8 м и имеющих
наилучшее соотношение цена-качество. Современ¬
ный завод "Индуктор", выстоявший в начальный пе¬
риод становления рынка и сохранивший высококва¬
лифицированный кадровый состав, производит се¬
годня широкосеточные автоматизированные свароч¬
ные линии и машины, конкурентоспособные по срав¬
нению с аналогичной по назначению продукцией за¬
рубежных фирм. По цене они многократно дешевле
импортного оборудования.
Основой автоматизированных сварочных линий
для сварки сеток являются обновленные многоточеч¬
ные сварочные машины для контактной сварки типа
МТМ-160. До модернизации эти машины позволяли
проводить контактную сварку арматурных сеток из
поперечных прутков до 010 мм и продольных до
012 мм с ячейкой от 100x100 мм до 300x300 мм. На
базе обновленной сварочной машины МТМ-160 раз¬
работано новое семейство машин, позволяющих
сваривать сетку от ячейки 50x50 мм из проволоки
03-5 мм до 400x400 мм шириной сетки от 2000 до
3800 мм с боковой подачей мерного поперечного
прутка 03-10 мм, а также из бухты с правкой и отрез¬
кой его в машине.
Для сварки сеток с поперечными стержнями 06-
14 мм из стали гладкого и периодического профиля и
продольной проволоки до 06 BI предназначено ис¬
полнение машины с инновационным автоматическим
фронтальным бункером-питателем, размещенным
над сварочной машиной и не требующим дополни¬
тельной производственной площади. Сварочные ма¬
шины в процессе наладки позволяют менять ступени
напряжения сварочных трансформаторов, устанавли¬
вать необходимое время сварки, производить регули¬
ровку сварочного усилия пневмоцилиндров в зависи¬
мости от диаметра прутка и от режима - "жесткого"
или "мягкого". Сварка может производиться сразу все¬
ми электродами или в три ступени последовательно.
Сварочная машина при работе с шагами про¬
дольной проволоки 100, 150 и 200 мм не требует пе¬
реналадки контактов сварочных трансформаторов и
обеспечивает работу с тремя переменными шагами
поперечных прутков в сетке по задаваемой програм¬
ме. В пневмосистемах машин применена пневмоап-
паратура "SMC" (Япония), установлены электроды с
увеличенным ресурсом работы за счет большой из¬
носостойкости.
Сварочные машины оснащаются шкафами управ¬
ления с программным обеспечением (продукция фир¬
мы "КБ ACT", г. Псков). Система управления свароч¬
ной машиной выполнена на базе контроллера фирмы
"Siemens". Она предназначена для формирования
сигналов управления исполнительными механизма¬
ми, обработки сигналов датчиков и органов управле¬
ния машиной в ручном, наладочном и полуавтомати¬
ческом режимах, формирования технологического
цикла машины и в целом линии в соответствии с за¬
данными параметрами сварки. Программное задание
технологических параметров сварки осуществляется
с панели оператора, расположенной на двери шкафа
управления. Непосредственное управление исполни¬
тельными устройствами производится с пульта управ¬
ления оператора, расположенного на машине.
Линейка модифицированных машин МТМ-160
представлена ниже в двух таблицах.
В состав автоматизированной сварочной линии с
обновленной сварочной машиной МТМ-160 входит,
как правило, следующее оборудование.
1.	Бухтодержатели (вертушки) для продольной
проволоки 03-6 BI. Предусмотрена возможность ис¬
пользования больших заводских бухт проволоки ве¬
сом до 800 кг.
2.	Правильное устройство для правки продоль¬
ной проволоки в двух взаимно перпендикулярных
плоскостях. Этим достигается прямолинейность сва¬
риваемой сетки.
3.	Устройства для боковой подачи поперечных
прутков стержнями или непосредственно из бухт, а
также автоматический универсальный фронтальный
питатель поперечных стержней, не требующий до¬
полнительной производственной площади.
4.	Ножницы с пневмоприводом для резки изго¬
тавливаемой сетки шириной до 3,8 м.
5.	Автоматический пакетировщик для укладки от¬
резанных сеток различной ширины в пакеты.
Указанное оборудование включено в единую
цепь управления процессом изготовления сеток по
задаваемой программе.
Впервые в Российской Федерации на заводе "Ин¬
дуктор" в 2011 г. были созданы в содружестве со спе¬
циалистами московского проектного института ПИ-2
по заказу ЗАО "250 завод ЖБИ" (г. Серпухов Москов¬
ской обл.) две автоматизированные сварочные линии
по производству широких сеток. Линии оснащены ин¬
новационными автоматическими универсальными
фронтальными питателями на диапазон поперечных
стержней 06-14 мм. Техническая новизна линий
подтверждена использованием нескольких авторских
свидетельств СССР на изобретения и патента РФ
№96510 от 2010 г. Инициаторами внедрения иннова¬
ционного оборудования для производства арматур¬
ных сеток являются руководители завода - генераль¬
ный директор Н.Р Конон, гл. инженер Э.В. Прасолов.
Технологические линии оснащены сварочными
машинами МТМ-160 и фронтальными питателями
двух модификаций по производству арматурных сеток
шириной до 3,2 м и до 3,6 м. Линии на заводе были
введены в промышленную эксплуатацию во II кварта¬
ле 2011 г. Производительность каждой линии благо¬
даря наличию фронтального питателя нового поко¬
ления может достигать 100 сеток в смену. При этом
резко улучшились условия работы и облегчился труд
оператора сварочной линии.
Технологические возможности модернизирован¬
ной сварочной линии с универсальным автоматичес-
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
3

Бетон и железобетон. - 2013. - N<1
Таблица 1
Наименование
параметра
МТМ-160
МТМ-
160-2
МТМ-
160-3
мтм-
160-4
мтм-
160-5
МТМ-
160-6
МТМ-
160-7
мтм-
160-8
МТМ-
160-9
мтм-
160-10
МТМ-
160-11
МТМ-
160-12
мтм-
160-13
Номинальная потребляемая мощность (при включении
сварочных трансформаторов в 3 очереди), кВА, не более
475
325
475
325
475
325
475
325
475
325
325
325
325
Номинальный длительный вторичный ток, кА, не менее
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
Наибольшая производительность, ц/мин
15
15
15
15
15
15
15
15
15
15
15
15
15
Диаметры свариваемых прутков
-	продольных, мм
-	поперечных, мм
3-12
3-10
3-12
3-10
3-5
3-5
3-5
3-5
3-5
4-5
3-5
4-5
3-5
3-5
3-5
3-5
3-5
4-5
3-5
4-5
3-5
4-5
3-12
3-10
3-5
4-5
Расстояние между прутками:
-	продольными
-	поперечными
100-300
100-300
100-300
100-300
50
50
50
50
50
50
50
50
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
100-300
100-300
50, 100
50, 100
Подача поперечной проволоки
прутки
прутки
прутки
прутки
бухта
бухта
прутки
прутки
бухта
бухта
бухта
прутки
прутки
Номинальное напряжение трехфазной питающей сети, В
с частотой 50 Гц
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
Давление сжатого воздуха в сети, МПа(кгс/см2)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6.3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
Давление охлаждающей воды в системе охлаждения,
МПа (кгс/см2)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3'
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
Наибольшая ширина свариваемой сетки, мм
3800
2400
3800
2400
3800
2400
3800
2400
3800
2400
2000
2000
2000
Количество сварочных трансформаторов, шт
18
12
19
12
19
12
19
12
19
12
10
10
10
Количество приводов усилия сжатия, шт
18
12
19
12
19
12
19
12
19
12
10
10
10
Наибольшее усилие сжатия электродов, даН
500
500
500
500
500
500
500
500
500
500
500
500
500
Наибольшее усилие перемещения каретки подачи сетки,
даН
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
Расчетный расход свободного воздуха при максимальном
ходе каретки и номинальном усилии сжатия на
электродах, м7ч, не более
450
300
450
300
450
300
450
300
450
300
250
250
250
Расход воды, л/ч, не более
2000
1300
2000
1300
2000
1300
2000
1300
2000
1300
1100
1100
1100

Бетон и железобетон. - 2013. - №1
Таблица 2
Наименование
параметра
мтм-
160-14
мтм-
160-15
МТМ-
160-16
МТМ-
160-17
МТМ-
160-18
МТМ-
160-19
МТМ-
160-20
мтм-
160-21
мтм-
160Ф
мтм-
160-1Ф
MTM-207
мтм-
207М
мтм-
1000К2
Номинальная потребляемая мощность (при включении
сварочных трансфор-маторов в 3 очереди), кВА, не более
325
325
345
345
345
345
345
475
475
325
150
230
150
Номинальный длительный вторичный ток, кА, не менее
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
3,6
5
3,2
3,6
Наибольшая производительность, ц/мин
15
15
15
15
15
15
15
15
20
20
30
30
30
Диаметры свариваемых прутков
-	продольных, мм
-	поперечных, мм
3-5
4-5
3-12
3-10
3-5
4-5
3-5
3-5
3-5
4-5
3-5
4-5
3-12
3-10
3-5
4-5
4-5
6-10
4-5
6-10
5-25
4-12
3-5
4-5
3-5
3-5
Расстояние между прутками:
-	продольными
-	поперечными
100-300
100-300
100-300
100-300
50, 100
50, 100
50, 100
50, 100
100-300
100-300
100-300
100-300
100-300
100-300
100-300
100-300
1001150(200
50-400
100^150200
50-400
100-750
50-400
50, 100
50-400
50, 100
50,100,150
Подача поперечной проволоки
бухта
прутки
бухта
прутки
бухта
бухта
прутки
бухта
бункер
бункер
бункер
бункер
бухта
Номинальное напряжение трехфазной питающей сети, В
с частотой 50 Гц
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
380
Давление сжатого воздуха в сети, МПа(кгс/см2)
0,63
(6.3)
0,63
(6,3)
0,63
(6.3)
0,63
(6.3)
0,63
(6,3)
0,63
(6.3)
0,63
(6.3)
0,63
(6.3)
0,63
(6.3)
0,63
(6.3)
0,63
(6,3)
0,63
(6,3)
0,63
(6.3)
Давление охлаждающей воды в системе охлаждения,
МПа (кгс/см2)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1.5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
0,15-0,3
(1,5-3)
Наибольшая ширина свариваемой сетки, мм
2000
2600
2600
2600
2600
2400
3000
3800
3800
3000
300-800
1000
1000
Количество сварочных трансформаторов, шт
10
13
13
13
13
12
15
18
18
15
4
5
5
Количество приводов усилия сжатия, шт
10
13
13
13
13
12
15
18
18
15
8
10
20
Наибольшее усилие сжатия электродов, даН
500
500
500
500
500
500
500
500
500
500
700
700
200
Наибольшее усилие перемещения каретки подачи сетки,
даН
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
5000
800
800
1200
Расчетный расход свободного воздуха при максимальном
ходе каретки и номинальном усилии сжатия на
электродах, м3/ч, не более
250
300
325
325
325
300
360
450
450
300
0,1 м3/10
ходов
0,1 м3/10
ходов
330
Расход воды, л/ч, не более
1100
1300
1350
1350
1350
1300
1700
2000
2000
1300
1500
1200
1500
(Л

ким фронтальным питателем позволяют изготавли¬
вать различные по ширине и шагам (в т.ч. перемен¬
ным) штатные арматурные сетки (длина поперечных
стержней определяет ширину свариваемой сетки), а
также сетки экономичного армирования (армирова¬
ние панели перекрытия по изгибающему моменту,
см. рисунок).
Поперечные
укороченные стержни
Продольные
стержни
о
- о
0.2L
, 0.2L (
L - ширина сетки
-4
Сетка экономичного армирования с укороченными поперечны¬
ми стержнями для панелей перекрытий размером "на комнату"
Суть экономичного армирования состоит в сле¬
дующем. Суммарное поперечное сечение рабочих
стержней в штатных сетках постоянно по всей длине
пролета панели перекрытия, а воспринимаемый по¬
перечными стержнями изгибающий момент от расп¬
ределенной полезной нагрузки возрастает до макси¬
мального в середине пролета и, изменяясь по пара¬
болическому закону, уменьшается до нуля на опо¬
рах. Величина изгибающего момента в панели в зо¬
не на расстоянии 0,2/ от опор практически вдвое
меньше максимального. В результате на этих участ¬
ках 50% поперечных стержней являются "лишними",
т.е. чистым технологическим перерасходом, состав¬
ляя 10-20% от массы арматурной сетки.
Сварка арматурных сеток экономичного армиро¬
вания обеспечивается специальным досылателем,
установленным на подвижном торцовом ограничите¬
ле питателя. В работающем питателе, выдающим
стержни в зону сварки, досылатель автоматически
смещает через один укороченные поперечные
стержни к боковой стороне сетки, образуя прорежен¬
ные зоны по ее краям. Например, для сеток панелей
перекрытий пролетом 3 и 3,2 м максимальная вели¬
чина смещения укороченных поперечных стержней
составляет 700 мм. Стержни сдвигаются синхронно с
холостым ходом каретки сварочной машины, что сок¬
ращает цикл сварки до времени двойного хода ка¬
ретки сварочной машины.
Помимо экономии арматурной стали (10-20%), в
таких сетках снижается также расход электроэнергии
ориентировочно на 20% за счет исключения из цикла
сварки, как правило, 4-х сварочных трансформато¬
ров; повышается производительность сварочной ма¬
шины благодаря замене питателя с боковой подачей
на фронтальный. При этом увеличивается срок служ¬
бы медных электродов, работающих в зоне сдвига
стержней и составляющих обычно 40% общего числа
электродов; снижаются также на 15% затраты на
правку и резку стержней правильно-отрезными стан¬
ками. Питатель, имеющий приемное устройство для
загрузки пачки поперечных стержней весом до 1000 кг,
обеспечивает бесперебойную работу сварочной ма¬
шины на длительный период.
При производственной необходимости в течение
рабочего дня изготавливать различные сетки (штат¬
ные и экономичные, а также с различными шагами)
питатель легко перестраивается оператором свароч¬
ной машины на различные типоразмеры сеток. Вре¬
мя переналадка не превышает 10 мин.
В следующей статье будет рассмотрено и проа¬
нализировано другое отечественное прогрессивное
арматурное оборудование, описанное в упомянутом
Сборнике-каталоге и получившее промышленное и
опытно-промышленное внедрение или принятое к
внедрению предприятиями сборного железобетона.
Дополнительную информацию можно получить на
сайте ООО "Проектный институт №2" www.pi2.ru.
Контактные данные:
А.Ф. Шашин (495)570-50-58
М.Ю. Олейник (495)744-03-68,
e-mail:jtrta666@yandex. ги
А.С. Суханов (4967)75-36-80
К сведению авторов
Статья, представляемая в редакцию журнала для публикации,
должна соответствовать следующим требованиям.
1.	Объем статьи не должен превышать 10-12 страниц компьютер¬
ного набора в программе Microsoft Word, межстрочный интервал -
полуторный или двойной. Шрифт: Times New Roman, начертание -
обычное (без переносов), размер -14. Оптимальный объем статьи
не более 15000 знаков. Необходимо приложить дискету.
Иллюстрации к статье следует представлять отдельными фай¬
лами в форматах: Photoshop TIFF, JPEG, BMP; Illustrator EPS, Corel
Draw EPS (все тексты в кривых); дополнительно можно помещать
их в Word. Чертежи, сделанные в программах типа AutoCAD, прини¬
маются только экспортированные в TIFF или JPEG. Сложные фор¬
мулы набирать в формульном редакторе Word.
2.	Если к статье прилагаются оригиналы иллюстраций, то на
обороте каждой из них мягким карандашом необходимо указать
их порядковый номер и фамилию автора, в необходимых случаях
пометить "верх".
Чертежи, графики должны быть четкими, без лишних надпи¬
сей, цифр, размером не более А4, выполненными карандашом
или тушью, позиции на чертежах следует нумеровать по часовой
стрелке, начиная с правого нижнего угла. Фотографии - разме¬
ром не менее 9x12 см и не более А4.
3.	К статье должен быть приложен список иллюстраций с под-
рисуночными подписями, в тексте - ссылки на иллюстрации
(в первоначальном виде и после доработки).
4.	К научной статье обязательно прилагаются аннотация и ре¬
цензия на нее ученых или ведущих специалистов в данной облас¬
ти.
5.	Статья должна быть подписана авторами и содержать све¬
дения обо всех авторах: фамилию, имя и отчество (полностью),
место работы (полное и сокращенное название учреждения),
должность, ученую степень, адрес с почтовым индексом (слу¬
жебный и домашний), номера телефонов (служебный и домаш¬
ний).
в
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

