НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
Издается с апреля 1955 г.
БЕТОН И ЖЕЛЕЗОБЕТОН
3(564)
Июнь 2010
Учредители:
НИИЖБ, ВНИИжелезобетон
СОДЕРЖАНИЕ
КОНСТРУКЦИИ
СЕМЧЕНКОВ АС. Регионально-адаптированные
сборно-монолитные строительные системы для многоэтажных
зданий	 2
VU1EBUOBB.A]. БОЛГОВ А Н., СУХМАН В.Я.
Новая конструкция предварительно напряженного перекрытия
с натяжением арматуры в построечных условиях
(патент № 76036) 	 7
ОБОЗОВ В.И., БЕЛЯЕВ А.Ф. Экспериментальные исследования
на моделях разрушения монолитных железобетонных
перекрытий каркасных зданий	 9
БЕТОНЫ
ЧЕРНОУСОВ PH., ЧЕРНОУСОВ Н.Н., БОНДАРЕВ Б.А., КОРАБЛИН А.А.
Истираемость жестких дорожных одежд с использованием
мелкозернистого сталефиброшлакобетона (СФШБ)	13
СТЕПАНОВА ИВ., СОЛОВЬЕВА В.Я., КАСАТКИНА А.В.,
СТАРЧУКОВ Д.С. Получение и свойства бетонов
с железо(Ш)-содержащим золем	 16
АРМАТУРА
ПОЛОЖНОВ В.И., ТРИФОНОВ В.И., ГНЕДАШ Е Е.
Создание арматуры периодического профиля из труб
малого диаметра	 19
СТРОИТЕЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
ИВАНОВ С.И., ТУХТАЕВ Б.Х. Дефектоскопия рабочих
швов бетонирования	21
СТАНДАРТЫ И НОРМАТИВНЫЕ ДОКУМЕНТЫ
МАЛИНИНА Л.А., ПОДМАЗОВА С.А. О будущей редакции
ГОСТа на бетоны	 24
ТЕОРИЯ
БОНДАРЕНКО В.М., ЯГУПОВ Б.А. К вопросу о предельных
состояниях поврежденных коррозией железобетонных
конструкций	 28
Москва
Издательство
«Ладья»
Журнал зарегистрирован в Министерстве печати и информации РФ. Рег. № 01080
© Издательство «Ладья», журнал «Бетон и железобетон», 2010

КОНСТРУКЦИИ
АС. СЕМЧЕНКОВ, д-р техн.наук (ОАО "НИЦ "Строительство", НИИЖБ им. А.А. Гвоздева)
РЕГИОНАЛЬНО-АДАПТИРОВАННЫЕ СБОРНО-МОНОЛИТНЫЕ СТРОИТЕЛЬНЫЕ
СИСТЕМЫ ДЛЯ МНОГОЭТАЖНЫХ ЗДАНИЙ
В соответствии с национальным проектом для
обеспечения всех желающих граждан России жильем
необходимо строить в 3-4 раза больше. К сожалению,
за 20 лет перестройки так и не удалось достигнуть
объёмов в 75 млн.м2 жилья, строившегося в 80-е годы.
Некогда мощнейшая в мире строительная индустрия
сборного домостроения (ДСК, КПД, ЖБИ, ЖБК) разру¬
шена и выпускает всего 20% от прежних объемов.
Сейчас 45% жилья возводится индивидуальным заст¬
ройщиком, а раньше - менее 10%. Остальное многок¬
вартирное жилье строится в монолите, сборных, а в
последние годы и в сборно-монолитных конструкциях.
Строящиеся у нас многоэтажные монолитные
здания, по сравнению со сборными (см. таблицу),
требуют значительно большего количества материа¬
лов (бетона и стали) и времени на возведение и от¬
делку. Действительно, толщина сборных стен и пане¬
лей перекрытий сплошного сечения по требованиям
огнезащиты и звукоизоляции составляет 16 см, а
приведенная толщина пустотных плит - 12-13 см
против 18-25 см в монолитных перекрытиях.