БЕТОНЫ
А.Н. ШАТОВ, начальник отдела технического сопровождения продукции
ООО "Полипласт-УралСиб"
МОДИФИКАТОРЫ ДЛЯ БЕТОНА ОТВЕТСТВЕННОГО НАЗНАЧЕНИЯ
Высокопрочный бетон принято считать
одной из основных составляющих конструк¬
ций специального, ответственного назначе¬
ния. Создание такого бетона является слож¬
ной задачей, требующей немалых материаль¬
ных и трудовых вложений в реализацию каждо¬
го из многочисленных инженерных решений.
Способы получения высокопрочных бетонов чрез¬
вычайно многообразны, находясь в зависимости от ко¬
нечной цели отдельно взятого проекта. В рамках
представленной статьи остановимся на способе моди¬
фицирования бетона с помощью химических добавок.
Стоит отметить, что термин "высокопрочный бе¬
тон" не является нормативно утвержденным, поэтому
нуждается в некоторой конкретизации. Учитывая ос¬
новные требования к таким бетонам и взаимосвязи по¬
казателей их качества, можно наиболее полно выра¬
зить смысл указанного термина следующей формули¬
ровкой: как правило, высокопрочным называют бетон
ответственного назначения для сборного и монолитно¬
го строительства, характеризующийся прочностью на
сжатие в проектном возрасте от В40 и выше.
Исходя из определения, высокие требования к
качеству заполнителей и портландцемента для полу¬
чения ответственного бетона становятся очевидны¬
ми. В свою очередь, высокопрочный бетон отличают
от рядового некоторые показатели, основными из ко¬
торых являются:
•	низкое содержание воды затворения, опре¬
деляющее через показатель водоцементного отно¬
шения прочностные свойства. Так, снижение В/Ц бе¬
тона вплоть до значений нормальной густоты цеме¬
нтного теста дает возможность повышения прочнос¬
ти на сжатие на 30% и более;
•	уплотненная структура цементного камня,
связанная с устранением разупрочняющих пустот;
•	увеличенное содержание низкоосновных
гидросиликатов кальция (ГСК) за счет пуццолановых
реакций;
•	для бетона массивных конструкций умерен¬
ное или низкое тепловыделение при гидратации, не
вызывающее деформаций структуры бетона.
Соответствующие процессы регулируются с по¬
мощью модификаторов полифункционального
действия. Практически обязательным эффектом та¬
ких добавок является водоредуцирующая способ¬
ность: чем она выше, тем более высокие характе¬
ристики будет иметь бетон в процессе эксплуатации.
Эффективные добавки водоредуцирующего
действия позволяют сократить расход воды затворе¬
ния для получения равноподвижных бетонных сме¬
сей не менее чем на 20% и классифицируются в со¬
ответствии с ГОСТ 24211 как суперводоредуцирую¬
щие. Химическая основа подобных добавок предс¬
тавлена полимерными соединениями карбоксилат-
ных эфиров (ПКЭ) и нафталинсульфонатов (НСФ).
Не углубляясь в отличительные особенности и со¬
поставление преимуществ и недостатков той или
иной водоредуцирующей основы, рассмотрим наи¬
более эффективные из представленных на рынке
модификаторов для высокопрочных бетонов.
Суперпластификатор широкого спектра действия
на основе НСФ "Полипласт Люкс*'. В данном случае
"широкий спектр действия" означает направленность
добавки на производство как товарных бетонных
смесей с высокими требованиями к сохраняемости
во времени, так и смесей, подвергаемых после фор¬
мования изделий тепловлажностной обработке.
В табл. 1 представлены составы бетона классов
по прочности В50 и В60, полученные с применением
суперпластификатора "Полипласт Люкс", которые сог¬
ласованы с ГОСТ 27006 "Бетоны. Правила подбора
состава". Как видно, суперпластификатор позволил
получить бетонные смеси с крайне низкими значения¬
ми В/Ц. В общем случае снижение водосодержания
при введении добавки в количестве 0,4-0,8% от массы
цемента линейно зависит от дозировки модификато¬
ра, а при 1% водопотребность может быть снижена в
зависимости от расхода цемента на 25-35%. Для ис¬
пользуемого цемента класса 42,5 получено соотно¬
шение R^R4 - 1,5. Таким образом, столь значитель¬
ный водоредуцирующий эффект обеспечивает при¬
рост прочности порядка 50% по сравнению с факти¬
ческой активностью применяемого вяжущего.
Таблица 1
Эффективность применения суперпластификатора
широкого спектра действия "Полипласт Люкс" при
производстве бетона В50 и В60
Класс бетона
по прочности
на сжатие
Расход
цемента,
кг/м3
Дозировка,
% от
массы
цемента
Свойства
бетонной
смеси
Свойства
бетона
ОК, см
В/Ц
RTBO> %
*28’ %
B50
520
1,0
22
0,30
82
109
В60
560
1.0
22
0,28
88
106
Примечание: используемый цемент ЦЕМ I 42,5 Н, прочность в
процентах от требуемой по ГОСТ 10186 для соответствующих
классов, режим TBO 2+3+6(80)+2.
Представленные в табл. 1 данные демонстриру¬
ют способность добавки эффективно обеспечивать
7
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

высокую прочность бетона на сжатие при ТВО. С
точки зрения отпускной прочности при обычном ре¬
жиме пропарки наблюдается стандартная зависи¬
мость между /?28 и rtbo-
Итак, эффективность применения современного
суперпластификатора "Полипласт Люкс" выражает¬
ся в снижении водопотребности бетонных смесей,
следствием которого является возрастание прочнос¬
ти при уплотнении структуры. Наибольшего значе¬
ния при естественном твердении прирост прочности
достигает в возрасте 3-7 сут, а к 28 - несколько за¬
медляется, и прочность сохраняется на этом уровне
при дальнейшем твердении (рис. 1).
Возраст, сут
Рис. 1. Кинетика твердения бетона, модифицированного
суперпластификатором широкого спектра действия "Поли¬
пласт Люкс" при расходе 0,6% от массы цемента
Бесспорно, самым эффективным способом моди¬
фикации бетона для получения высоких прочностей
является комплексное применение суперпластифика¬
тора и кремнеземистого компонента. Минеральная
составляющая комплекса чрезвычайно важна в пер¬
вую очередь своими пуццолановыми свойствами.
В течение последних пяти лет произошло актив¬
ное опытно-промышленное внедрение в технологию
производства высокопрочных бетонов органомине¬
ральных модификаторов типа "Полипласт МБ", раз¬
работанных научно-техническим центром компании
"Полипласт". Принцип действия добавок указанной
серии, классифицирующихся по ГОСТ 24211 в каче¬
стве повышающих прочность бетона, состоит в уве¬
личении количества низкоосновных гидросиликатов
кальция. Влияние данного фактора возрастает с по¬
вышением дозировки кремнеземистого компонента и
содержания в нем Si02, что, в свою очередь, приво¬
дит к повышению прочности цементного камня.
Комплексный и усиливающий действие добавки
эффект обеспечивает при этом водоредуцирующая
основа, способствующая сокращению длительности
пластичного состояния цементного теста, соответ¬
ственно, интенсификации гидратации, содержания
CSH (I) и прочности цементного камня.
"ПолипластИМБ" представляет собой модифи¬
катор на органоминеральной основе, проявляющий
свойства суперпластификатора при дозировках от 1
до 3% от массы цемента. За счет относительно не¬
высокого расхода для данного вида добавок ее мож¬
но условно отнести к эконом-классу. Особенностью
продукта является направленное регулирование
свойств бетона в зависимости от выбранной дози¬
ровки. Так, расход добавки в 1,5-2,0% рекомендует¬
ся для производства товарного бетона с повышен¬
ной сохраняемостью бетонной смеси во времени и
сборного бетона, твердеющего при нормальных и
умеренных температуре и влажности, с высокими
требованиями к ранней прочности.
Реальная технологическая эффективность моди¬
фикатора "Полипласт-1 МБ" позволяет обеспечить
при расходе 2-3% от массы цемента классы тяжело¬
го бетона В50-В70 при марке по удобоукладывае-
мости П5.
Другая модификация органоминерального супе¬
рпластификатора, "Полипласт-ЗМБ", проявляет свою
максимальную эффективность в достижении особо
высоких прочностей на сжатие до 100-120 МПа. Спе¬
цифика состава добавки позволяет получать нерас-
слаивающиеся литые смеси с низким водоотделени-
ем в теле бетона, обычно проявляющимся в виде вод¬
ных прослоек под частицами заполнителя. Обеспечи¬
ваемая добавкой однородность приводит к снижению
пористости и увеличению адгезии. Отмечается, что
прочность контактной зоны в бетоне возрастает в за¬
висимости от количества введенной добавки.
Обладая схожим описанному выше механизмом
действия, "Полипласт-ЗМБ" имеет рабочие дозировки
от 5 до 20% от массы цемента. Выбор оптимального
расхода позволяет значительно улучшить реологи¬
ческие характеристики бетонных смесей, а при твер¬
дении - ускорить набор прочности без повышения
тепловыделения. Ввиду особой организации структу¬
ры бетона и цементного камня с органоминеральны¬
ми добавками и оптимизации упаковки зерен вяжуще¬
го и наполнителей снижается проницаемость бетона.
Особенностью добавок органоминерального типа
является возможность получения высоких эксплуа¬
тационных характеристик при умеренном расходе
вяжущего. Сопоставительная технологическая эф¬
фективность модификаторов серии "Полипласт МБ”
приведена в табл. 2.
Таблица 2
Эффективность применения органоминеральных добавок
серии мПолипласт МБ" при производстве высокопрочного
бетона
Класс
бетона
по проч¬
ности
на
сжатие
Расход
цемен¬
та,
кг/м3
Модификатор
Свойства
бетонной смеси
Свойства
бетона
Наимено¬
вание
Дози¬
ровка,
% от
массы
це¬
мента
ок,
см
В/Ц
Л
кг/мэ
RTB(>
%
*28’
%
В50
450
Поли¬
пласт-1 МБ
2,0
23
0,39
2485
67
101
В50
370
Поли¬
пласт-ЗМБ
10,0
24
0,36
2420
57
114
Примечание: используемый цемент ЦЕМ I 42,5 Н, прочность в
процентах от требуемой по ГОСТ 10186 для соответствующего
класса, режим ТВО 2+3+6(80)+2.
8
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

Таблица 3
Специализированные модификаторы для высокопрочных бетонов компании "Полипласт"
Наименование
модификатора
Основные принципы действия
Дозировка, % от
массы цемента
Технологическая эффективность
Суперпластификатор
"Полипласт Люкс"
• Суперводоредуцирование
0,4-1,2
•	получение высоких классов по прочности на
сжатие В50-В70 из литых бетонных смесей;
•	снижение проницаемости;
•	интенсификация твердения при нормальных и
повышенных температуре и влажности
Суперпластификатор на
органоминеральной основе
"Полипласт-1 МБ"
•	Суперводоредуцирование
•	Химическая реакция
образования стабильных ГСК,
обладающих дополнительной
прочностью
•	Уплотнение смеси
1,0-3,0
•	получение высоких классов по прочности на
сжатие В50-В70 из литых бетонных смесей;
•	снижение проницаемости;
•	повышение морозостойкости
•	интенсификация твердения при нормальном
твердении
•	умеренный расход вяжущего
Суперпластификатор на
органоминеральной основе
"Полипласт-ЗМБ"
•	Суперводоредуцирование
•	Химическая реакция
образования стабильных ГСК,
обладающих дополнительной
прочностью
•	Уплотнение смеси
•	Снижение водоотделения
5,0-20,0
•	получение высоких классов по прочности на
сжатие В70-В100 из литых бетонных смесей;
•	снижение проницаемости;
•	повышение морозостойкости
•	интенсификация твердения при нормальном
твердении
•	умеренный расход вяжущего
•	пониженная экзотермия бетона
Рис. 2. Строительство мостового перехода на остров Русский
через пролив Босфор Восточный г. Владивосток (Мост на
остров Русский будет одним из крупнейших вантовых мостов
в мире, центральный пролет которого длиной 1104 м станет
рекордным в мировой практике мостостроения. У этого мос¬
та будут и самый высокий пилон, и самые длинные ванты)
Аналогичный класс по прочности В50 бетонов,
изготовленных из литых смесей, достигнут в обоих
случаях. Обращают на себя внимание расходы це¬
мента, обеспечивающие требуемый класс, которые
сопоставимы с нормами для производства бетонов
рядовых классов. При этом около 20% портландце¬
мента компенсируется использованием модификато¬
ра "Полипласт-ЗМБ" по сравнению с "Полипласт-
1МБ", открывая широкие возможности при производ¬
стве массивных конструкций из бетона с понижен¬
ным тепловыделением и получении прочностей
сверх возможностей вяжущих веществ.
Для изготовления бетонов, имеющих высокие
прочности, существует несколько известных меха¬
низмов модификации химическими добавками. Име¬
ющаяся научная база и производственные возмож¬
ности компании "Полипласт" позволяют сегодня
представить строительному рынку современные мо¬
дификаторы, которые способны проявить требуе¬
мые эффекты с учетом основных процессов, проис¬
ходящих при твердении бетонов. Использование су¬
ществующих разработок наиболее оправдано в тех
случаях, когда есть необходимость изготовления
особо ответственных конструкций и сооружений
(см. рис. 2), находящихся за пределами возможнос¬
тей рядовых технологий производства бетона.
Библиографический список
1.	Батраков В.Г. Модифицированные бетоны. Теория и практи¬
ка.-2-е изд., перераб. и доп. - М.,1998. -768 с.
2.	Рамачандран B.C. Добавки в бетон: Справ. Пособие. - М.,
1988. - 575 с.
Г.Н. ШВАРЕВА, А.Е. СУХОТИН (ЗАО "ФИНЭКО"); Д.И. НОВОСЕЛОВ, Е.Е. МОЗОЛИНА
(НТФ "МОСТООТРЯД-1", филиал ОАО "МОСТОТРЕСТ")
ОТЕЧЕСТВЕННЫЕ СУПЕРПЛАСТИФИКАТОРЫ ПОЛИКАРБОКСИЛАТНОГО ТИПА
ДЛЯ ЦЕМЕНТНЫХ КОМПОЗИЦИЙ
При производстве бетона или других цементсо¬
держащих материалов одной из важных задач явля¬
ется повышение всех видов прочности за счет мак¬
симального вовлечения в гидратационные процессы
минералов портландцементов при наличии повы¬
шенной подвижности и хорошей удобоукладывае-
мости цементных композиций.
Между тем, исследования, проведенные на мо¬
дельных системах основных клинкерных минералов,
показали, что при прочих равных условиях минера¬
лы силикатов кальция в возрасте 1 и 7 суток нор¬
мального твердения не выбирают от 69 до 89% тер¬
модинамического резерва энергии [1]. Извлечь тер¬
модинамический резерв самотвердеющей системы,
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

следствием чего должно быть повышение ее проч¬
ности на сжатие, можно химическим путем, исполь¬
зуя в качестве добавок вещества различной природы.
Для более полного вовлечения в гидратацион-
ные процессы портландцемента необходимо интен¬
сифицировать процессы химического взаимодей¬
ствия основных минералов цемента с водой, что мо¬
жет быть достигнуто путем усиления химической ак¬
тивности гидратационных процессов.
Эффективными добавками, повышающими
прочностные характеристики строительных материа¬
лов, подвижность цементных композиций и их удобо-
укладываемость, являются суперпластификаторы
на основе лигносульфонатов, натриевых солей по-
лиметиленнафталин- и меламинсульфонатов.
В последние годы в строительной практике при из¬
готовлении бетонов все большее применение находят
высокоэффективные суперпластификаторы поликар-
боксилатного типа. Реальные возможности снижения
водоцементного отношения и разжижения бетонных
смесей обеспечивают им значительные преимущест¬
ва перед вышеупомянутыми пластификаторами.
К реализации первых проектов с использовани¬
ем суперпластификаторов нового поколения присту¬
пили в середине 80-х годов в Японии, в течение пос¬
ледующих двух-трех десятилетий поликарбоксилаты
завоевали рынок Западной Европы. В России отече¬
ственного промышленного производства поликар-
боксилатов нет, хотя исследования и опытные рабо¬
ты в этом направлении ведутся, о чем свидетель¬
ствуют публикации в периодических изданиях [2].
Мы сочли целесообразным принять участие в
создании отечественных суперпластификаторов по-
ликарбоксилатного типа и представляем результаты
своей работы.
В основу молекулярного дизайна при создании во¬
дорастворимых суперпластификаторов поликарбок-
силатного типа положена химическая структура, кото¬
рая предусматривает в составе макромолекулы кис¬
лотные карбоксильные группы, а также длинные боко¬
вые олигоалкиленоксидные звенья. Это обеспечивает
практически неограниченные возможности управле¬
ния химическим и физическим поведением полиме¬
ров и их взаимодействие с частицами цемента посре¬
дством изменения длины основной и боковой цепей,
величины электрического заряда, плотности боковых
цепей и числом свободных функциональных групп.
Вопреки возрастающему числу исследований ме¬
ханизма действия поликарбоксилатных суперпласти¬
фикаторов многие вопросы их эффективности оста¬
ются нерешенными из-за противоположных взглядов
исследователей. Однако по основным параметрам -
дисперсионной способности и сохраняемости ее
действия во времени мнения совпадают.
Механизм действия суперпластификаторов ново¬
го поколения складывается из электростатического
отталкивания одноименно заряженных частиц цемен¬
та за счет адсорбции на них молекул полимера благо¬
даря наличию карбоксильных групп и пространствен¬
ного (стерического) эффекта, за который отвечают бо¬
ковые длинные цепи. В водной фазе атомы кислоро¬
да боковых групп и молекулы воды образуют прочные
водородные связи, создающие сильный защитный
барьер, способствующий дисперсионной стабильнос¬
ти частиц. Дисперсионная способность и ее сохраня¬
емость после смешения суперпластификатора с ком¬
позицией может регулироваться различным балансом
длины основной цепи полимера, а также длиной и
плотностью боковых цепей. Стерическое отталкива¬
ние начинает действовать при достижении оптималь¬
ной плотности адсорбирующихся на поверхности час¬
тиц полимерных молекул, когда они" не мешают" друг
другу, и степень покрытия поверхности частиц соотве¬
тствует наиболее благоприятной конфигурации поли¬
мерной молекулы суперпластификатора, при которой
эффективность его действия максимальна [3].
Главным механизмом связывания суперпласти¬
фикаторов с поверхностью частиц является комп-
лексообразование вследствие взаимодействия отри¬
цательно заряженного полимера с катионами пове¬
рхности частиц (Са2*, Mg2*)-
Исследователи факторов, влияющих на процесс
гидратации цемента, показали, что практически все
суперпластификаторы замедляют гидратацию це¬
мента, причем уменьшение и длины боковых цепей
сополимера и их плотности усиливают эффект за¬
медления [4]. Так, если обычный цемент без суперп¬
ластификатора показывает индукционный период,
связанный с относительно малым выделением тепла
в течение порядка двух часов, то добавление 0,3%
суперпластификатора к сухому цементу увеличивает
индукционный период до трех и более часов. Пред¬
лагают три различных механизма эффекта замедле¬
ния суперпластификаторами гидратации цемента:
•	адсорбированные молекулы суперпластифика¬
торов замедляют диффузию воды и кальций-иона к
поверхности "цемент - раствор";
•	ионы кальция образуют комплекс с молекулами
полимера - суперпластификатора;
•	дисперсионное действие суперпластификатора
изменяет кинетику роста и морфологию гидратной
фазы.
Из перечисленных механизмов замедления гид¬
ратации значимость вклада оспаривается в части
комплексообразования, поскольку некоторыми ис¬
следователями было показано, что стабильность
комплексов в значительной степени зависит от ион¬
ной силы раствора, которая может меняться. Кажу¬
щийся на первый взгляд отрицательный фактор име¬
ет и положительное значение, поскольку замедле¬
ние гидратации выражается не только в удлинении
индукционного периода, но и в понижении скорости
тепловыделения, что особенно важно при возведе¬
нии массивных сооружений, а также при высоких
температурах окружающей среды.
Как уже отмечалось, для реализации эффектив¬
ности суперпластификаторов важно не только иметь
высокий пластифицирующий эффект, но не менее
10
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

Результаты испытаний бетонной смеси и бетона с использованием сулерпластификатора лоликарбоксилатного типа
"ФИНЭП ПК"
Наименование показателей
Марка
"ФИНЭП ПК" - 01
"ФИНЭП ПК" - 02
Расход 100%-го "ФИНЭП ПК", % от массы цемента
0,25
0,25
Осадка конуса через 5 мин
23
21
Осадка конуса через 90 мин
21,5
17
Плотность бетонной смеси, кг/м3
2411
2394
Содержание воздуха в бетонной смеси, %
2,4
4,3
Прочность бетона на 3 сутки, Ry кгс/см2:
вес образцов, г
/?3 отдельных образцов
средняя прочность с учётом коэффициента 0,95
2421
2423
318,8
351,6
318,4
(81% от Rmp)
2454
2474
401,9
412,5
386,8
(98,4% от Rmp)
Прочность бетона на 7 сутки,/??, кгс/см2:
вес образцов, г
R-j отдельных образцов
средняя прочность с учётом коэффициента 0,95
2474
2486
490,0
485,8
463,5
(118% от Rmp)
2415
2436
454,0
461,3
434,8
(116,5% от Rmp)
Прочность бетона на 28 сутки, 8. кгс/см2:
вес образцов, г
#28 отдельных образцов
средняя прочность с учётом коэффициента 0,95
2482
2467
633,5
586.4
579.5
(147,5% от Rmp)
2451
2479
580,8
630.2
575.2
(146,4% от Rmp)
Класс бетона по прочности
В 40
В 40
Марка бетона по морозостойкости ( по третьему методу
ГОСТ 10060.2-95)
F 600 (19 циклов) для всех
бетонов. F 200 для бетонов
дорожных и аэродромных покрытий
F 300 ( 8 циклов) для всех
бетонов
Марка бетона по водонепроницаемости ( по методу "мокрого
пятна" ПОСТ 12730.5-84)
W 20
W 20
Примечание:/;^ - требуемая прочность.
важно сохранить его в течение времени, необходи¬
мого для доставки цементной композиции к месту
использования. Для этого определённое количество
суперпластификатора, введенного в композицию,
должно оставаться в водной фазе, а этого можно до¬
биться регулированием адсорбционного поведения
пластификатора. До тех пор, пока количество остав¬
шегося в водной фазе пластификатора будет доста¬
точно высоким, цементная композиция будет сохра¬
нять подвижность за счет так называемого "медленно
передаваемого" суперпластификатором эффекта,
для реализации которого существует несколько вари¬
антов построения модели полимерной основы [5].
Для придания дополнительных полезных свойств
к полимерной основе суперпластификаторов, в зави¬
симости от особенностей применения цементных
композиций, могут быть добавлены функциональ¬
ные соединения, обеспечивающие регулирование
некоторых показателей, например, воэдухововлече-
ние и другие.
С цепью снижения стоимости суперпластификато¬
ров допустимо механическое смешение их с более
дешевыми пластификаторами в количествах, незна¬
чительно влияющих на уровень качества. Более ре¬
зультативным в этом плане является способ химичес¬
кой прививки на основную полимерную цепь недоро¬
гостоящих соединений, имеющих функциональные
группы или ненасыщенные связи и, желательно, явля¬
ющихся близкими по природе к базовому сополимеру.
Вышеизложенные положения построения полимер¬
ной основы суперпластификаторов были по возмож¬
ности учтены нами при их синтезе. Основой су¬
перпластификаторов поликарбоксилатного типа явля¬
ются сополимеры метакриловой кислоты и ее апкок-
сиполиапкиленовых эфиров, синтезированные мето¬
дом радикальной сополимеризации в водной среде.
Товарная форма суперпластификаторов - вод¬
ные растворы с концентрацией активного вещества
не менее 25 %. По внешнему виду это подвижные
маловязкие жидкости, хорошо растворяющиеся в во¬
де и легко смешивающиеся с цементными компози¬
циями. Проведены испытания опытно-производ-
ственных образцов разработанных суперпластифи¬
каторов двух марок.
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
11

Для приготовления бетонных смесей, содержа¬
щих суперпластификаторы, использовали следую¬
щие строительные материалы:
•	цемент ПЦ500ДО-Н (производитель ОАО "Мор¬
довцемент");
•	щебень фракции 5-20 (производитель ООО
ПКО "Челябинск Стройиндустрия", Новосмолинский
карьер);
•	кварцевый песок с Мкр = 2,1 (производитель
ООО "Акваперуд" Верхнего Ревякского переката,
русло р. Волга).
Соотношение составляющих "цемент:песок:ще-
бень" = 1:1,64:2,51. Соотношение ”вода:цемент" = 0,3.
Определяли следующие показатели:
•	плотность бетонной смеси;
•	осадку конуса через 5 и 90 мин после замеса;
•	количество воздуха в бетонной смеси;
•	прочность при сжатии на 37 и 28 сут твердения;
•	морозостойкость бетона;
•	водонепроницаемость бетона.
Все показатели определяли по действующим
стандартам.
К бетонной смеси вышеуказанного состава и к
бетону были предъявлены следующие требования:
•	марка бетонной смеси по удобоукладываемос-
ти не менее П4 (осадка конуса 16-20 см);
•	сохраняемость бетонной смеси не менее 90 мин;
•	содержание воздуха 4-6 %;
•	класс бетона на осевое сжатие по прочности не
менее ВЗО;
•	марка бетона по морозостойкости не менее
F 300;
•	марка бетона по водонепроницаемости не ме¬
нее W 12.
Результаты испытаний представлены в таблице.
Как видно из приведенных результатов, предлага¬
емые марки отечественного суперпластификатора по-
ликарбоксилатного типа позволяют получать бетон¬
ные смеси, обладающие высокой пластичностью, удо-
боукладываемостью, низким водоцементным отноше¬
нием. Факты замедления гидратации цемента и набо¬
ра начальной прочности бетона видны из приведен¬
ных в таблице данных. Вместе с тем, уже на седьмые
сутки прочность бетона достигает требуемой величи¬
ны, а к 28 сут она почти в полтора раза превышает ее.
Полученные результаты позволяют рекомендо¬
вать "ФИНЭП ПК" к промышленным испытаниям.
Библиографический список
1.	Соловьева В.Я., Степанова И.В. и др. Современные хими¬
ческие добавки для цементосодержащих композиций//Бетон и же¬
лезобетон, ежегодный сборник, выпуск, 2009. - № 2. - с. 95.
2.	Козлов А.В. Исследования ОАО ЦНИИС в области создания и
апробации строительных материалов и изделий//Строительные ма¬
териалы, оборудование, технологии XXI века, 2011. - № 5. - с. 25-27.
3.	Молекулярная структура и дисперсионно-адсорбционный ме¬
ханизм действия гребнеобразных суперпластификаторов, исполь¬
зуемых в Японии. Etsuo Sakai, Kazuo Yamada, Akira Ohta, Journal
of Advanced Concrete Technology, April 2003. - vol.1. - № 1. - Pp. 16-
25.
4.	Влияние молекулярной структуры гребнеобразных суперп¬
ластификаторов на их действие в цементных системах. Frank
Winnefeld, Stefan Becker, Yoachim Pakusch, Tomas GTtz, Scince
Direct, Cement and Concrete Composites 29 (2007). -p. 251-262.
5.	Новый тип гиперпластификаторов для нового века. Bruno D,
Souza & Ken Fletcher, Degussa Construction Chemicals Australia Pty
Ltd.
Г.В. НЕСВЕТАЕВ, д-р техн. наук (Ростовский государственный строительный ун-т);
Г. С. КАРДУМЯН, канд. техн. наук (НИИЖБ им. А.А.Гзоздева)
О ПОРИСТОСТИ ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ С УЧЕТОМ ЕГО
СОБСТВЕННЫХ ДЕФОРМАЦИЙ ПРИ ТВЕРДЕНИИ
Как известно, пористость бетона предопределяет
его основные строительно-технические свойства и
формируется непрерывно под влиянием рецептур¬
ных, технологических и эксплуатационных факторов.
В бетонах на плотных заполнителях пористость
складывается из пористости цементного камня, т.е.
зависит от расхода цемента и воды, контактной зоны
и технологических пор:
Рв = Рщ+ А(В/Ц)(Ц/\0) + РТ,	(1)
Рцк = ЪтРцкУ Ц{\ +{В1Ц)цк ,	(2)
MB/Lf) = (В/Ц)Б - (В/Ц)цк,	(3)
где Рi- пористость цементного камня при некотором значении
(например, равном нормальной густоте цементного теста); Ц - рас¬
ход цемента в бетоне, кг/м5; Рцк - удельная пористость, %, цеме-
12
нтного камня, зависящая от вида цемента, наличия добавок, усло¬
вий твердения и др.; Ру - технологическая пористость, % (воэду-
хововлечение, дефекты уплотнения и др.).
Широко применяемые в последние годы добавки
в бетонную смесь могут влиять как на процесс гидра¬
тации цемента, так и на собственные деформации
цементного камня, в связи с чем задача выявления
закономерностей такого влияния на формирование
пористости цементного камня и, следовательно,
свойств бетона, представляется актуальной.
Полная пористость цементного камня, по Пауэр¬
су Т.К. [1], есть "часть объема, которая занята испаря¬
емой водой", т.е. может быть определена как объем,
не заполненный твердой фазой. Значит, пористость
цементного камня можно представить как разность
между начальным объемом веществ, вступающих в
реакцию К0, и объемом твердой фазы V на любом эта-
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

пе процесса гидратации. При этом пористость геля,
составляющую, по Тейлору Х.Ф.У. [2], 28% его объема,
будем рассматривать как составляющую его структу¬
ры, т.е. условно не будем включать в величину порис¬
тости цементного камня. Полагая, что уменьшение на¬
чального объема цементного теста вследствие конт-
ракционной усадки происходит в к раз, или составляет
примерно 3-5% от начального объема, получим
Щ
PUK=kV0-V = ^ + kB-(
(1+п)ха t (1 -а)Ц) _
кВх
ГЦ
(1+л)ха
РЦ
или
к кВ (1 + п)а 1-а
Рщс=(— + -„)-(	+	)•
Рц Ц Ргц Рц
(4)
(5)
у0=-^ + в = Ц(
Рц
1 В
— + 77)’
Ргц Ц
1,25 аЦ (1 -а)Ц
V = В-d, 25а Ц + -—	+
(7)
Ргц
Ргц
Принимая вследствие контракции некоторое
уменьшение первоначального объема, V = kV0. Пос¬
ле преобразований, с учетом рц = 3,15, рГц = 2,4495,
получим упрощенное выражение для величины пре¬
дельной степени гидратации цемента:
а = ЩВ1Ц) + Ь)/0,057,
где при к = 0,95 Ь = 0,015, а при к = 0,94 b = 0,0186.
(8)
Расчетные по формуле (8) предельные значения
степени гидратации цемента с учетом размещения
новообразований в свободном объеме представле¬
ны в табл. 1.
Таблица 1
Расчетные предельные значения степени гидратации цемента
В/Ц
0,25
0,3
0,35
0,4
0,45
0,5
а к = 0,95
0,48
0,526
0,57
0,614
0,658
0,702
а *=0,94
0,589
0,642
0,695
0,747
0,8
0,853
На рис. 1 представлена зависимость предельной
величины степени гидратации от В/Ц.
где рц - истинная плотность цемента, г/см! (от 3,05 до 3,18);
Рщ - истинная плотность гидратированного цемента (цементно¬
го камня), 2,4495 г/см3 [1]; а - степень гидратации цемента (в про¬
ектном возрасте примерно 0,45-0,7); к = 0,95-0,97 - коэффициент,
учитывающий уменьшение первоначального объема цементного
теста вследствие проявления контракционной усадки; п - количе¬
ство химически связанной воды при полной гидратации цемента
(0,23- 0,25 массы цемента).
Таким образом, общая пористость цементного
камня в основном определяется видом цемента (п,
Рц, рщ), величиной В/Ц и степенью гидратации а к
рассматриваемому моменту времени, которая, в свою
очередь, также зависит от величины В/Ц. Оценку вли¬
яния величины В/Ц на предельную степень гидрата¬
ции можно произвести из условия баланса объемов
до и при некоторой степени гидратации: объем ново¬
образований не должен превышать свободный объ¬
ем, не заполненный твердой фазой, для возможности
размещения новообразований. Из таких условий
оценка производилась, например, Пауэрсом Т.К., Вол-
женским А.В. [1, 3], но без учета контракции. С уче¬
том последней оценку предельной степени гидрата¬
ции цементного камня можно произвести исходя из
следующих положений:
-	первоначальный объем цементного теста сос¬
тавляет
— —0,95
-^0,94
(6)
-	объем цементного камня при степени гидрата¬
ции а составляет
О 0.1	0,2	0,3	0,4	0,5	0,6
В/Ц
Рис. 1. Зависимость предельной величины степени гидрата¬
ции от В/Ц
W, N - для водного выдерживания и НУ - по данным Бабицко¬
го 8.8. [4]
Таким образом, предлагаемая модель, определя¬
ющая предельную степень гидратации из условия
размещения новообразований в свободном объеме,
с достаточной для практических целей точностью
описывается линейной зависимостью:
а = КВ1Ц) + Ъ .	(9)
где а = 1,05 и 0,88; b = 0,325 и 0,262 при к = 0,95 и 0,94 соответ¬
ственно.
С учетом этих данных выполнены расчеты порис¬
тости цементного камня в зависимости от В/Ц и сте¬
пени гидратации по формуле (5). При сравнении рас¬
четных и экспериментальных значений пористости
необходимо учитывать, что экспериментальные дан¬
ные по пористости цементного камня, имеющиеся в
литературе, обладают двумя "недостатками":
-	результаты, особенно в зарубежных источниках,
часто представлены в размерности см’/г, что затруд¬
няет перевод в относительные единицы по объему
(что является более правильным, на наш взгляд,
представлением величины пористости);
-	приведенные значения пористости цементного
камня, как правило, включают воздушные поры, об¬
разующиеся за счет воздухововлечения, что повы¬
шает величину пористости, определенную по форму¬
ле (5), примерно на 2-3%.
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
13

Тем не менее, приведенные на рис. 2 данные мож¬
но рассматривать как подтверждение формулы (5).
07	,
Рис. 2. Зависимость пористости цементного камня от величи¬
ны В/Ц и степени гидратации
max - рц = 3,15; п = 0,23; к = 0,97; а = 0,4
min - рц = 3,05; п = 0,25; к = 0,94; а = 0,7
Н - данные Несветаева Г.В.; В - Вврбецкого Г. П. [5]; К - Колбасо-
ва В. М. [6]; X - Харитонова А. М. [7]; Б - Бабкова В.В. и др. [8]; С -
Чернышова Е.М. и Славчевой Г. С. [9]; Р - Рояка С. М. и Рояка Г. С.
[10]; Ш - Шпыновой Л.Г. [11], Рн, Р0,6; Р0,4 - Раманандрана Р. И
др.; 0,6 и 0,4 - степень гидратации [12]; все - среднестатисти¬
ческая зависимость пористости от В/Ц для всех эксперимен¬
тальных значений
Учитывая вышеизложенное, зависимость порис¬
тости цементного камня от величины В/Ц в возрасте
28 сут с достаточной для практических целей точ¬
ностью может быть описана упрощенной зависи¬
мостью
Р = 0,93(5///) - 0,08 ,	(10)
По данным Грудемо А. [13], минералогический
состав клинкера мало влияет на величину пористости.
По данным Пауэрса Т.К. [1], "химический состав це¬
мента не так важен для гидратации", и удельная пове¬
рхность новообразований практически не зависит от
химико-минералогического состава. В связи с этим ос¬
новными факторами, влияющими на величину порис¬
тости цементного камня, можно считать величину В/Ц
и степень гидратации. Отметим, что при изменении
последней на 0,01 (при В/Ц = 0,3) пористость цемент¬
ного камня изменяется примерно на 1,2%.
При определении пористости цементного камня
на напрягающем цементе (НЦ) или с аналогичными
по свойствам НЦ добавками расширяющего
действия, в процессе твердения которых вместо
контракционной усадки имеет место расширение,
необходимо дополнительно учитывать следующие
обстоятельства:
-	величина свободного расширения НЦ-20
(ТУ 21-26-13-90) составляет 0,3-1,5%, что соответ¬
ствует увеличению объема цементного камня при¬
мерно на 2-10%. Следовательно, значение коэффи¬
циента к в формуле (5) для цементного камня на НЦ
может составлять 1,02-1,1;
-	истинная плотность полностью гидратирован¬
ного цементного камня на НЦ или с добавками рас¬
ширяющего действия в связи с повышенным содер¬
жанием эттрингита будет меньше, чем у камня на
портландцементе;
-	количество химически связанной воды в цеме¬
нтном камне на НЦ или с добавками расширяющего
действия может быть выше (до 0,28);
-	степень гидратации цементного камня на НЦ мо¬
жет быть несколько выше (примем повышение на 5%).
Истинная плотность эттрингита составляет 1,73
[14]. В составе цементного камня на НЦ или с добав¬
ками расширяющего действия содержание эттринги¬
та может доходить до 25% (принимаем 23%), а в це¬
ментном камне на ПЦ - 8%. Тогда, в первом прибли¬
жении, истинная плотность полностью гидратиро¬
ванного цементного камня на НЦ составит 2,332.
Поэтому расчет по рассматриваемой модели дает
результаты, представленные на рис. 3.
•Л1
Рис. 3. Зависимость пористости цементного камня от В/Ц
ПЦ - по формуле (10); НЦ = 1,02 по формуле (5) - при к = 1,02;
НЦ =1,1 - по формуле (5) при к = 1,1; НЦ-К - по эксперимен¬
тальным данным Кардумян Г. С.
Таким образом, по результатам расчетов по
предлагаемой модели можно констатировать, что
общая пористость цементного камня на НЦ может
быть выше на 3-50% по сравнению с общей порис¬
тостью цементного камня на ПЦ.
По экспериментальным данным [15], увеличение
общей пористости цементного камня на НЦ, в срав¬
нении с портландцементным аналогом, составило от
1,24 до 1,55 раз при определении общей пористости
по методике ГОСТ 12730.4. Эти данные практически
совпадают с расчетными значениями по формуле (5).
Увеличение объема цементного камня на НЦ, вызы¬
вающее увеличение его общей пористости, приводит
к снижению прочности при отсутствии ограничения
деформаций и расширении более 1%, что хорошо из¬
вестно [16]. Более подробно взаимосвязь пористости
и прочности будет рассмотрена в дальнейшем.
Согласно [17], общая пористость высокопрочного
цементного камня с комплексным органоминераль¬
ным модификатором бетона расширяющего
действия "Эмбэлит" возросла на 18,6%, (без учета
гелевых пор - на 4,4%) при к = 1,0055, по сравне¬
нию с цементным камнем с модификатором бетона
МБ-50С, не содержащим расширяющую композицию
и состоящим из микрокремнезема, золы-уноса и су¬
перпластификатора С-3 (при одинаковой степени
гидратации и прочности цементного камня), что так¬
же не противоречит формуле (5).
По данным [18], при введении метакаолина по¬
ристость цементного камня повышается на 9-25%,
14
Бетон и железобетон. - 2013. - N>1