Расход основных строительных материалов на 1 м1
площади этажа здания при использовании различных
строительных систем
Материалы
Приве¬
денный
расход
матери¬
алов
Наименование строительной системы
Монолит
Панель
Монолитный
каркас
1.20-1/83
КУБ
САРЕТ
Б1.020-1/87
РАДИУСС
НПУ с ПБФ
Бетон
м3/м2
0,39
0,33
0,28
0,24
0,25
0,25
0,23
0,22
%
100
85
72
62
64
64
59
59
Дпиятипя
кг/м2
26,9
11,7
27,2
18,0
23,3
17.0
20,2
14,5
прма 1 ура
%
100
43
101
67
87
63
75
54
Многократный перерасход стали в монолитных
зданиях объясняется: большим весом конструкций;
низкой прочностью арматуры; отсутствием в перек¬
рытиях напрягаемой арматуры; стыковкой арматуры
внахлёст с большим перепуском; чрезмерной уни¬
фикацией армирования по площадям здания; низкой
культурой проектирования и строительства; установ¬
кой лишней арматуры с целью перестраховки из-за
отсутствия элементарного профессионального уров¬
ня у строительных рабочих; максимальным сокраще¬
нием инвесторами сроков строительства в ущерб ка¬
честву работ; отсутствием должного технического
контроля за качеством работ на стройплощадке.
Затраты на монолитное строительство в зимнее вре¬
мя возрастают на 20-30%. В связи с этим в послед¬
ние годы в строительстве ощущается острая нехват¬
ка энергии, вяжущих, инертных и стали.
Всё это указывает на то, что отказ от сборного
железобетона в суровых климатических условиях
России является неоправданным. В мировой практи¬
ке строительства сборный железобетон применяется
все шире, особенно в индустриально развитых стра¬
нах даже со значительно более тёплым климатом.
Здесь в структуре производства сборного железобе¬
тона 80% - это плоские и линейные панели перекры¬
тий и стен, остальные 20% - фундаментные блоки,
сваи, шпалы, трубы и т.д. Сейчас, как никогда, требу¬
ется взвешенный подход к определению областей
рационального применения сборного и монолитного
железобетона.
В конце 50-х годов в СССР был осуществлен ак¬
тивный переход на сборное крупнопанельное, каркас¬
но-панельное и крупноблочное строительство жилых
зданий. Строительство многоэтажных общественных
и промышленных зданий велось с использованием
каркасно-панельных серий регионального примене¬
ния. В 60-е годы в Москве был разработан и впервые
внедрён при строительстве Калининского проспекта
Московский связевый каркас "КМС" (рис. 1), а для
сейсмических районов был разработан каркас со
сборно-монолитным перекрытием "Сочи" (рис. 2, а).
В 1972 г. на основе КМС была разработана всесоюз¬
ная каркасная серия ИИ-04, которая получила самое
широкое распространение в большинстве регионов
России.
Рис. 1. С вязовые каркасы КМС и ИИ-04
1 - колонна; 2 - ригель; 3 - круглопустотная плита; 4 - сантех¬
ническая связевая плита; 5 - омоноличенные швы
По технико-экономическим показателям каркас¬
но-панельные здания уступают крупнопанельным: по
Бетон и железобетон. - 2010. - Ns3

Рис. 2. Сборно-монолитные перекрытия с многопустотными плитами
а - перекрытие "Сочи"; 6, в, г- перекрытия каркаса "РАДИУСС-НПУ; д - перекрытие для сейсмостойкого каркаса; е - система "Сарет"
1 - колонны; 2 - плиты; 3 - заглушка; 4 - монолитный ригель; 5 - арматурные каркасы; 6 - напрягаемая арматура; 7 - приопорная пол¬
ка; 8 -межколонная набетонка; 9 - сборный элемент ригеля; 10 - арматурные выпуски; 11 - сетка; 12 - надопорная арматура; 13 -
сплошная набетонка; 14- сборная плита
стоимости на 5-10%, построечным трудозатратам на
10-15% и по стали на 30-50% (см. таблицу) [1]. Одна¬
ко изменение планировки, необходимое в процессе
длительной эксплуатации, в каркасных зданиях ре¬
шается значительно легче.