что вписывается в полученный при использовании
формулы (5) диапазон.
Влияние суперпластификаторов (СП) на степень
гидратации и пористость цементного камня проявля¬
ется, в том числе, в том, что они могут влиять на сте¬
пень гидратации цемента, что фиксируется, напри¬
мер, по тепловыделению [19]. Введение СП может
изменять пористость цементного камня в проект¬
ном возрасте, по нашим данным, от +5,5 до -4,7%
(табл. 2), а возможно, и в более широком диапазоне,
например, до +20% (!), по данным [6].
Таблица 2
Общая пористость цементного камня в присутствии СП и
минеральных модификаторов
Суперплас¬
тификаторы
Значения Пд/1'lj
Минеральные модификаторы
БС | МК | БС + МК | Э ~Т
Нет
ПЦ "Себряковский", 2009 Пэ = 29,87 В/Ц = 0,3
G30
G51
St
ПЦ "Мальцовский", 2009 Пэ = 26,3 В/Ц = 0,3
1,015
1,0
1,046
G30
G51
St
ПЦ "Вольский", 2009 F7j = 23,4 В/Ц = 0,3
0,947
1.011
1,027
G30
G51
St
ПЦ "Белгородский", 2009 Пэ = 26,83 В/Ц = 0,3
1,019
0,987
0,96
G30
St
ПЦ "Себряковский", 2012 П3 = 26,08 В/Ц = 0,3'
1,058
1,206
G30
G51
М2651
М5581
СП1ВП
0,88	0,89
0,865
1,035
0,8
0,767
0,767
0,907
ПЦ "Пролетарий", 2012	=	26,67,	В/Ц	=	0,3'
нет
G51
М2641
М2651
М5581
СП1ВП
1,075
0,886(1,32)2
0,996(1,14)
0,938(1,49)
0,984(0,99)
1,133(1,16)
0,673
0,877
0,629
0,992
0,979
1	Относительные значения общей пористости цементного
камня ПД/ПЭ ( ПД - пористость цементного камня с СП, ММ или
СП+ММ, ПЭ - пористость бездобавочного эталона).
2	Относительно состава без Э (0,886/0,673 = 1,32).
*	В экспериментальных исследованиях участвовали инжене¬
ры Хомич Л.А. и Та Ван Фан (РГСУ).
В табл. 2 представлены результаты исследований
общей пористости цементного камня при В/В = 0,27
портландцементов (ПЦ) заводов "Пролетарий” и
"Себряковский", совместно с СП (0,2-0,5%): "Glenium"
(G51, G30), "Melflux 2641" (М2641), "Melflux 2651"
(М2651), "Melflux 5581" (M5581) и минеральными мо¬
дификаторами (ММ): 10% от ПЦ - для белой сажи
(БС) и метакаолина (МК), 20% - для БС + МК, 15% -
для минеральной составляющей расширяющего ор¬
ганоминерального модификатора "Эмбэлит" (Э).
Как следует из представленных в табл. 2 данных,
в присутствии СП или ММ пористость цементного
камня может изменяться в пределах, полученных по
формуле (5). В присутствии расширяющей добавки Э,
в том числе в сочетании с СП, тенденция к увеличе¬
нию общей пористости сохраняется (от 0,99 до 1,49) и
соответствует значениям, получаемым по формуле
(5). Таким образом, предложенная модель для опре¬
деления пористости цементного камня с учетом его
собственных деформаций в процессе гидратации не
противоречит экспериментальным данным.
Библиографический список
1.	Пауэрс Т.К. Физические свойства цементного теста и камня/
4-й Межд. Конгресс по химии цемента. - М.: Стройиздат, 1964.
2.	Химия цементов / Под ред. Х.Ф.У. Тейлора. - М.: Стройиздат,
1969.
3.	Волженский А.В. Минеральные вяжущие вещества: Учеб. для
вузов. - 4-е изд., перераб. и доп. - М.: Стройиздат, 1986. - 446 с.
4.	Бабицкий В.В. Прогнозирование прочности бетона/ Пробле¬
мы технологии производства строительных материалов, изделий
и конструкций, строительства зданий и сооружений. - Брест: БПИ,
1998. - С. 6-9.
5.	Вербецкий Г.П. Прочность и долговечность бетона в водной
среде. - М.:Стройиздат, 1976. - 128 с.
6.	Колбасов В.М. Стркутурообразующая роль суперпластифи¬
каторов в цементном камне бетонов и растворов/ Бетоны с эф¬
фективными модифицирующими добавками. - М.: НИИЖБ, 1985. -
С. 126-134.
7.	Харитонов А.М. Структурно-имитационное моделирование в
исследова-ниях свойств цементных композитов: Автореф. дисс.
д-ра техн. наук, С.-Петербург, 2009. - 36 с.
8.	Бабков В.В., Мохов В.Н., Капитонов C.M., Комохов П.Г.
Структурообразование и разрушение цементных бетонов. - Уфа:
ГУП "Уфимский полиграфкомбинат", 2002. - 376 с.
9.	Чернышов Е.М., Славчева Г.С. Гигромеханика строитель¬
ных материалов: механизмы и закономерности проявления
конструкционных свойств как функции влажностного состоя-
ния/Мовые научные направления строительного материалове¬
дения: Акад. Чтения PAACH. - Белгород: БГТУ, 2005. - С. 177-192.
10.	Рояк C.M., Рояк Г.С. Специальные цементы. - М.: Стройиздат,
1993.-407 с.
11.	Шпынова Л.Г. Бетоны для строительных работ в зимних ус¬
ловиях. - Львов: Вища шк., 1985. - 80 с.
12.	Рамачандран В., Фельдман Р., Бодуэн Дж. Наука о бетоне. -
М.: Стройиздат, 1986. - 278 с.
13.	Грудемо А. Микроструктура твердеющего цементного теста/
4-й Межд. Конгресс по химии цемента. - М.: Стройиздат, 1964.
14.	Кузнецова T.B., Кудряшов И.В., Тимашев В.В. Физическая
химия вяжущих материалов. - М.: Высш. шк., 1989. - 384 с.
15.	Айрапетов Г.А., Сасонов Р.П., Харченко И.Я., Панченко А.И.
Определение пористости растворов и бетонов на напрягающих
цементах. // Бетон и железобетон. - 1984. - № 3. - С. 28.
16.	Несветаев Г.В., Чмель Г.В. Комплексный модификатор для
цементов и высокопрочных бетонов с компенсированной усадкой/
Бетон и железобетон в третьем тысячелетии: Материалы 2-й
межд. конф. - Ростов-на-Дону, 2002. - С. 275-281.
17.	Каприелов C.C., Шейнфельд А.В., Кардумян Г.С., Донду-
ков В.Г. Структура и свойства высокопрочных бетонов, содержащих
комплексный органоминеральный модификатор "ЭМБЭЛИТ/ Бетон и
железобетон - пути развития. Материалы II-ой Всероссийской Межд.
конф. по бетону и железобетону. Москва, 2005, том 3, С. 657-671.
18.	Rafat Siddique, Juvas Klaus Influence of metakaolin on the
properties of mortar and concrete: A review Applied Clay Science 43
(2009) 392-400.
19.	Несветаев Г.В., Давидюк A.H. Самоуплотняющиеся бетоны:
прочность и проектирование состава. // Строительные материа¬
лы. - 2009. - № 5. - С. 26-30.
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
15

Б. Д. ТОТУРБИЕВ,д-р техн.наук, проф. (Институт геологии ДагНЦ РАН);
А.Б.ТОТУРБИЕВ, канд. техн. наук (ЗАО "Научно-производственное предприятие")
ДИЛАТОМЕТРИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ЖАРОСТОЙКОГО ДИНАС-КВАРЦИТОВОГО
БЕТОНА НА ЛОЛИСИЛИКАТНАТРИЕВОМ КОМПОЗИЦОННОМ ВЯЖУЩЕМ
В процессе нагревания в жаростойком бетоне в
различных температурных интервалах происходят
физико-химические процессы, связанные с дегидра¬
тацией вяжущего, образованием новых химических
соединений, полиморфными превращениями, ката¬
литической или термической полимеризацией, диф¬
фузионным или жидкостным спеканием [3].
Как известно [1-4], основным требованием к жа¬
ростойким бетонам является постоянство объема,
поскольку усадка представляет для них наибольшую
опасность. Она зависит от многих факторов, в част¬
ности, от расхода и вида вяжущего (матрицы), вида
и гранулометрического состава заполнителя, усло¬
вий твердения, водовяжущего отношения и т.д.
Дополнительной линейной усадкой жаростойких
бетонных изделий, как известно, называют необрати¬
мые изменения их размеров в результате нагревания
при высоких температурах [6]. Наряду с необратимы¬
ми изменениями размеров в результате нагревания
при высоких температурах жаростойких бетонов оп¬
ределенное значение имеет обратимое термическое
расширение, характеризуемое температурным коэф¬
фициентом линейного расширения (ТКЛР).
Значения ТКЛР определяют различными метода¬
ми - рентгеновским, дилатометрическим и другими.
Коэффициент линейного расширения исследуемого
жаростойкого бетона мы определяли дилатометри¬
ческим методом, который позволяет учитывать не
только расширение чистых оксидов - основного ком¬
понента бетонной композиции, но и изменение объе¬
ма при образовании новых фаз в результате хими¬
ческих реакций между композиционным вяжущим и
заполнителем.
ТКЛР композиционных материалов определяют,
чтобы выявить термическую совместимость компо¬
нентов многокомпонентных бетонных смесей, как
фактора, влияющего на образование трещин. Пра¬
вильный учет ТКЛР позволяет повысить надежность
слоистых конструкций и конгломератных материа¬
лов, работающих в условиях переменной температу¬
ры [1]. Исследования проводили на относительных
кварцевых дилатометрах ДСК-900, которые позволя¬
ют изучать образцы как в стационарных, так и в ди¬
намических режимах при температурах до 900°С с
допускаемой погрешностью Да = 3-107К-’.
Измерялось удлинение (сжатие) образца при
температурах до 900°С в динамическом режиме. Из¬
мерения проводились как на предварительно нагре¬
тых до высоких температур образцах, так и на не
нагретых образцах при первом нагреве, а также при
последующих нагревах. При этом испытывали по три
образца жаростойкого бетона одной марки. Образцы
16
имели форму прямоугольного параллелепипеда вы¬
сотой 7-10 мм и основанием 6x6 мм.
По полученным значениям относительного удли¬
нения исследованных образцов жаростойкого бето¬
на вычисляли интегральные значения ТКЛР по фор¬
муле а = (£, - е()/(/, -1\) и дифференциальные значе¬
ния по формуле: da = (j - £,)/(/,.] - /,). Под интег¬
ральными значениями ТКЛР здесь подразумеваются
абсолютные его значения во всем диапазоне от ис¬
ходной температуры до заданной, а под дифферен¬
циальными - приращение значений ТКЛР в двух пос¬
ледующих испытаниях.
Как известно, температурный коэффициент ли¬
нейного расширения заполнителя для жаростойких
бетонов имеет большое значение, ибо одна из при¬
чин снижения прочности бетона при первом нагрева¬
нии - дополнительные напряжения, возникающие
из-за разных значений деформаций цементного кам¬
ня и заполнителей [1]. В связи с этим представляют
интерес поиски возможности уменьшить резкие от¬
личия ТКЛР матрицы и заполнителя, т.е. найти спо¬
соб или материал, играющие роль мостика, способ¬
ствующего плавному изменению деформации запол¬
нителя и матрицы без образования трещин.
С этой целью для сближения температурных ко¬
эффициентов линейного расширения заполнителя и
матрицы в состав исследуемого бетона мы вводили
кварцит (учитывая его большую способность расши¬
рять) в тонкоизмельченном виде. Измельчение осу¬
ществляли путем совместного помола его с безвод¬
ным силикатом натрия состава 80:20 % по массе со¬
ответственно (до удельной поверхности 3000 см2/г) с
последующим перемешиванием и растворением
тонкомолотых частиц безводного силиката натрия в
кремнезоле для получения кварцит-полисиликатнат-
риевого композиционного вяжущего. При этом пред¬
полагалась возможность уменьшения числа мелких
трещин в бетоне, а также повышения реакционной
способности кварцита по отношению к безводному
силикату натрия при низких и высоких температурах.
Кроме того, возможно, что усадочные явления, воз¬
никающие в вяжущем, будут компенсировать расши¬
рение динасового заполнителя.
Дилатометрические исследования динас-кварци-
тового бетона проводились нами при первом, втором
и третьем нагревании, а также при первом нагрева¬
нии образца, предварительно нагретого при 900°С в
течение 2-х ч. Зависимость значений относительного
удлинения от температуры показана на рис. 1.
При первом и повторном нагревах необожженно¬
го образца и первом нагревании обожженного образ¬
ца динас-кварцитового жаростойкого бетона от 20 до
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

500°С относительные удлинения составляют соотве¬
тственно, % : +0,87; +0,59; +0,46 и +0,71. Затем от
500 до 600°С при первом и повторных нагревах нео¬
божженного и первом нагреве обожженного образца
наблюдаются резкие расширения его, составляющие
соответственно, %: +1,78, +0,95; +0,85 и +1,13. При
последующих нагреваниях дальнейшее расширение
до 630°С характерно только для первоначального
нагревания исходного образца и составляет +2,02, и
затем до 900°С происходит резкая его усадка
+0,88%, а при повторных нагреваниях необожженно¬
го образца и первом после обжига нагревании сразу
после 630°С наблюдается плавное сжатие до 900°С
и, соответственно,%, на +0,75; +0,67 и +1,03.
е-10-*
800
600
400
200
000
800
600
400
200
ш
i
г
свойства жаростойких бетонов, такие как прочность,
деформативность и термостойкость, возможно, опре¬
деляются величиной ТКЛР. Если же усадка жаростой¬
ких бетонов больше, чем значение абсолютного рас¬
ширения, т.е. оно не может компенсировать усадку, то
последняя оказывает отрицательное влияние как на
бетон, так и на готовую конструкцию.
Рассмотрим теперь возможность определения
усадки в динас-кварцитовом жаростойком бетоне на
базе дилатометрических данных, т.е. в основном из
графических зависимостей интегральных значений
ТКЛР от температуры. Из рис. 2. видно, что абсолют¬
ные значения ТКЛР при повторном нагреве во всем
температурном интервале испытания меньше значе¬
ний ТКЛР при первом нагревании. Такое явление
возможно только при меньшей усадке и больших аб¬
солютных значениях ТКЛР бетона. Поэтому у динас-
кварцитового жаростойкого бетона на кварцит-поли-
силикатнатриевом композиционном вяжущем преоб¬
ладает расширение.
«ГС
32
Рис. 1. Зависимость относи¬
тельной деформации жарос¬
тойкого динас-кварцитового
бетона от температуры
1 - первый нагрев; 2, 3 - пов¬
торный нагрев (второй и тре¬
тий); 4 - первый нагрев образ¬
ца после обжига
200 400 600 800 1000 л °С
Из анализа графиков зависимостей относитель¬
ного удлинения от температуры (см. рис. 1) видно,
что при повторном нагреве значение относительного
удлинения уменьшается при каждом последующем
нагреве, по сравнению с предыдущим, во всем ис¬
следуемом интервале температур. Особенно резко
оно уменьшается при 600°С, когда происходит макси¬
мальное расширение. Однако для обожженного об¬
разца при первом нагревании значения относитель¬
ного удлинения во всем интервале температур выше
значений, соответствующих второму, третьему нагре¬
ванию, но ниже результатов первого нагревания.
Установлено [1, 7], что при первом нагревании тем¬
пературный коэффициент линейною расширения зна¬
чительно меньше, чем при повторном. Это объясняет¬
ся влиянием усадки на абсолютную величину расши¬
рения и означает, что при нагревании усадка превосхо¬
дит абсолютную величину расширения бетона.
Известно, что усадка минимальна в основном тог¬
да, когда матрица (композиционное вяжущее) после
технологических операций (в основном после формо¬
вания и сушки) стабильна до высоких температур.
Тогда абсолютные значения расширения при задан¬
ных температурах больше усадки при этой темпера¬
туре, т.е. бетон технологически правильно изготов¬
лен, и количество матрицы в нем достаточно для свя¬
зывания частиц в межзерновом пространстве при
плотной укладке частиц. В этом случае основные
28
24
20
16
12
8
4
0
1
/
/
f
/
и
V
/
/
\
/
t :
V
г
\\
1 .
V,
/
/
Ч •
\
■*/
J >.ч.
II
Рис. 2. Зависимость интег¬
ральных значений ТКЛР жа¬
ростойкого динас-кварцито-
вого бетона от температуры
1 - первый нагрев; 2, 3 - пов¬
торный нагрев (второй и
третий); 4 - первый нагрев
образца после обжига
200 400 600 800 1000 /, °С
Из рис. 3. видно, что дифференциальный ТКЛР
при всех четырех случаях нагрева до 100°С фикси¬
рует расширение образцов, и при первом нагрева¬
нии для обожженного образца составляет +13,98-10-6
и +14,74-10_вСм, а для второго и третьего равен соот¬
ветственно +8,56-10-6 и +8,76-1 О^С'.
Небольшое сжатие от 100 до 150°С при первом
нагревании объясняется уплотнением геля полиси¬
ликата натрия при удалении физически связанной
воды. Далее от 150 до 500°С наблюдается плавное
расширение, которое составляет соответственно
при 150°С +10,44-10-вС’, а при 500°С +26,28-10^C’.
Резкое расширение от 500 до 600°С (при 600вС оно
равно + 96,02-Ю^С1) возможно вследствие перехода
кварца из р в a-модификацию, а также размягчения
стеклофазы при температуре 580°С. По данным ра¬
бот [7, 8], изменение объема при модификационных
превращениях р~а составляет ±0,82 %.
С 600 до 800°С происходит сжатие бетона, и при
800®С оно составляет -80,17-10"®С"\что объясняет¬
ся спеканием бетона на полисиликатнатриевом ком¬
позиционном вяжущем. Резкое расширение до
Бетон и железобетон. - 2013. - №1	17

900°С (900°С -23,99-Ю^С"’) подтверждается перехо¬
дом а-кварца и а-тридимита. Изменение объема при
этом составляет + 16,1%.
сМО-ЧТ
Рис. 3. Зависимость диф¬
ференциальных значений
ТКЛР жаростойкого динас-
кварцитового бетона от
температуры
1 - первый нагрев; 2, 3 - пов¬
торный нагрев (второй и
третий); 4 - первый нагрев
образца после обжига
При повторных нагревах необожженного и пер¬
вом нагреве обожженного образцов переход р~а-
модификацию в интервале температур 500-600°С
является обратимым, причем ход кривой при первом
нагревании обожженного образца при 100°С такой
же, что и при первом нагревании необожженного об¬
разца. Это объясняется а~р переходом тридимита,
который не успевает завершиться при повторных
нагреваниях, так как в этом случае образец очень
мало выдерживается при 800-900вС, и тридимит не
успевает полностью образоваться. Это наблюдается
также на рентгенограммах образцов, нагретых до
200°С, в виде уменьшения интенсивностей линий
кристаллического кварца, а на термограмме динас-
кварцитового жаростойкого бетона в виде эндотер¬
мического эффекта при 120°С [8]. Следовательно,
результаты дилатометрических определений соотве¬
тствуют данным физико-химических исследований
динас-кварцитового жаростойкого бетона.
Различные значения дифференциального ТКЛР
необожженных и обожженных образцов в интервале
от 700 до 900°С для первого-третьего нагреваний
объясняются неполнотой превращения а-кварца в
а-тридимит.
Таким образом, дилатометрические исследова¬
ния позволили установить:
-	абсолютные значения ТКЛР больше величины
усадки, а это означает, что количество матрицы в бе¬
тоне достаточно, и она имеет стабильные свойства
до высоких температур;
-	деформативные свойства бетона, которые
обусловлены физико-химическими процессами в ис¬
следуемых интервалах температур, подтверждаются
также рентгенографическими и дифференциально¬
термическими исследованиями бетона.
Библиографический список
1.	Горчаков Г.И., Лифанов И.И., Терехин Л.Н. Коэффициенты
температурного расширения и температурные деформации стро¬
ительных материалов. - М.: Изд. комитета стандартов, мер и изме¬
рительных приборов при Совете Министров СССР, 1968. - 167 с.
2.	Гузеев Е.А. Основы расчета и проектирования железобетон¬
ных конструкций повышенной стойкости в коррозионных средах.
Дис... докт. техн. наук. - М.: Госстрой СССР НИИЖБ, 1981. - 423 с.
3.	Иотаутас К.П., Некрасов К.Д., Тарасова П.А. и др. Стойкие
футеровки вагонеток туннельных печей//Строительные материа¬
лы. - 1973. -№ 11.
4.	Некрасов К.Д., Жуков В.В., Шевченко В.И. Исследования
крупных блоков из жаростойкого бетона при одностороннем наг-
реве//Огнеупоры. - 1967. - № 6. - С. 21-26.
5.	Ребью П. Вибрирование бетона. Практическое руководство.
Пер. с французкого. Под редакцией Файтельсона Л.А. - М.:
Стройиздат, 1970. - 255 с.
6.	Сычев М.М. Твердение вяжущих веществ. - Л.: Стройиздат,
1974. -С.79.
7.	Тарасова А.П. Жаростойкие вяжущие на жидком стекле и бе¬
тоны на их основе. - М.: Стройиздат, 1982. - 130 с.
8.	Тотурбиев Б Л- Строительные материалы на основе сили-
кат-натриевых композиций. - М.: Стройиздат, 1988. - 208 с.
АРМАТУРА
В.В. БЕДАРЕВ, канд. техн. наук, Н.В. БЕДАРЕВ, инж. (ООО "Ригул");
А.В. БЕДАРЕВ, инж. (ООО "Стройинжиниринг")
БАЗОВАЯ ДЛИНА АНКЕРОВКИ АРМАТУРЫ ПЕРИОДИЧЕСКОГО ПРОФИЛЯ С УЧЕТОМ
ОТНОСИТЕЛЬНОЙ ПЛОЩАДИ СМЯТИЯ И ХАРАКТЕРА РАЗРУШЕНИЯ БЕТОНА
В нормах проектирования [1] и в [2] базовая (ос¬
новная) длина анкеровки определяется по формуле:
-
Я
s
d
4 Rbond
d_
4 тг*ы
(1)
где Rs - расчетное сопротивление арматуры для предельных сос¬
тояний первой фуппы; As - площадь поперечного сечения анкеру-
емого стержня; us - периметр; R[,onj - расчетное сопротивление
сцепления арматуры с бетоном; d - диаметр арматуры; R^t - рас¬
четное сопротивление бетона осевому растяжению; Tj\ - коэффи¬
циент, учитывающий влияние вида поверхности арматуры; г/2 - ко¬
эффициент, учитывающий влияние размера диаметра арматуры,
принимаемый равным:1,0 - при диаметре арматуры ds < 32 мм;
0,9 - при диаметре арматуры 36 и 40 мм.
Значение коэффициента 17 |f характеризующего
влияние вида поверхности арматуры, увеличивается
18
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

с 1,5 для гладкой до 2,8 для арматуры класса
А500СП, по [3], учитывая, таким образом, увеличе¬
ние относительной площади смятия fr
При производстве арматуры других видов про¬
филя необходимо будет вводить новые значения ко¬
эффициента г?], учитывающего возможное измене¬
ние относительной площади смятия /г
Формула расчета длины анкера, принятая в ев¬
ропейском стандарте [4]
I =— ^S£! — ^	® sd
b'r4d 4 fbd 4 2,25t]\t]2fctd
где aS(j- расчетное напряжение в стержне в сечении, где измеря¬
ется величина анкерующего усилия; fst(j - расчетное сопротивле¬
ние бетона растяжению; 1}\ - коэффициент отношения качества
условий сцепления и положения стержня в процессе бетонирова¬
ния; т\2 - зависит от диаметра стержней; Г)2 = 1,0 при 0 < 32 мм;
rj2 = (132 - 0)/1ОО при 0 > 32 мм.
Сцепление арматуры с бетоном в основном за¬
висит от трех факторов: от склеивания арматуры с
бетоном благодаря клеящей способности цементно¬
го геля; от сил трения, возникающих на поверхности
арматуры благодаря зажатию стержней в бетоне при
его усадке; от сопротивления бетона усилиям среза,
возникающим из-за наличия неровностей и высту¬
пов на поверхности арматуры.
В предельной стадии на прочность анкеровки в
бетоне основное влияние оказывают геометричес¬
кие размеры поперечных выступов арматуры перио¬
дического профиля, а влияние клеящей способности
цементного геля и зажатия стержней в бетоне при
его усадке компенсируются поперечными деформа¬
циями стержня [5].
Экспериментально [6] установлено, что трещины
в зоне контакта появляются при определенной вели¬
чине взаимных смещений арматуры и бетона и разви¬
ваются от углов рабочих площадок выступов, т.е. от
зоны концентрации напряжений. Направление разви¬
тия трещин зависит от высоты поперечных выступов.
Если выступы невысокие и площадь смятия ма¬
ла, то возникающие трещины развиваются в попе¬
речном направлении (рис. 1, а). При увеличении вы¬
соты выступов возрастает площадь смятия, трещи¬
ны направлены ближе к оси стержня (рис. 1, б) и их
появление отмечается раньше. Плавный профиль
поперечных выступов или их наклонное расположе¬
ние приводит к появлению одновременно множества
мелких трещин локального характера (рис. 1, в, г).
Таким образом, интенсивность поперечного давле¬
ния арматуры на окружающий бетон зависит в ос¬
новном от конструкции периодического профиля.
Опыты [7], проведенные в НИИЖБ на специаль¬
но изготовленных образцах с различной геометрией
профиля, показали, что минимальная распорность
наблюдалась у профилей с наиболее низкими редко
расположенными выступами. Наибольшая распор¬
ность оказалась у профилей с редкими высокими
выступами, активно вовлекающими в работу бетон в
околоарматурной зоне.
Рис. 1. Характер образования и развития трещин под высту¬
пами арматуры
а - при прямоугольном мелком выступе; б - при прямоугольном
крупном выступе; в - при плавном (криволинейном) выступе;
г - при наклонном выступе
Образование трещин локального характера (см.
рис. 1, в, г) предполагает наличие различий в дефор¬
мировании арматуры и .бетона по рабочим площад¬
кам выступов. Деформации арматуры по контакту с
бетоном превышают предельную его растяжимость,
что и приводит к образованию трещин. Такие трещи¬
ны могут образоваться при различии в деформациях
бетона под рабочей площадкой поперечного высту¬
па арматуры и окружающим бетоном. В то же время
наличие трещин способствует свободному попереч¬
ному деформированию бетона в зоне их расположе¬
ния, исключая стесненность [8] в пределах рабочих
площадок поперечных выступов.
Напряженно-деформированное состояние бето¬
на в пределах рабочих площадок поперечных высту¬
пов арматуры при наличии трещин в большей степе¬
ни соответствует напряженно-деформированному
состоянию бетона при испытании призм при опреде¬
лении призменной прочности Rb n, нежели напряжен-
но-деформированному состоянию бетона при смятии
его в стесненных условиях. Поэтому представляется
целесообразным прочность бетона в пределах рабо¬
чих площадок поперечных выступов арматуры в рас¬
четах принимать равной призменной прочности Rh „.
В табл. 8.7, приведенной в [9], при выдергивании
стержней из бетона установлено два характера раз¬
рушения анкеровки арматуры в бетоне: "срез" и "рас¬
кол". На основании результатов испытаний, пред¬
ставленных в таблице, для характера разрушения
"срез" и "раскол" построим зависимости напряжений
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
19

в арматуре при выдергивании от относительной
площади смятия fr. Графически указанные зависи¬
мости показаны на рис. 2, 3.
т4--
Напряжение в арматуре Н/мм1
Рис. 2. Зависимость напряжений в арматуре при выдергива¬
нии от относительной площади смятия при характере разру¬
шения "срез**
1 - серповидный профиль 025 мм ,fr = 0,047; 2 - кольцевой про¬
филь 025 мм, fr = 0,185; 3 - серповидный профиль 020 мм,
fr = 0,0433; 4 - кольцевой профиль 020 мм, fr = 0,112
И
Rt> ■» 24 Н/мм
Напряжение в арматуре Н/мм1
Рис. 3. Зависимость напряжений в арматуре при выдергива¬
нии от относительной площади смятия профиля при харак¬
тере разрушения "раскол”
1 - арматура серповидного профиля 025 мм,/г = 0,0433; 2 - ар¬
матура кольцевого профиля 025 мм,/г = 0,185; 3 - арматура
серповидного профиля 020 мм, fr — 0,047; 4 - арматура кольце¬
вого профиля 020 мм, fr = 0,112
Зависимость изменения напряжений в арматуре
as от изменения относительной площади смятия /г,
представленная на рис. 2, показывает, что при оди¬
наковых условиях при характере разрушения "срез"
напряжения в арматуре 020 мм кольцевого профи¬
ля (fr = 0,112) превышают напряжения os в арматуре
серповидного профиля (fr = 0,047) на 20%. Для
стержней 025 мм при fr = 0,185 nfr = 0,0433 для коль¬
цевого и серповидного профилей соответственно
превышение напряжений в арматуре us составляет
43%. При характере разрушения анкеровки армату¬
ры "срез" величина относительной площади смятия
/г существенно влияет на величину напряжений в ар¬
матуре as при выдергивании из бетона.
Зависимость увеличения напряжений в арматуре
о5 при одинаковых условиях для характера разруше¬
ния "раскол" от увеличения относительной площади
смятия fr носит символический характер. Увеличе¬
ние напряжений в арматуре as при выдергивании
составляет у стержней арматуры 020 мм - 3,5 %
при практически трехкратном увеличении относи¬
тельной площади смятия /г, а у стержней 025 мм -
4,8 % при практически четырехкратном увеличении
относительной площади смятия /г При характере
разрушения анкеровки "раскол" величина относи¬
тельной площади смятия /г не оказывает практичес¬
кого влияния на величину напряжений в арматуре <js
при выдергивании из бетона. Следовательно, и вид
профиля арматуры (кольцевой, серповидный двухс¬
торонний или какой-либо другой) также не имеет
значения при этом характере разрушения.
Повышение напряжений в арматуре при выдер¬
гивании а5 пропорционально увеличению длины ан¬
керовки lan как при характере разрушения "срез", так
и при характере разрушения "раскол". Применим
данный вывод к результатам испытаний образцов из
тяжелого бетона кубиковой прочностью Rb = 24 Н/мм2
(п.З таблица 8.7). Приняв одинаковую длину анкеров¬
ки lan = 200 мм для характеров разрушения "срез" и
"раскол" для стержней 020 мм, следует пропорцио¬
нально увеличить напряжения в арматуре при
вдергивании as для характера разрушения "срез" с
as = 221,8 Н/ мм2 до = 443,6 Н/мм2, т.е. вдвое.
Следовательно, при одинаковой длине анкеровки
lan = 200 мм напряжения в арматуре при выдергива¬
нии при характере разрушения "срез" us = 443,6 Н/мм2
будут превышать напряжения в арматуре при выдер¬
гивании as = 267,5 Н/мм2 при характере разрушения
"раскол" в 1,6583 раза.
Таким образом, характер разрушения "раскол"
является промежуточным характером разрушения
анкеровки арматуры в бетоне и не соответствует
действительному характеру разрушения анкеровки в
предельной стадии. Причиной разрушения образцов
при выдергивании арматуры из бетона по характеру
разрушения "раскол" является недостаточная вели¬
чина защитного слоя бетона из-за малого размера
образцов-кубов, в которых анкеруется арматура. По¬
этому справедливым является утверждение [10], что
малая величина защитного слоя бетона вызывает
преждевременное образование радиальных трещин.
Если конструктивными мерами, например попереч¬
ным армированием зоны анкеровки, исключить ве¬
роятность разрушения анкеровки по характеру "рас¬
кол" из-за образования и развития так называемых
"трещин раскалывания", то можно получить увеличе¬
ние напряжений в арматуре при выдергивании прак¬
тически в 1,5 раза.
Армирование зоны анкеровки поперечной армату¬
рой, направленное на предотвращение характера
разрушения "раскол", предполагает определяющим
характер разрушения "срез” и, следовательно, зави¬
симость базовой (основной) длины анкеровки /0 an от
величины относительной площади смятия fr продоль¬
ной арматуры будет существенна. Изменяя толщину
защитного слоя бетона или армируя зону анкеровки
поперечной арматурой, можно изменить характер
разрушения "раскол" на характер разрушения "срез".
20
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