Как показывают проведенные сравнения, вес оте¬
чественных сборных многоэтажных зданий и расход
стали в 1,5-2 раза превышают лучшие зарубежные
показатели, где широко применяются лёгкие и высо¬
копробные бетоны и более прочная обычная стержне¬
вая и высокопрочная напрягаемая арматура, а нагруз¬
ки на перекрытия значительно ниже, особенно в про¬
мышленных зданиях. Поэтому в 1984 г. серия ИИ-04,
имевшая хорошие технико-экономические показате¬
ли, была унифицирована с промышленными здания¬
ми и переименована в серию 1.020-1/83 межвидового
применения. При этом максимальная нагрузка на
перекрытиях была повышена с 1250 кг/м2 всего до
1600 кг/м2 (вместо 3000 кг/м2 в серии ИИ-20/70 для
промышленных зданий), а опорные моменты в риге¬
лях снижены с 5,5 т м до нуля, что потребовало уве¬
личения ширины сжатой зоны ригелей с 20 до 30 см,
преднапряжения в них арматуры и изготовления но¬
вых силовых форм.
В 1986 г. в связи с программой "Жилище" была
поставлена задача решить жилищную проблему к
2000 г. путём двукратного увеличения объёма граж¬
данского строительства. ЦНИИЭП ТБЗ и ТК, автору
серий ИИ-04 и 1.020-1/83, было предложено разра¬
ботать регионально-адаптируемую индустриальную
универсальную строительную систему (РАДИУСС)
[2].
Были разработаны основные конструктивно-пла¬
нировочные ячейки размерами от 3x6 до 6x7,2 м без
выступающих ригелей (рис. 2, a, б, в) и с бесконсоль-
Бетон и железобетон. - 2010. - Ns3
3

а)
б)
оооооо:
1190
159 I. |^(
105 45,5
-f—fT-
шопопо:
• •	•	I
im
Рис. 3. Многопустотные плиты
а - марки ПК; 6 - "Макс Рот"; в, г - "Тенсиленд" обычная и большепролётная
ными колоннами сечением 20x40 и 40x40 см. Они хо¬
рошо вписывались в любой интерьер и позволяли в
единой оснастке делать колонны для различных вы¬
сот этажей. Гладкие потолки облегчают объёмно-пла-
нировочные решения различных типов зданий. В сис¬
теме "РАДИУСС" используются сплошные панели
толщиной 16 см или пустотные толщиной 22 см. Пане¬
ли размером на ячейку до 3,6x7,2 м упрощают мон¬
таж и оснастку, но из-за большого веса (8,4-10,5 т)
требуют достаточно мощного фанового оборудова¬
ния; короткие, 3-3,6 м, сплошного сечения и узкие
1,5-метровые пустотные панели имеют в два-три ра¬
за меньший вес и могут изготавливаться на больши¬
нстве заводов, но требуют дополнительной монтаж¬
ной оснастки; в ячейках с длинными плитами требу¬
ется меньшее армирование монолитных участков по
сравнению с короткими [2].
В варианте с напрягаемой арматурой применяют¬
ся высокопрочные канаты, что упрощает стык плит с
колоннами и конструкцию колонны, уменьшает объ¬
ём монтажной сварки и расход арматуры, но требует
натяжных домкратов, анкерных приспособлений,
оборудования для отгиба канатов у опор. В варианте
без натяжения применяется стрежневая арматура
периодического профиля, поэтому заметно увеличи¬
вается расход стали, а в колоннах на уровне с перек¬
рытием предусматривается проем, который армиру¬
ется проходящими сквозь него каркасами и заполня¬
ется бетоном для восприятия изгибающих моментов
и вертикальных реакций в перекрытии.