При характере разрушения "срез" сопротивление
сцепления арматуры с бетоном Rbond не соответству¬
ет действительному напряженному состоянию бето¬
на вокруг арматурного стержня, а прочность анке¬
ровки арматуры в бетоне в большей степени опреде¬
ляется призменной прочностью бетона Rh n в преде¬
лах рабочих площадок поперечных выступов арма¬
туры.
В соответствии с	рекомендациями
PHJlEM/EKB/Onn-RC6 при проведении эксперимен¬
тальных исследований определяется величина проч¬
ности сцепления арматуры с бетоном в виде расчет¬
ного сопротивления сцепления арматуры с бетоном
Rbond, напрямую зависящая от расчетного сопротив¬
ления бетона растяжению Rbl или расчетного сопро¬
тивления бетона растяжению fct(i. Расчетное сопро¬
тивление сцепления арматуры с бетоном Rbo„d в
формуле (1), вычисляемое с использованием рас¬
четного сопротивления бетона осевому растяжению
Rbt, показывает, что расчет основывается на недопу¬
щении образования "трещин раскалывания", по [11],
и соответствует характеру разрушения "раскол", по
[9]. В европейских нормах расчетное значение пре¬
дельных напряжений сцепления fbd, определяемое
по формуле (2) по расчетному сопротивлению бето¬
на растяжению fctd, также основано на разрушении
анкеровки по характеру "раскол". Большой разброс
опытных данных определения прочности сцепления,
при разрушении бетона образцов от раскалывания,
объясняется крайней нестабильностью значений
сопротивления бетона растяжению Rbt.
В настоящее время в нормах проектирования
железобетонных конструкций без предварительного
напряжения арматуры отсутствует методика расчета
длины анкеровки арматуры периодического профи¬
ля, в которой учитывались бы геометрические пара¬
метры профиля/г (критерий Рема), расчетное сопро¬
тивление Rs и диаметр d анкеруемой арматуры, ве¬
личина защитного слоя бетона с и физико-механи-
ческие характеристики бетона Rb n и Rbtn.
Выполним расчет базовой (основной) длины /0 ап
анкеровки арматуры периодического профиля в ли¬
нейной постановке задачи для характера разруше¬
ния "срез" с учетом следующих условий:
1.	Напряжения в арматуре в месте расположения
трещины достигают предельных значений для пер¬
вого предельного состояния Rs\
2.	На длине анкеровки напряжения в арматуре
изменяются по линейной зависимости от Rs в месте
расположения трещины до 0 на торце элемента.
Напряжения в арматуре на длине анкеровки состав¬
ляют Rs /2;
3.	В предельном состоянии анкеровка в бетоне
обеспечивается только зацеплением поперечных
выступов арматуры;
4.	Влияние клеящей способности цементного ге¬
ля и усадки бетона считаются компенсированными
поперечными деформациями арматуры;
5.	Влияние давления на арматуру на опоре желе¬
зобетонного элемента от действия опорной реакции
условно не учитывается;
6.	Прочность бетона по рабочим площадкам по¬
перечных выступов арматуры соответствует приз¬
менной прочности Rb n.
Для вычисления базовой (основной) длины анке¬
ровки арматуры используем величину относитель¬
ной площади смятия fr, принятую в качестве оценки
эффективности профиля [12]
2Fr sin ft
fr =
ndt
(3)
где d - номинальный диаметр арматуры; t - шаг поперечных выс¬
тупов; Fr - площадь боковой поверхности одного поперечного
ребра; 2 - число поперечных ребер по окружности стержня;
sin/З - угол наклона поперечного ребра к продольной оси стержня.
Выразим из (3) площадь боковой поверхности
поперечного ребра
2
sin р
(4)
Количество поперечных выступов на базовой
(основной) длине анкеровки арматуры
X=k.Jt.	(5)
Усилие в бетоне по боковой поверхности попереч¬
ных ребер на базовой (основной) длине анкеровки
Nb=2FrXRb,„ =
frndtl0a„Rbn frndl0anRbn
sin fit
sin/J
(6)
Усилие в арматуре
nd2R.
Ns = AsRs =
Из равенства усилий в арматуре Ns и бетоне Nb
fid Rs	frnЛ.an Rh,n
(7)
получим формулу для определения базовой (основ¬
ной) длины анкеровки арматуры
^О.ап
nd Rs sin Р
4fr*dRh,n
(8)
После преобразований:
dRs sin /?
_ w
‘0,an -
4frRb,n
(9)
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
21

При характере разрушения "срез" для определе¬
ния базовой (основной) длины анкеровки /0 ап в фор¬
мулу (9) введены параметры, характеризующие про¬
филь арматуры - величина относительной площади
смятия fr (критерий Рема), определяющая анкерую-
щую способность арматуры, и призменная проч¬
ность бетона Rbn.
Выполним расчет базовой (основной) длины ан¬
керовки арматуры периодического профиля в линей¬
ной постановке задачи для характера разрушения
"раскол" с учетом следующих условий:
1.	Растягивающие напряжения в бетоне защит¬
ною слоя на длине анкеровки изменяются по линей¬
ной зависимости от Rbtn у нагруженного конца арма¬
турного стержня до 0 на свободном конце. Напряже¬
ния в бетоне защитного слоя на длине анкеровки
составляют Rbln/ 2;
2.	В предельном состоянии разрушение анкеров¬
ки арматуры в бетоне происходит при одновремен¬
ном достижении бетоном по рабочим площадкам по¬
перечных выступов призменной прочности Rb n, и в
бетоне защитного слоя у нагруженного конца проч¬
ности на осевое растяжение Rbl
3.	В предельном состоянии разрушение анкеров¬
ки арматуры в бетоне происходит при одновремен¬
ном достижении бетоном защитного слоя у нагру¬
женного конца Rbt n и напряжений в арматуре Rs.
Усилие в бетоне защитного слоя на базовой (ос¬
новной) длине анкеровки у нагруженного конца ар¬
матурного стержня
JV6,=^^L,	(10)
где С) - требуемая толщина защитного слоя бетона; Rf,i„ - проч¬
ность бетона на осевое растяжение.
Из равенства усилия в бетоне по рабочим площад¬
кам поперечных выступов (6) и усилия в бетоне за¬
щитного слоя на базовой (основной) длине анкеровки
frudl^anRbn
sin Р
Io,anc\Rbt,n
тером разрушения "раскол", что является оптималь¬
ным с точки зрения максимального использования
физико-механических характеристик бетона.
Вычислим базовую (основную) длину анкеровки
арматуры /0 ап исходя из равенства усилия в анкеру-
емой арматуре
Ns = (nd%)/4	(14)
и усилия в бетоне защитного слоя в пределах базо¬
вой (основной) длины анкеровки /0 ап
*ы =
Io,ancRbt,n
j g ltd Rs _ Iq,an^Rbtji
'	4	2
(15)
(16)
откуда базовая (основная) длина анкеровки армату¬
ры при характере разрушения "раскол" равна
. nd2Rs 2R.AS
А),aw =	п =	(17)
2cR,
Ым
cR,
bl,n
(11)
(12)
определим требуемую толщину защитного слоя бе¬
тона С) анкеруемой арматуры, при которой достиже¬
ние бетоном защитного слоя у нагруженного конца
стержня напряжений Rbtn происходит одновременно
с достижением бетоном по рабочим площадкам по¬
перечных выступов призменной прочности Rbn
2 frndRbn
ci=~Z	г-j-	(13)
Кы* smP
При полученном по формуле (13) значении тре¬
буемой толщины защитного слоя бетона q характер
разрушения "срез" наступает одновременно с харак-
Сравним формулу (17) с формулой (1) определе¬
ния базовой (основной) длины анкеровки /0^,, приня¬
той в российских нормах. В (17) в знаменателе ис¬
пользуется произведение прочности бетона на осевое
растяжение Rbt n и толщины защитного слоя бетона
с, а в российских нормах - произведение прочности
бетона на осевое растяжение Rbt n, периметра арма¬
туры us и коэффициентов г]{, т\2, учитывающих влия¬
ние вида поверхности арматуры и влияние диаметра
арматуры. Подставив в (17) значение требуемой тол¬
щины защитного слоя бетона q, по формуле (13) по¬
лучим базовую (основную) длину анкеровки /0 ап ар¬
матуры при характере разрушения "срез" по (9).
Выводы
1.	Влияние относительной площади смятия fr на
величину напряжений as в арматуре периодического
профиля при выдергивании зависит от характера
разрушения бетона в зоне анкеровки.
2.	Характер разрушения бетона в зоне анкеровки
зависит от толщины защитного слоя:
2frndRbn
при с >	— разрушение происходит по харак-
Rbt,nsin Р
теру "срез";
2 frKdRbn
ПРИ с < Т.	:—г разрушение происходит по харак-
°bt,n sin Р
теру "раскол";
2frndRb „
при с = —		— разрушение происходит по харак-
4t,n sin Р
терам "срез" и "раскол" одновременно.
3.	Расчет базовой (основной) длины анкеровки
10 ап арматуры периодического профиля следует вы-
22
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

полнять в зависимости от характера разрушения бе¬
тона:
-	при характере разрушения "срез" - с учетом от¬
носительной площади смятия fr и призменной проч¬
ности бетона Rb rt\
-	при характере разрушения "раскол" - с учетом
толщины защитного слоя бетона с и прочности бето¬
на на осевое растяжение Rbt n.
Библиографический список
1.	СП52-101-2003 "Бетонные и железобетонные конструкции
без предварительного напряжения арматуры".
2.	Пособие по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций из тяжелого бетона без предварительного напряже¬
ния арматуры (к СП 52-101-2003). - М.: ОАО "ЦНИИПромзданий",
2005. - 214 с.
3.	ТУ 14-1-5526-2006 "Прокат арматурный класса А500СП с эф¬
фективным периодическим профилем".
4.	Европейские нормы. EN 1992-1-1. Еврокод 2: Проектирова¬
ние железобетонных конструкций.
5.	Саврасов И.П. Экспериментальные исследования механи¬
ческих свойств и сцепления с бетоном арматуры класса прочнос¬
ти 500 Н/мм2//Бетон и железобетон. - 2009. - № 4. - С. 16-21.
6.	Холмянский М.М. Контакт арматуры с бетоном. - М.:
Стройиздат, 1981. - 184 с.
7.	Мулин Н.М., Коневский В.П., Судаков Г.Н. Новый тип про¬
филя для стержневой арматуры//Эффективные виды арматуры
для железобетонных конструкций. - М.: Стройиздат. -1970. - С. 16-
45. - 255 с.
8.	Скоробогатов С.М. Влияние вида периодического профиля
стержневой арматуры на сцепление с бетоном//Бетон и железобе¬
тон. - 1979. - № 9. - С. 20-22.
9.	Мадатян С.А. Арматура железобетонных конструкций. - М.:
Воентехлит, 2000. - 256 с.
10.	Овчинникова И.Г. Влияние косвенного армирования на сцеп¬
ление стержневой арматуры с бетоном//Сцепление арматуры с
бетоном. - М., 1971. - С. 88-94
11.	Холмянский М.М. Появление и развитие трещин раскалыва-
ния//Сцепление арматуры с бетоном. - М., 1971. - С. 40-47.
12.	СТО АСЧМ 7 - 93 "Прокат периодического профиля из арма¬
турной стали".
В помощь ПРОЕКТИРОВЩИКУ
М.Б. КРАКОВСКИЙ, д-р техн. наук, проф. (НПКТБ Оптимизация ЗАО)
ПРОГРАММА “ОМ СНиП ЖЕЛЕЗОБЕТОН” ДЛЯ РАСЧЕТА ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ ПО СП 63.13330.2012
С 1 января 2013 г введен в действие Свод
Правил СП 63.13330.2012 - Актуализированная
редакция СНиП 52-03-2003 [1]. Программа "ОМ
СНиП Железобетон" версий до 2012 г. [2-4]
позволяла рассчитывать железобетонные
конструкции по СНиП2.03.01-84* [5], СП 52-101-2003
[6], СП 52-102-2004	[7], СП 52-103-2007 [8],
СП 35.13330.2011 [9]. Осуществлена связь програм¬
мы с программными комплексами SCAD, Лира [10],
ANSYS [11], SOFISTIK [12], MIDAS [13].
Последняя версия программы позволяет вести
также все без исключения расчеты,предусмотрен¬
ные в [1]. Приведем перечень решаемых задач с ука¬
занием соответствующих пунктов [1].
1.	БЕТОННЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ (пп. 7.1.2, 8.1.20-
8.1.30).
Выполняется проверка прочности по деформа¬
ционной модели при следующих видах напряженно¬
го состояния:
-	изгиб и косой изгиб;
-	внецентренное сжатие и косое внецентренное
сжатие;
-	внецентренное растяжение и косое внецент¬
ренное растяжение.
Рассмотрены элементы с любой формой попе¬
речного сечения.
2.	ПРЕДВАРИТЕЛЬНЫЕ НАПРЯЖЕНИЯ АРМА¬
ТУРЫ (пп. 9.1.2-9.1.12).
Выполняются следующие виды расчетов:
-	определение потерь предварительного напря¬
жения;
-	проверка прочности при обжатии;
-	определение длины зоны передачи предвари¬
тельного напряжения.
Рассмотрены элементы с любой формой попе¬
речного сечения при натяженииарматуры на упоры и
на бетон.
3.	НОРМАЛЬНЫЕ СЕЧЕНИЯ (пп. 8.1.1, 8.1.20-
8.1.30, 9.2.13-9.2.15, Приложение К).
Рассмотрены сечения любой формы без предва¬
рительного напряжения и с предварительным напря¬
жением арматуры. Выполняются расчеты по провер¬
ке прочности сечений и подбору продольной армату¬
ры при всех видах напряженных состояний, указан¬
ных для бетонных элементов. Учитывается косвен¬
ное армирование.
4.	НАКЛОННЫЕ СЕЧЕНИЯ (пп. 8.1.32, 8.1.33,
8.1.35).
Выполняются расчеты:
-	по наклонной полосе, по наклонному сечению и
на моментдля проверки прочности;
-	по наклонному сечению для подбора попереч¬
ной арматуры, постоянной или переменной по длине
элемента.
Рассмотрены элементы со следующими форма¬
ми поперечных сечений:
-	прямоугольное;
-	тавровое с полкой сверху и снизу;
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
23

-	двутавровое.
5.	ЭЛЕМЕНТЫ КОНСТРУКЦИЙ: КОРОТКИЕ
КОНСОЛИ, БЕТОННЫЕ ШПОНКИ, ЗАКЛАДНЫЕ
ДЕТАЛИ (Приложения Ж, Е, Б).
Выполняются расчеты для проверки прочности
коротких консолей, бетонных шпонок, закладных де¬
талей.
6.	КОНСТРУКЦИИ ПРИ ДЕЙСТВИИ КРУТЯЩИХ
МОМЕНТОВ (пп. 8.1.37-8.1.42).
Выполняются расчеты для проверки прочности:
-	элемента между пространственными сечения¬
ми на действие крутящего момента;
-	пространственных сечений на действие крутя¬
щего момента, на совместное действие изгибающе¬
го и крутящего моментов, на совместное действие
крутящего момента и поперечной силы;
-	элемента между пространственными сечения¬
ми на совместное действие крутящего момента и по¬
перечной силы;
7.	КОНСТРУКЦИИ ПРИ МЕСТНЫХ НАГРУЗКАХ
(пп. 8.1.43-8.1.52)
Выполняются расчеты:
-	на смятие;
-	на продавливание при действии сосредоточен¬
ной силы, а также сосредоточенной силы и изгибаю¬
щего момента.
8.	ПЛОСКОСТНЫЕ ЭЛЕМЕНТЫ (пп. 8.1.53-
8.1.59).
Выполняются расчеты для подбора и проверки
арматуры железобетонных плит и стен из условий
прочности.Учитываются изгибающие и крутящие мо¬
менты, нормальные и поперечные силы. Рассмотре¬
ны случаи подбора симметричной и несимметричной
продольной арматуры.
9.	ТРЕЩИНЫ (пп. 8.2.4-8.2.18).
Рассмотрены нормальные сечения любой формы
без предварительного напряжения и с предваритель¬
ным напряжением арматуры. Выполняются расчеты
по проверке трещиностойкости сечений и подбору
продольной арматуры при всех видах напряженных
состояний, указанных для бетонных элементов.
10.	ДЕФОРМАЦИИ (пп. 8.2.19-8.2.32).
Рассмотрены элементы любой формы сечения
без предварительного напряжения и с предваритель¬
ным напряжением арматуры при действии момен¬
тов, растягивающих или сжимающих продольных
сил. Выполняются расчеты по проверке деформа-
тивности или подбору продольной арматуры из усло¬
вий деформативности.
В программе отражены следующие новые поло¬
жения, принятые в [1]:
1.	Введены высокопрочные тяжелые бетоны
классов от В70 до В100.
2.	В [6]-[8] расчеты бетонных и железобетонных
конструкций предусмотрены только для тяжелого бе¬
тона. В [1] в номенклатуру включены также следую¬
щие виды бетонов:
-	мелкозернистые групп А (естественного тверде¬
ния или подвергнутые тепловой обработке при ат¬
мосферном давлении) и Б (подвергнутые автоклав¬
ной обработке);
-	легкие при марках по средней плотности от
D800 до D2000;
-	ячеистые автоклавные и неавтоклавные при
марках по средней плотности от D500 до
D1200;
-	поризованные при марках по средней плотнос¬
ти от D800 до D1400;
-	напрягающие.
3.	Изменены некоторые характеристики арматур¬
ных сталей, по сравнению со значениями в [6]-[8].
4.	По сравнению с [6], [7], внесены изменения в
расчеты:
-	нормальных сечений;
-	наклонных сечений;
-	на продавливание;
-	определения потерь предварительного натяже¬
ния арматуры.
5.	Введены новые расчеты:
-	нормальных сечений с предварительно напря¬
женной арматурой на все виды напряженных состо¬
яний (изгиб и косой изгиб, внецентренное сжатие и
косое внецентренное сжатие, внецентренное растя¬
жение и косое внецентренное растяжение);
-	закладных деталей;
-	бетонных шпонок;
-	пластинчатых элементов, рассмотренных ранее
в [8]:
-	предварительных напряжений при натяжении
арматуры на бетон.
Программа поставляется с базой данных, в кото¬
рой приведены условия и результаты решения всех
примеров из [14], [15].
Приведем некоторые примеры, иллюстрирую¬
щие работу программы.
Пример 1. Проверка прочности нормального
сечения с напрягаемой, ненапрягаемой и косвен¬
ной арматурой, расчет на косое внецентренное
сжатие и косое внецентренное растяжение. Этот
пример демонстрирует решение одной из наиболее
сложных задач в [1]. Ранее ни один из документов
[5]-[9] решить эту задачу не позволял.
Рассматривается прямоугольное сечение с раз¬
мерами Ь = 400, h = 600 мм (рис. 1). Бетон класса
В70. По углам сечения расположены стержни нап¬
рягаемой арматуры 4020 А800, напряжения натя¬
жения с учетом потерь 590 МПа. В середине каждой
из сторон расположены стержни ненапрягаемой ар¬
матуры 4025 А500. Расстояние от арматурных
стержней до ближайших граней составляет 50 мм.
Характеристики косвенной арматуры показаны на
рис. 2. Расчетная длина элемента 5,5 м в обеих
плоскостях.
В сечении действуют две комбинации усилий:
1.	Косое внецентренное сжатие N = 2600 кН,
Мх = 200 кНм, Mv = 340 кНм при длительных нагруз¬
ках, уь\ = 0.9-
24
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