Укрупнение размеров ячеек до 6x6 и 6x7,2 м мо¬
жет потребовать увеличения высоты рипельных участ¬
ков, что решается путем домоноличивания верхних
полок у ригеля только возле колонн или по всей дли¬
не (рис. 2, а, б), а при росте нагрузок приходится де¬
лать снизу сборную армированную оставляемую опа¬
лубку. Это не позволяет делать перекрытие с гладким
потолком (рис. 2, г), что допустимо в магазинах, гара¬
жах, складах, многоэтажных промэданиях, а дополни¬
тельная армированная набетонка поверху плиты, свя¬
занная с монолитными прогонами в межллитных
швах, рекомендуется также для сейсмостойкого и ог¬
нестойкого строительства (рис. 2, д, е). Основное пре¬
имущество системы "РАДИУСС” состоит в значитель¬
ном сокращении капитальных затрат на переоснаще¬
ние действующих и создание новых предприятий бла¬
годаря минимальной номенклатуре изделий и просто¬
те их формы.
В настоящее время в России наряду с системой
"РАДИУСС", "РАДИУСС НПУ" и БРК НИИЖБ с натя¬
жением канатов К-7 в построечных условиях приме¬
няют белорусскую систему Б 1.020-1/87, повторяю¬
щую систему "Сочи", а также впервые освоенный
ДСК в Чебоксарах рамный французский каркас ”Са-
рет" с напрягаемой сборно-монолитной сплошной
плитой и высоким ригелем (рис. 2, е). В качестве па¬
нелей применяются типовые круглопустотные марки
ПК (рис. 3, а) с напрягаемой стержневой арматурой
класса не более Ат-V, с диаметром пустот 159 мм,
толщиной средних ребер 26 мм, с проволочными сет¬
ками в полках, каркасами в рёбрах, опорными гнуты¬
ми сетками и монтажными петлями, а в связевых пли¬
тах ещё и с закладными деталями и металлоемкими
связевыми каркасами. Расход стали в 6-метровых ря¬
довых плитах составляет 5-6 кг/м2.
В своё время в Германии было закуплено обору¬
дование фирмы "Макс Рот" для изготовления много¬
пустотных панелей на длинных стендах методом бе-
зопалубочного формования (БФ) длинных полос с
последующей их разрезкой на элементы любой дли¬
ны. Панели БФ армируются только нижней и верхней
напрягаемой высокопрочной проволокой Вр-2 или
канатами К-7, поэтому расход стали в них в 2-3 раза
ниже, чем в традиционных марки ПК. Более того, для
их изготовления не требуются арматурные цеха с до¬
рогостоящим, в том числе сварочным оборудованием.
Благодаря высокой степени механизации работ и тех¬
нологичности конструкции трудовые затраты снижены
4
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

Рис. 4. Перекрытие из плит БФ, опёртое по трём сторонам
а - схема трещинообразования; б - схема пластических шарниров
1-1
Hr
1 - колонна; 2 - ригель; 3 - безусадочный бетон; 4 - бетонная шпонка; 5 - шовная арматура; 6 -крайняя плита
в 1,5-2 раза, металлоемкость формовочного оборудо¬
вания - в 3-9 раз, себестоимость - на 10-25%. При
этом получаются плиты высоко качества, пригодные
для устройства чистого пола. В то же время для их из¬
готовления нужен бетон класса не ниже В25 из дефи¬
цитного гранитного щебня фракции до 10 мм и доро¬
гостоящие алмазные диски для распила плит.
Из-за отсутствия в ПБФ закладных деталей и по¬
перечного армирования они мало применялись в ти¬
повом сборном каркасном и панельном домострое¬
нии. В сборно-монолитном каркасе, изготавливае¬
мом современными ДСК, закладные детали не тре¬
буются.
УРАЛПРОМСТРОЙНИИПРОЕКТом, НИИЖБом,
ИСиА БССР и ЦНИИЭП ТБЗ и ТК было проведено
большое количество испытаний панелей "Макс Рот",
узлов опирания и натурных фрагментов перекрытий
с укороченными колоннами, которые показали на¬
дёжность и преимущество ПБФ перед круглопустот¬
ными ПК, изготавливаемыми по агрегатно-поточной
и конвейерной технологиям [7, 8]. Так, несмотря на
отсутствие опорных каркасов, панели БФ с верти¬
кально вытянутыми пустотами, благодаря большей в
1,5	раза приведённой толщине ребер и значительно
более высокой прочности бетона, проходят по нак¬
лонным сечениям на опорах, а образование верхних
вертикальных трещин на опорных участках панелей,
податливо защемлённых в стены, не вызывает их
хрупкого разрушения [7].