2.	Косое внецентренное растяжение N = 720 кН,
Мх = 120 кНм, Mv = 215 кНм при кратковременных
нагрузках, уьх = 1,0.
Рис. 1. Пример 1. Армирование сечения
Косммиля арматуре ■ еиде сеток (Приложени* К СНиП 62)
Класс аршгуры cvtoa А240	|*j	Расстояние между canmm. ш ИВ ]
ГГ
i
1 \
'г
Диаметр
парам*, мм
Число с»»*- Длина стер- ;
жи»4 я «ней /.им
налратамм я
|: Гхо.оД]
<[ j эао] 1!
налреамим г
Г
э[ J | Эб»|||
1мш юшбвющвгэ ьюмеита
‘ч""“	“г
| [шипи inmro.U*». «чм—
Рис. 2. Пример 1. Характеристики косвенной арматуры
Результаты решения приведены на рис. 3 для
первой комбинации усилий и в табл. 1, 2 для обеих
комбинаций.Кривизны продольной оси и деформа¬
ции центра тяжести представляют собой решения
уравнений равновесия (9.29Н9.31) [1].
и
Рис. 3. Пример 1. Результаты решения задачи
Таблица 1
NoNfi
загру-
жения
Кривизны продольной оси, мм1
Относительная
деформация центра
тяжести сечения, fq
игх
Мгу
1
1,8897x10“"
6,1385x10*
1,21899х IQ-
2
17,0579x10^
18,2355X10*
54,10713x10^
Таблица 2
№№
загру-
жения
Относительные деформации
бетона
арматуры
напрягаемой
арматуры
ненапрягаемой
максим.
расчетные
преде¬
льные
максим.
расчетные
преде¬
льные
максим.
расчетные
преде¬
льные
1
0,0030
0,0033
0,0028
0,0150
0,0017
0,0250
2
0,0026
0,0125
0,0100
Поскольку максимальные расчетные относитель¬
ные деформации бетона, напрягаемой и ненапряга¬
емой арматуры меньше предельных значений, тре¬
бования [1] выполнены.
Пример 2. Расчет на поперечную силу по нак¬
лонному сечению, подбор хомутов, сравнение ре¬
зультатов расчетов по [1] и [6]. Этот пример показы¬
вает, что в расчет наклонных сечений, выполняемых-
по [1], внесены изменения, существенно влияющие на
результаты.
Рассматривается железобетонная свободно опер¬
тая балка прямоугольного сечения пролетом 1,2 м.
Размеры сечения Ь = 200, h = 400 мм. На балку в се¬
редине пролета действует сосредоточенная сила
288кН. Действующая сжимающая продольная сила
равна 44 кН. Продольная арматура расположена на
расстоянии 40 мм от нижней грани сечения. Бетон
тяжелый класса В25. Требуется подобрать интенсив¬
ность хомутов (усилие, воспринимаемое хомутами
на единицу длины).
При расчетах по [1] и [6] интенсивность хомутов
оказалась соответственно равной 641,7 и 496,0 Н/мм,
т.е. поперечное армирование по [1] почти на 30% вы¬
ше, чем по [6].
Положение наиболее опасного наклонного се¬
чения, определенное программой, показано на рис.
4.	В обоих случаях действующая и воспринимаемая
поперечные силы равны по 144 кН, длина проекции
сечения равна 195 мм. Однако по [1] сечение начи¬
нается от опоры (рис. 4, а), а по [6] - от точки,
расположенной на расстоянии 288 мм от опоры
(рис. 4, б).
а)

б)
Рис. 4. Пример 2. Положение наиболее опасного наклонного
сечения (1) при расчете
а - по [1]; б - по [6]
Весьма существенная разница в результатах
объясняется различным влиянием продольной силы,
учитываемой по п. 8.1.34 в [1] и по п. 3.52 Пособия
[16] при расчете по [6].
Пример 3. Проверка прочности короткой кон¬
соли, сравнение расчетов по [1] и [5]. Этот пример
демонстрирует расширенные возможности расчета
коротких консолей в [1], по сравнению с [5].
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
25

На короткую консоль колонны опирается сборная
балка, идущая вдоль вылета консоли (рис. 5). Длина
площадки опирания lsup = 200 мм, ширина консоли
(колонны) 400 мм, расчетная высота и вылет консо¬
ли соответственно Л0 = 670 мм, /| = 300 мм. В консо¬
ли установлены двухветвевые хомуты 010 А400 с
шагом 150 мм. Продольная арматура класса А400.
Бетон тяжелый класса В25, уА1 = 0,9. Нагрузка на
консоль Q = 700 кН. Требуется проверить прочность
консоли.
Рис. 5. Пример 3. Расчетная схема короткой консоли
Выполнены три расчета. Их условия и результа¬
ты представлены в табл. 3.
Таблица 3
В расчетах 1, 3 предельная сила Q превышает
действующую. Требования [1] выполнены. В расчете
2 требования [1] не выполнены.
В [5] расчеты типов 2, 3 не предусмотрены. Так¬
же в [5] не предусмотрены включенные в [1] расчеты-
по проверке продольной арматуры консоли с учетом
особенностей опирания.
Выводы
Программа "ОМ СНиП Железобетон" позволяет
выполнять все расчеты железобетонных конструкций,
предусмотренные в [1]. Результаты могут существен¬
но отличаться от получаемых по документам [5]-[7].
Программа может быть использована в работе
проектных, учебных, научно-исследовательских и
экспертных организаций.
За дополнительной информацией, ознакоми¬
тельной версией и по вопросам приобретения
программы "ОМ СНиП ЖЕЛЕЗОБЕТОН" просьба
обращаться в ЗАО НПКТБ ОПТИМИЗАЦИЯ,
тел. 8-916-204-7014, e-mailkrakov@netbynet.ru.
Библиографический список
1.	СП 63.13330.2012. Бетонные и железобетонные конструк¬
ции. Основные положения // Актуализированная редакция
СНиП 52-01-2003. - М., 2012. - С. 155.
2.	Краковский М.Б. Программа "ОМ СНиП Железобетон" для
расчета железобетонных конструкций на ЭВМ. // Бетон и железо¬
бетон. - 2001.-№ 2. - С. 9-12.
3.	Краковский М.Б. Развитие программы иОМ СНиП Железобе¬
тон” для расчета железобетонных конструкций на ЭВМ по СНиП
2.03.01-84*, СНиП 52-01-2003 и СП 52-101-2003. // Бетон и желе¬
зобетон. - 2005. - № 5. - С. 19-22.
4.	Краковский М.Б. ЭВМ-программа для расчета железобетон¬
ных конструкций // Транспортное строительство. - 2011. - № 8. -
С. 26-29.
5.	СНиП 2.03.01-84* Бетонные и железобетонные конструкции /
Госстрой СССР - М., 1989. - С. 77.
6.	СП 52-101-2003 Бетонные и железобетонные конструк¬
ции без предварительного напряжения арматуры. - М., 2004. -
С. 53.
7.	СП 52-102-2004 Предварительно напряженные железобетон¬
ные конструкции. - М., 2005. - С. 56.
8.	СП 52-103-2007 Железобетонные монолитные конструкции
зданий. - М., 2007. - С. 18.
9.	СП 35.13330.2011 Мосты и трубы. Актуализированная редак¬
ция СНиП 2.05.03-84*. - М., 2011. - С. 339.
10.	Краковский М.Б. Связь программы "ОМ СНиП Железобетон"
с программными комплексами SCAD и Лира. // Бетон и железобе¬
тон. - 2007.-№ 1. - С. 8-12.
11.	Аул А.А., Белостоцкий А.М., Краковский М.Б. Расчет желе¬
зобетонных конструкций при совместном использовании прог¬
рамм ANSYS и "ОМ СНиП Железобетон" // Бетон и железобетон. -
2011.	-№ 5. - С. 19-23.
12.	Уткин А.А, Ярошутин Д.А., Краковский М.Б. Расчет железо¬
бетонных конструкций при совместном использовании программ
SOFISTIK и "ОМ СНиП Железобетон" // Бетон и железобетон. -
2012.	-№ 1. - С. 17-19.
13.	Краковский М.Б. Расчет железобетонных мостов при
совместном использовании программ Midas и "ОМ СНиП
Железобетон"//Транспортное строительство. - 2012. - №4. -
С. 25-28.
14.	Пособие по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций из тяжелых и легких бетонов без предварительного
напряжения арматуры (к СНиП 2.03.01-84) / ЦНИИПромзданий,
НИИЖБ. - М.: Стройиздат, 1986. - С. 192.
15.	Пособие по проектированию предварительно напряженных
железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов (к
СНиП 2.03.01-84), части I, II / ЦНИИПромзданий, НИИЖБ. - М.:
Стройиздат, 1988. - С. 187, 144.
16.	Пособие по проектированию бетонных и железобетонных
конструкций из тяжелого бетона без предварительного напряже¬
ния арматуры (к СП 52-01-2003) / ЦНИИПромзданий, НИИЖБ. - М,
2005. - С. 215.
Nfi
№
Условия расчетов
Предельная
сила Q, кН
1
Шарнирное опирание
756,4
2
При шарнирном опирании отсутствуют
специальные закладные детали, фиксирующие
площадку опирания (п. Ж.1 [1])
636,5
3
Консоль входит в жесткий рамный узел
(п. Ж.1 [1]). Действующий момент равен 300 кНм
1134,6
26
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
В.	И. ВЕРЕТЕННИКОВ, М. С. БУЛАВИЦКИЙ (Донбасская национальная академия
строительства и архитектуры, Макеевка, Украина)
УТОЧНЕНИЕ КРИТЕРИЯ МАССИВНОСТИ СТЕРЖНЕВЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИЗ ТЯЖЁЛОГО
БЕТОНА С УЧЁТОМ ИЗМЕНЕНИЯ ИХ МАСШТАБНОГО ФАКТОРА
К НАЧАЛУ ЭКСПЛУАТАЦИИ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ
Введение
По поводу способа (критерия) оценки массивнос¬
ти бетонных и железобетонных конструкций, в част¬
ности, стержневых, существует несколько мнений:
учитывается размер минимальной стороны сечения
или модуль открытой (неизолированной) поверхнос¬
ти. Использование для этого т.н. модуля открытой
поверхности (отношение суммы площадей поверх¬
ностей к объему конструкции - для колонн и балок
квадратного сечения Мп = 41Ь, то же прямоугольного
Мп = 2/й] + 2/Ь2), не совсем применимо по отношению
к конструкциям из тяжелого бетона. Как показали
предыдущие исследования автора, массивность
конструкции приводит в долговременной перспекти¬
ве к появлению дополнительных градиентов свойств
бетона по сечению конструкций. Косвенные указания
на границы массивности в абсолютных единицах
указаны у авторов [3]. Так, в рекомендациях по под¬
бору требуемой подвижности и жесткости смеси в
зависимости от вида бетонируемых конструкций,
способа бетонирования и вида бетона, есть отдель¬
ная строка для "массивных армированных конструк¬
ций, плит, балок, колонн со стороной сечения
0,4...0,8 м", и отдельная для колонн со стороной се¬
чения до 0,4 м (с разделением на горизонтальные
элементы и вертикальные)". Там же, при подборе
максимальной высоты сбрасывания смеси в армиро¬
ванные конструкции, есть отдельная позиция для ко¬
лонн со стороной сечения более или равной 0,4 м и
отдельная для меньшей. В этом же источнике, при
подборе высоты бетонируемых без перерыва участ¬
ков даются отдельные позиции для колонн "со сторо¬
ной сечения менее 0,4 м и 0,4 м и более". Таким об¬
разом, интуитивно, или в результате обследований и
наблюдений, авторы для стержневых конструкций,
указывают минимальный размер сечения равным
0,4 м и более, как относящийся (гарантированно) не
к массивным, но к отличным по характеристикам от
меньших.
В процессе испытания полномасштабных фраг¬
ментов стержневых элементов (исследование влия¬
ния отклонений от технологии [5, 7]) было замечено,
что масштабный фактор фрагментов отличается от
указанных в литературе получаемых экстраполяци¬
ей значений. Колонны испытывались в возрасте бо¬
лее года после 2-3 месячного выдерживания их на
рабочих захватках строящегося здания совместно с
реальными конструкциями. С учетом характера раз¬
рушения фрагментов колонн и полученных, не впи¬
сывающихся в ожидаемые на основании известных
переводных коэффициентов, значения масштабного
фактора (МФ), было высказано предположение о
дальнейшем наборе прочности бетоном внутренних
слоев, так как они с учетом возможного отношения
элементов к массивным, находились в относительно
благоприятных условиях (без дефицита влаги). Ис¬
следования систематической неоднородности
свойств бетона по объему стержневых массивных
элементов из тяжелого бетона подтвердили эти
предположения [6, 9]. Таким образом, к массивным,
по видимому следует причислять конструкции, в ко¬
торых есть "живой" бетон, т.е. продолжается набор
прочности бетоном внутренних слоев.
Необходимо сказать несколько слов о "масштаб¬
ном факторе" и, главное, о причинах его изменения.
Начальная точка отсчета (и зона ответственности -
интереса - влияния) для нас, как производителей ра¬
бот - это момент выгрузки бетонной смеси из авто¬
бетоносмесителя. На этом этапе должны быть изго¬
товлены контрольные образцы (в идеале бетонные
призмы 150x150x600 мм - по ним должна контроли¬
роваться проектная прочность /?/,, но чаще изготав¬
ливают 100x100x400 мм или просто кубы
100x100x100 мм), которые, как правило, хранятся
затем в лаборатории. Таким образом единственной
зацепкой, позволяющей без дополнительных опера¬
ций оценить и спрогнозировать прочность бетона
уже в конструкции, является прочность данных конт¬
рольных образцов (reference samples). Они же уста¬
навливают для нас фактический потенциал (100 %)
контролируемых свойств данной бетонной смеси.
Теоретически, мы должны стремиться максимально
приблизить свойства бетона в конструкции к свой¬
ствам бетона в контрольных образцах, изготовлен¬
ных и хранящихся в оптимальных условиях в лабо¬
ратории и которые имеют (эталонную) оптимальную
форму (за рубежом часто цилиндрическую). Благо¬
даря им, сейчас не возникает вопрос: как определить
прочность бетона в конструкции в проектном ее воз¬
расте. При этом отсутствие рекомендаций по учету
времени после достижения проектного возраста (что
обосновано малой изученностью явления дальней¬
шего развития свойств внутренних слоев массивных
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
27

Рис. 1. Кривая изменение переводных коэффициентов для
различных сечений образцов
. - основные причины, вызывающие отклонение показателей
прочности немассивных образцов
Таблица 1
Переводные коэффициенты для кубов из тяжелого бетона
Размер ребра, см
7
10
15
20
30
a - рекомендуемые значения для
тяжелого бетона
0,85
0,95
1
1.05
1,1
конструкций), указывает на то, что ту же прочность
бетон конструкции будет по видимому иметь и к нача¬
лу эксплуатации объекта. Для каркасно-монолитных
зданий - период от 10 мес до нескольких лет [3, 5].
Получается, что мы можем узнать прочность и к это¬
му моменту времени, имея лишь прочность конт¬
рольных образцов, испытанных в возрасте 28 сут и
более. "И более 28 сут" - потому что по данным мно¬
гочисленных исследований позитивное изменение
прочности для таких образцов в последующем нез¬
начительно и следует учитывать уже негативные из¬
менения вследствие старения, карбонизации, повы¬
шения уровня нагружения, циклических воздействий
и т.д. Для этого используются переводные коэффи¬
циенты, отражающие и учитывающие т.н. "масштаб¬
ный фактор" (табл.1).
В табл. 1 и на рис. 2, а представлены норматив¬
ные переводные коэффициенты для образцов кубов
различных размеров (они же могут быть применены
и для призм, так как между кубической и призменной
прочностями существует связь).
Прочность тяжелого бетона по результатам испы¬
тания на сжатие уточняются в зависимости от разме¬
ров образцов (действие масштабного фактора) по
формуле 1 [3, 1].
F
R = a—	(1)
А
где F - разрушающая нагрузка; А - площадь рабочего сечения об¬
разца; а - масштабный коэффициент для приведения прочности
бетона к прочности бетона в образцах базового размера и формы
Существуют рекомендации по учету минималь¬
ных масштабных переводных коэффициентов а для
кубов (см. табл.1). На практике наблюдаются отклоне¬
ния от приведенных в табл. 1 коэффициентов, так как
их значение в свою очередь зависит от жесткости
плит пресса и его конструкции, марки бетона, наличия
подкладок, правильности геометрии образцов, ста¬
тистических и технологических факторов. То, что при
28	Бетон	и	железоб
Рис. 2. Причины изменения значений масштабного фактора
экспериментальных массивных стержневых элементов -
фрагментов колонн для возраста, соответствующего началу
их эксплуатации
А - влияние "эффекта обоймы”; В - влияние изменения относи¬
тельной площади контакта с плитой пресса; С - влияние увели¬
чения вероятности попадания комков примесей и образования
макродефектов структуры; D - для массивных стержневых вли¬
яние дальнейшего набора прочности бетона внутренних слоев
(и для надёжно гидроизолированных); 1 - экспериментально по¬
лученное изменение масштабного фактора массивных стерж¬
невых конструкций 400x400 мм; 2 - прогнозируемое изменение
масштабного фактора с увеличением размера минимальной
стороны сечения; 3 - прогнозируемые значения МФ для проект¬
ного возраста бетона (экстраполяция нормативных перевод¬
ных коэффициентов)
испытании образцов разных размеров получаются
разные показатели прочности, объясняется не только
эффектом обоймы. Тут проявляются и другие факто¬
ры. Чем больше образец, тем больше вероятность
появления в нем крупных дефектов, которые снижают
действительную прочность бетона (рис. 2, б).
Для всех представленных размеров в табл. 1
проведены многочисленные исследования и они
достаточно обоснованы. Следует обратить внима¬
ние на самый крупный размер - 300 мм. В некоторых
исследованиях он указывается уже как размер мас¬
сивных стержневых элементов, хотя при этом разме¬
ре на кривой переводных коэффициентов не появля¬
ются перегибы как например для размера 400 мм (в
стабильном возрасте). При этом, если экстраполяци¬
ей попытаться определить масштабный коэффици¬
ент для куба с гранью 40 см, то он будет равняться
1,17 (прочность куба 40 см будет на 17 % меньшей
чем у куба 15 см). Справедливо ли это на практике и
в каких случаях, для какого возраста?
Цели исследования: Очертить границы разме¬
ров минимальной стороны сечения стержневых эле¬
ментов, после которых бетонный или железобетон¬
ный элемент следует рассматривать как массивный.
Количественно определить действительный масш¬
табный фактор бетона массивных стержневых эле¬
ментов с помощью полномасштабных эксперимен¬
тальных фрагментов - близнецов, изготовленных и
•ОН.-2013.-№1