Испытания различных конструкций металлических
связей, их анкеровки на растяжение, а также различ¬
ных шпоночных сопряжений элементов перекрытий
на сдвиг и панелей на диагональное сжатие показали
их надёжность и позволили изучить работу стыков
элементов каркаса на различных этапах нагружения.
Исследования работы сборных перекрытий из
ПБФ при действии горизонтальных и вертикальных
нагрузок показали их достаточную прочность и жёст¬
кость в своей плоскости даже при отсутствии преры¬
вистых шпонок в межплитных швах и отсутствии
сплошной монолитной набетонки по верху перекры¬
тия.
Из-за более плотного бетона и отсутствия попе¬
речного армирования панели БФ при испытании на
огнестойкость разрушались раньше плит марки ПК
даже при влажности бетона менее 3-3,5%.
За рубежом для облегчения планировки помеще¬
ний широко применяют большепролетные пустотные
панели пролетом 9-12 м и более, изготовляемые на
длинных стендах как в составе каркасов при опира-
нии на ригели, так и в составе панельных зданий при
опирании на стены. При опирании на ригели и стены
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
5

по трём и четырём сторонам перекрытия из ПБФ при
вертикальных нагрузках работают в двух направле¬
ниях со схемой трещинообразования в виде конвер¬
та и разрушаются в результате среза по продольным
трещинам (рис. 4), но при высоких нагрузках. Это да¬
ёт дополнительный экономический эффект в резуль¬
тате значительного увеличения прочности и жёсткос¬
ти перекрытий.
НИИЖБом совместно с Томским ДСК разработа¬
на экспериментальная архитектурно-строительная
система "ЭАСС" с плоскими сборными ригелями вы¬
сотой всего 30 см (рис. 5), длина которых благодаря
преднапряжению, их совместной работе со сборным
настилом, опёртым по 3-4 сторонам, и созданию ре¬
гулируемой неразрезности может быть увеличена до
9 м и более. Расположение ригелей в перекрытии в
двух направлениях (см. рис. 5) позволяет обеспечить
при пожаре прочность и устойчивость колонн и всей
конструктивной несущей системы и поднять её пре¬
дел огнестойкости до R 120.
Проведенные комплексные исследования сбор¬
ных перекрытий из ПБФ позволили разработать ин¬
женерные методы их расчёта, учитывающие особен¬
ности армирования, изготовления и пространствен¬
ный характер деформирования в вертикальной и го¬
ризонтальной плоскостях с учётом податливости
стыков и трещинообразования на различных уров¬
нях нагружения, при этом решения получены впер¬
вые в замкнутом виде, что очень удобно для проек¬
тирования [8].
В последние годы смонтированы широкие (до 4
м) опрокидывающиеся стенды с переставными бор¬
тами, крепящимися на магнитах, что позволяет гото¬
вить панели стен и пустотных перекрытий разных га¬
баритов без офомного парка форм. Сейчас в России
уже смонтировано около 200 линий БФ и предпола¬
гается увеличение их количества до 500, что позво¬
лит в 2-3 раза сократить расход стали на наиболее
массовой конструкции сборного железобетона [4].
Причем в Томске и Чебоксарах на длинных стендах,
наряду с плитами, готовят также огнестойкие сбор¬
ные ригели и колонны, в том числе из лёгкого бето¬
на. Эта технология в России в ближайшие годы
должна стать основной для массового строитель¬
ства многоэтажных жилых, общественных и про¬
мышленных зданий, что приблизит расход стали в
каркасно-панельных строительных системах 1.020-
1/87, "Сочи", "РАДИУСС НПУ", Б 1.020-1/87 и "Строй-
маш-Вибропресс" к показателям панельных систем
(см. таблицу) [2-6]. По расходу конструкционного бе¬
тона каркасные системы значительно эффективнее
монолитных и панельных.