выдержанных на рабочих захватках строящегося
каркасно-монолитного здания и испытанных нагру¬
жением до разрушения в возрасте более года.
Описание
Результаты предыдущих исследований автора [5,
6,	7] показали, что для колонн 400x400 мм (в ста¬
бильном возрасте при выдерживании в обычных воз¬
душных условиях строй, площадки), некорректна
экстраполяция данных табл. 1 (см. рис. 2, б) и соотве¬
тственно их применение в формуле 1. Было получе¬
но, что "масштабный фактор" (переводные коэффи¬
циенты) для массивных стержневых колонн 400 мм и
стандартных образцов 150x150x600 мм ("reference
samples") изменяется во времени в силу развития
характеристик бетона внутренних слоев конструкции
[9] до периода стабилизации свойств (предэксплуа-
тационный период). Это, для определенных условий
и размеров, нивелирует негативное влияние на него
известных факторов (на основании которых дела¬
лись предпосылки о дальнейшем уменьшении пере¬
водных коэффициентов при увеличении сечений бо¬
лее 150 мм - табл. 1, рис. 2, б). Основными являют¬
ся уменьшение относительной площади контакта
при испытании конструкций большего размера и, как
уже отмечалось выше, увеличение вероятности по¬
падания крупных комков примесей и образования
макродефектов структуры.
Кроме этого, выяснилось, что приповерхностные
слои бетона и в стабильном возрасте бетона близки
по прочности к показателям бетона контрольных
призм (Rfr). Здесь также кроется интересный вывод:
характеристики бетона контрольных образцов явля¬
ются потенциалом для бетона немассивных стерж¬
невых конструкций, а для массивных они являются
потенциалом только внешних слоев.
Разработанная методика экспериментальных ис¬
следований описана в [8]. Следует заметить, что по¬
лучение экспериментальных масштабных коэффи¬
циентов не полностью отвечает требованиям прило¬
жения 11 ГОСТМетодика экспериментального опре¬
деления масштабных коэффициентов и ...” [4] из-за
сравнительно небольшого количества фрагментов
колонн (ФК) (рекомендуется 6-8 парных серий образ¬
цов). Это связано с большим объемом, массой об¬
разцов, стоимостью материалов, рабочей силы и
эксплуатации оборудования, а для некоторых сече¬
ний с пределом мощности прессового оборудования.
Например, применявшиеся образцы 0,4x0,4x1,6 м
имеют 0,256 м3 (610 кг); в случае сечения
0,5x0,5x2,0 м - 0,5 м3 (1200 кг) и т.д. Было примене¬
но минимально допустимое сечение из условия гра¬
ницы массивности стержневых элементов, а высота
из условия подобия форме контрольных образцов
призм (соотношение сторон 1:4).
Следует отметить, что указанное на рис. 2 разде¬
ление влияющих факторов на положительно и нега¬
тивно влияющие довольно условно в силу неодина¬
кового характера их действия. Факторы "А" и "В" да¬
ют кажущееся изменение свойств бетона. На самом
деле прочность бетона элемента указанных сечений,
также как и прочность отдельных зон по его объёму
не изменяется. Сказываются особенности испыта¬
ния. Иначе обстоит дело с влияющими факторами
"С" и "D", которые действительно отображают изме¬
нение свойств бетона всего элемента или/и его от¬
дельных зон. Кроме этого, следует еще раз подчерк¬
нуть, что значения переводных коэффициентов
(0,88-0,92) и влияющие на них факторы для массив¬
ных элементов 400 мм (табл. 2, рис. 2) даны и могут
учитываться при определении (прогнозировании) ха¬
рактеристик элементов в предэксплуатационный пе¬
риод и не учитывают в некоторых случаях возможно¬
го негативного влияния высоких уровней нагруже¬
ния, старения бетона, снижения его защитных
свойств (карбонизации), и т.д. в процессе эксплуата¬
ции.
Таблица 2
Уточненная таблица переводных коэффициентов для не
гидроизолированных стержневых элементов из тяжелого
бетона, эксплуатирующихся в обычных воздушных
условиях
Вид конструкции
Немассивные
Массивные
размер ребра, см
7
10
15
20
30
40
>50
Возраст бетона (1 - проектный;
2 - предэксплуатационный)
1=2
1=2
1=2
1=2
1=2
1
2
1
2
а -рекомендуе¬
мые значения
для тяжелого бе¬
тона
0,85
0,95
1
1,05
1,1
1,15
(?)
0,88-
0,98
(?)
(?)
Выводы
1.	Обосновано, что переводные коэффициенты
табл. 1 соответствуют для массивных стержневых
элементов, выдерживаемых в обычных воздушных
условиях, только проектному возрасту бетона.
2.	Установлено, что характеристики бетона
контрольных образцов являются потенциалом (могут
приниматься за 100 %) для бетона немассивных
стержневых конструкций, а для массивных они явля¬
ются потенциалом только внешних слоев.
3.	Предложено, для возраста стабилизации
свойств бетона массивных стержневых конструкциях
(к началу эксплуатации), учитывать полученные экс¬
периментально переводные коэффициенты.
4.	Уточнены границы (размер минимальной
стороны сечения) массивности стержневых бетон¬
ных и железобетонных элементов. В зависимости от
указанных в работе факторов, она лежит в пределах
от 300 мм (гарантированно не массивный) до 400 мм
(гарантированно массивный стержневой элемент).
5.	Показана связь границы массивности с изме¬
нением масштабного фактора бетона стержневых
конструкций.
Бетон и железобетон. - 2013. - №1
29

6.	Указаны влияющие факторы на изменение
масштабного фактора бетона стержневых массив¬
ных и немассивных конструкций и границы их
действия
7.	Для учета в современных нормах изменения
масштабного фактора и учета явления дальнейшего
набора прочности бетоном внутренних и надежно
изолированных слоев, необходимы дополнительные
исследования по указанной методике с большим ко¬
личеством фрагментов-близнецов, для различных
размеров массивных стержневых конструкций, раз¬
личного возраста и вида бетона, различных условий
эксплуатации.
Библиографический список
1.	ДСТУ Б 6.2.7-217:2009 Будоельж матер1али. Бетони. Методи
визначення призмовоТ мщносп, модуля пружносп i коефМента
Пуассона.
2.	ГОСТ 10180-90 БЕТОНЫ - ПРИЛОЖЕНИЕ 11 - Методика экс¬
периментального определения масштабных коэффициентов и ко¬
эффициентов перехода от прочности при одном виде напряжён¬
ного состояния к прочности при другом виде напряжённого состо¬
яния.
3.	Лабораторный контроль качества в жилищно-гражданском
строительстве. Справочник / Лещинский М.Ю., Целыковский Г.А.,
Александров В.И.- Киев : Буфвельник, 1963. - 168 с.
4.	Бабков В.В., Мохов В.Н., Капитонов С.М., Комохов П.Г.
Структурообразование и разрушение цементных бетонов. - Уфа,
2002. - С. 373.
5.	Веретенников В.И., Долматов А.А, Булавицкий М.С. Тех¬
нологические факторы, возникающие при возведении вертикаль¬
ных конструкций каркасных зданий из монолитного железобетона
и их последствия Ж-л. Технологии бетонов Ne2(6), 2006. Москва
С.62-65 ISSN 1813-9798
6.	Веретенников B.I., Булавицький М.С., Долматов А.О., Тах-
тай Д.О. Мщнгсш та деформативж характеристики бетону у
зал1зобетонних вертикальних конструкщях житлових каркасно-мо-
нол1тних будинюв // В1сник Льв1вського державного аграрного
ужверситету: Арх1тектура i стьськогосподарське буд1вництво. -
Льв1в: 2006. - № 7. - С. 67-74.
7.	Bulavytskyi М., Veretennykov V., Dolmatov A. Technological
factors, arising under vertical members of the skeleton-type in-situ
buildings production and influence of some onto strength and defor¬
mation characteristics of concrete' Сборник докладов 7-го Междуна¬
родного Конгресса "Бетон - жизнеутверждающий выбор строи¬
тельства", Dundee, Scotland, 8-10 July 2008. - С. 10.
8.	Веретенников B.l.y Булавицький М.С. Дослщження неод-
HopiflHOCTi бетону по об'ему вертикальних монол1тних елеметчв //
36ipHHK наукових праць "Ресурсоекономж матер1али, конструкцп,
буд1вл1 та споруди" пщ. ред. С.М.Бабвча, Вип. 18 Част. 1, Нац. уыв.
водного господарства та природокористування. м. Ровно, янв.
2008. ISBN 966-7447-21-9.
9.	Vitaliy I. Veretennykov, Anatoliy M. Yugov, Andrly O.
Dolmatov, Maksym S. Bulavytskyi, Dmytro I. Kukharev and Artem
S.	Bulavytskyi Concrete Inhomogeneity of Vertical Cast-in-Place
Elements in Skeleton-Type Buildings. Proc. of the 2008 Architectural
Engineering National Conference "Building Integration Solutions",
September 24-27, 2008, Denver, Colorado, USA.; AEI of the ASCE.
10.	Булавицкий М.С. Механизм возникновения явления неодно¬
родности свойств тяжелого бетона по объему вертикальных моно¬
литных элементов // Вгсник ДонНАБА "Технолопя, оргажзащя, ме-
хажзащя та геодезичне забезпечення буд1вництван 2009-6 (80).
11.	Веретенников В.И., Булавицкий М.С. Распределение проч¬
ности бетона по объему вертикальных монолитных элементов се¬
чением 400x400 мм Мгжвщ. наук.-техн. зйрник праць НД1БК iM. Ку¬
черенко "Бу^вельш конструкцм - Буд1вництво в сейсм1чних райо¬
нах Украши", 2010.
12.	Югов А.М., Булавицький М.С., Конопацький Е.В. 'Визна¬
чення мщнгсних та деформативних властивостей важкого бетону
по об'ему монолвтних колон при Тх обстеженнГ. Сб. наук, праць
"Дороги та мости". ДержНД1, КиТв, 2009
13.	Веретенников В.И., Булавицкий М.С. Влияние действи¬
тельной технологии изготовления на изменение масштабного
фактора тяжелого бетона монолитных железобетонных колонн
400x400 мм к началу их эксплуатации Научн.-техн. и произв. ж-л
"Бетон и железобетон" в Украине. - 2010. - № 6. - С. 2-7.
14.	Вебсторшка дослщжень автора: www.ConcreteResearch.org.
Информация
Скоробогатов С.М.
Катастрофы и живучесть железобетонных со¬
оружений (классификация и элементы теории). -
Екатеринбург: УрГУПС, 2009. - 512 с.
Предложена классификация техногенных строительных ката¬
строф для железобетонных сооружений по степени предсказуе¬
мости. Термины катастроф заимствованы из одной из классифи¬
каций для природных геологических катастроф. В самом общем
виде катастрофы подразделяются на медленные ("тренд",
"экстремум") и быстрые ("срыв").
Предложенная классификация оказалась более обоснован¬
ной и предметной. Автору удалось классифицировать роль чело¬
веческого фактора в проявлении катастроф. Катастрофы типа
"тренд" и "срыв" во многом зависят от организационных и соци¬
альных факторов, "экстремум" - от незнания свойств материала
при работе в конструкции, т.е. от научно-технических проблем
(достаточно подробно рассмотренных в настоящей монографии).
В стадии предразрушения массивные тела превращаются в
иерархическую систему блоков, вложенных друг в друга и разде¬
ленных сквозными или прерывистыми трещинами. Раскрытие не¬
определенности в трещинообразовании от начала до конца нагру¬
жения впервые описывается с помощью информационной энтро¬
пии при независимом ступенчатом появлении сигналов о разрыве
связей между блоками.
Новая концепция определения состояния конструкции при
любой степени нагружения заключается в применении полученно¬
го автором параметра резерва живучести конструкции, совпадаю¬
щего по характеру изменения с информационной энтропией, что
позволяет ввести в расчеты масштабный коэффициент. Введение
в проектную практику нового критерия живучести означает расчет
на продольную трещиностойкость сжатых зон изгибаемых
конструкций, т.е. новый этап расчета в нормативной методике пре¬
дельных состояний - повышается долговечность конструкций. Но¬
вый параметр резерва живучести с учетом масштабного коэффи¬
циента способствует при обследовании установлению состояния
конструкции, поврежденной нагрузкой неизвестной величины, и
определению целесообразности и способов усиления. В моногра¬
фии приводится анализ причин разрушения наиболее известных
техногенных строительных катастроф.
Книга адресована научно-техническим работникам при проек-
тировнии в целях сохранения окружающей среды от техногенных и
природных катастроф, при определении сейсмоопасных для про¬
живания и строительства регионов, а также при обследовании, уси¬
лении, восстановлении и реконструкции зданий и сооружений в ус¬
ловиях ликвидации последствий от катастроф и аварий.
По вопросам приобретения книги обращайтесь в
Издательство УрГУПС: 620034, г. Екатеринбург,
ул. Колмогорова, 66, к. 51-13
Телефон: (343)221-2490
E-mail: akoltyshev@rio.usurt.ru
Возможна оплата как за наличный, так и по безналичному расчету.
30
Бетон и железобетон. - 2013. - №1

Вышли в свет:
Шилин А.А. Кирпичные и каменные конструкции.
Повреждения и ремонт: Учебное пособие для ВУЗов. -
М.: издательство "Горная книга", издательство Московско¬
го государственного горного университета, 2009. - 214с.:
ил. (Стройтехиздат)
В книге изложены важнейшие принципы и методы диаг¬
ностики и оценки состояния каменных и кирпичных строи¬
тельных конструкций. Дан серьезный анализ особенностей
эксплуатации каменных и кирпичных зданий и сооружений.
Рассмотрены современные технологии и материалы
для ремонта, реставрации, а также защиты от воздействий
окружающей среды и несоблюдения правильного эксплуа¬
тационного режима.
Описаны и систематизированы различные типы и
виды повреждений и дефектов конструкций. Проанализи¬
рованы причины, их вызывающие.
В книге обобщены результаты многолетнего изучения
отечественного и зарубежного опыта ремонта и реставра¬
ции кирпичных и каменных конструкций, включая более
чем двадцатилетний опыт автора, полученный им при
выполнении подобных работ на объектах различного наз¬
начения.
В книге собран богатейший иллюстративный материал -
технологические схемы, рисунки, чертежи, а также боль¬
шое количество фотографий из разных городов и стран.
Методы контроля качества материалов и строи¬
тельных конструкций. Лабораторный практикум /
Шилин А.А., Кириленко А.М., Закоршменный А.И. и др. /
Под ред. проф., д.т.н. Шилина А.А. - М.: издательство "Гор¬
ная книга", издательство Московского государственного
горного университета, 2009. - 214с.: ил. (Стройтехиздат)
В лабораторном практикуме описаны методы, осно¬
ванные на многолетнем опыте практических и научно-ис-
следовательских работ по контролю качества строитель¬
ных конструкций и материалов с учетом самых современ¬
ных разработок, используемых в мировой и отечественной
практике.
Рассмотрены схемы применения методов неразру¬
шающего и разрушающего контроля для оценки состояния
строительных конструкций. Приведены примеры наиболее
типичных видов дефектов и повреждений конструкций и
сооружений.
Описаны виды и типы самых современных приборов,
используемых для определения и оценки самых различных
параметров и характеристик конструкций и материалов.
Даны практические, а также научно-теоретические
рекомендации для специалистов, занимающихся вопроса¬
ми диагностики и оценки состояния строительных кон¬
струкций.
Книга рекомендована также как учебное пособие для
студентов и аспирантов соответствующих ВУЗов и спе¬
циальностей.
Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
Шилин А.А. Ремонт строительных конструкций с
помощью инъецирования: Учебное пособие для ВУЗов. -
М.: издательство "Горная книга", издательство Московского
государственного горного университета, 2009. - 170с.: ил.
(Стройтехиздат)
В книге рассматриваются практически все аспекты
использования современных инъекционных технологий
при строительстве, ремонте, реставрации и усилении кон¬
струкций и сооружений различного назначения, а также
при укреплении фунтовых и породных массивов.
Описаны технологии герметизации трещин и пористых
участков в кирпичных, каменных и железобетонных кон¬
струкциях; упрочнения кирпичных, каменных и трещинова¬
тых бетонных конструкций больших размеров; заполнения
пустот в конструкциях и за ними.
Приведены варианты технических приемов и проект¬
ных решений, а также принципы расчета параметров
инъецирования.
Описано большое число практических примеров при¬
менения новейших материалов для инъецирования, при¬
ведены технические характеристики.
Рассмотрены способы нагнетания, виды используемо¬
го оборудования.
Значительное внимание уделено такому важному фак¬
тору, как контроль производства инъекционных работ.
Книга написана на основе изучения зарубежного и оте¬
чественного опыта, а также многолетних научных и практи¬
ческих работ автора в этой области.
Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
По вопросу приобретения книг обращаться в ЗАО ”Триада-Холдингя
123308 г. Москва, пр-т Маршала Жукова, д. 6, стр. 2
Тел.: (495) 956-15-04; 956-18-52; 234-16-10
E-mail: info@triadaholding.ru
Редакционная коллегия: Ю.М. Баженов, В.М. Бондаренко, Ю.С. Волков,
В.В. Гранев, А.И. Звездов (главный редактор), Ю.П. Назаров,
В.А. Рахманов, АХ. Семченков, А.Г. Тамразян, В.Р. Фаликман,
Ю.Г. Хаютин, А.А. Шлыков (зам. главного редактора)
Подписано в печать 27.01.13. Формат 60x88 1/8. Печать офсетная. Бумага офсетная № 1
Усл.печ.л. 4,0. Тираж 930 экз. Заказ Ns
Адрес для писем:
111672, Москва, ул. Новокосинская, д. 14, корп. 2, кв. 172
E-mail: magbeton@rambler.ni	http://vvww.c8troy.ni/kindwork/lzdat/beton
Тел. (495) 703-9762
Отпечатано в ООО “Фирма “ФИЛОМАГ
109033, Москва, Волочаевская ул., д. 40
Бетон и железобетон. - 2013. - №1