В заключение можно сказать, что для выхода из
кризиса сборного гражданского и промышленного
многоэтажного домостроения необходимо:
•	переоснащение заводов и комбинатов на длин¬
ные и широкие стенды БФ для изготовления раз¬
личных конструкций, армированных обычной
А500СП и высокопрочной Вр-2 и К-7 напрягае¬
мой арматурой;
•	в зданиях повышенной огнестойкости и сейсмо¬
стойкости провести испытания фрагментов кар¬
каса и плит с целью отказа от трудоёмких и до¬
рогостоящих армированных монолитных набе-
тонки и межплитных прогонов;
•	разработать своды правил для проектирования
и широкого применения экономичных сборно¬
монолитных каркасно- и крупнопанельных
строительных систем из лёгких бетонов, в том
числе с натяжением высокопрочных канатов в
построечных условиях.
Библиографический список
1.	Ханджи В.В. Расчёт многоэтажных зданий со связевым кар¬
касом. - М.: Стройиздат, 1977. - 187 с.
2.	Лепский В.И., Вольский Б.Н., Паньшин Л.Л. Регионально
адаптируемая домостроительная система // Сб.тр. / ИНРЕКОН. -
М., 1992. - Совершенствование конструкций для строительства
общественных зданий. С. 6-14.
3.	Семчеиков А.С. и др. // Бетон и железобетон. 2007, № 4, 5,
6, 2008, № 1.
4.	Кучихин С.Н. Эффективное домостроение // Строительный
эксперт. - 2008. - № 5. - С. 26-29.
5.	"Проектирование и строительство в Сибири" - 2008. - № 2.
6.	Шембаков В.А. Сборно-монолитное каркасное домострое¬
ние. Чебоксары. 2004. - 96 с.
7.	"Разработать руководство по расчёту, конструированию и
применению в зданиях различного назначения предварительно
напряжённых изделий стендового безопалубочного производ¬
ства” //Отчёт по НИР / - Свердловск: УРАЛПРОМСТОРЙНИИП-
РОЕКТ. 1986 - 65 с.
8.	Семченков А.С. Пространственно-деформирующиеся сбор¬
ные железобетонные диски перекрытий многоэтажных зданий.
Дис. ...д-ра техн.наук - М., 1992. - 407 с.
ВНИМАНИЮ подписчиков
Подписка на журнал “Бетон и железобетон” на второе полугодие 2010 г. осущес¬
твляется всеми Отделениями связи (почтой).
Сведенния о подписке находятся в Объединенном каталоге Пресса России
(он в зеленой обложке), т. 1 Газеты и журналы, стр. 200.
Подписной индекс “Бетон и железобетон” - 70050.
6	Бетон и железобетон. - 2010. - №3

IB.А КПЕВЦОВ\, д-р техн.наук, проф., А.Н. БОЛГОВ, канд. техн.наук (НИИЖБ
им. А.А. Гзоздева); В.Я. СУХМАН, канд. техн.наук (ООО “СЛК”)
НОВАЯ КОНСТРУКЦИЯ ПРЕДВАРИТЕЛЬНО НАПРЯЖЕННОГО ПЕРЕКРЫТИЯ С
НАТЯЖЕНИЕМ АРМАТУРЫ В ПОСТРОЕЧНЫХ УСЛОВИЯХ (патент № 76036)
Традиционные конструкции перекрытий с пред¬
варительным натяжением арматуры в построечных
условиях, как правило, представляют собой моно¬
литную железобетонную плиту с армированием
обычной арматурой и предварительно напряженны¬
ми высокопрочными канатами со сцеплением и без
сцепления с бетоном. Основной эффект при приме¬
нении предварительного напряжения в монолитных
плитах перекрытий возникает от создания разгружа¬
ющего отпора в пролете. При проектировании коли¬
чество канатной арматуры назначают таким обра¬
зом, чтобы ее вклад в несущую способность плиты
был равен, либо незначительно превосходил усилия
от собственного веса плиты во избежание образова¬
ния трещин от моментов обратного эксплуатацион¬
ному состоянию знака. При такой конструкции плиты
усилия обжатия бетона весьма незначительны <- по¬
рядка (0,05-0,1 )Rb. Большему обжатию бетона также
препятствуют возведенные вертикальные конструк¬
ции, принимающие часть усилия обжатия на себя.
Между тем, как будет показано ниже, увеличение об¬
жатия бетона существенно влияет на повышение не¬
сущей способности плиты, что позволяет достигать
значительной экономии.
Отличие предлагаемой конструкции (рис. 1) пе¬
рекрытия от традиционной заключается в создании в
плите участков, имеющих разное обжатие, которые
образуются путем раздельного бетонирования с пос¬
ледующим натяжением. При такой схеме устройство
плиты разделяется на 3 этапа: 1-й - бетонирование
надколонных полос; 2-й бетонирование остальных
фрагментов и 3-й - натяжение канатной арматуры.
Так как в момент обжатия бетон надколонных полос
имеет большую прочность и модуль упругости, то
усилие обжатия главным образом воспринимается
надколонными полосами, тогда как остальной бетон
плиты имеет незначительное обжатие.
Рис. 1. Общий вид конструкции перекрытия
Другим рациональным вариантом предлагаемой
конструкции, при котором проявляется данный эф¬
фект, может быть изготовление фрагментов плиты
из бетона разных классов, либо разных видов. Нап¬
ример, тяжелый бетон для надколонных полос и лег¬
кий - для остальной части плиты, обладающих в мо¬
мент обжатия значительно отличающейся продоль¬
ной жесткостью, при этом бетонирование может
быть выполнено в один этап. Использование пред¬
лагаемой конструкции позволяет регулировать уси¬
лие обжатия бетона путем изменения ширины над¬
колонных полос.
При расчете на продавливание в СП 52-101-2003
[1], как и в СНиП 2.03.01-84*[2], отсутствует зависи¬
мость прочности плиты от усилия обжатия. Между
тем, европейские нормы проектирования Eurocode 2
[3]	отмечают значительный рост прочности плиты на
продавливание при обжатии надколонной зоны. По¬
ложительное влияние также установлено в работах
отечественных исследователей [4].
После преобразований формула расчета несу¬
щей способности плит без поперечной арматуры,
согласно Eurocode 2 [4], имеет вид:
VEd =uid(CRd,ck(\QQPlfck)V3 +k\<7cp) '
где Vej- несущая способность плиты без поперечной арматуры на
продавливание; м, - расчетный периметр; d - рабочая высота пли¬
ты; CRdc - коэффициент, принимаемый 0,18; к - коэффициент к
толщине плиты, определяемый по формуле: к= 1 + \200/d< 2,0;
fck - нормативная прочность бетона на сжатие; к\ - коэффициент,
принимаемый равным 0,1; оср - напряжение от усилия обжатия.
Для оценки влияния усилия обжатия по Eurocod 2
на прочность плиты на продавливание был проведен
ряд расчетов плит со следующими характеристиками:
бетон В20-В45; колонна сечением 500x500 мм; коэф¬
фициент армирования р/ = 0,02; напряжения обжатия
изменялись в диапазоне (0,1-0,45)/^.
Требуемую толщину плиты d\ после подстановки
исходных параметров определим из решения следу¬
ющего уравнения:
dx(2c + Sdx)-
(0,18£(1 OOpifcb )|/3 +0,0lRbHd(2c + Sd)) 0
0,\Щ100Р1/Ск)т +0,\<jcp
где с - размер стороны колонны; d, d\ - требуемая толщина пли¬
ты из условия продавливания при обжатии scp = 0 J и scp соот¬
ветственно.
Результаты расчета в виде графика требуемой
толщины плиты, из условия равенства ее несущей
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
7

V
vsN
ч
\
V ч»
ч\
ui
/—
\\ N
\\
V
ч-<
/ Ч
. V ^
ч.
ТУ1/
/ \N
■ч
US-
Т ^ ч
>
^ч
*ч
1 4м
1 |у
^ '
V
*** \
5 ^
«**• '
***
\...
У
««■' '
I	II	12	13	1.4	П
>срЛ,.
Рис. 2. Требуемая толщина плиты из расчета на продавлива¬
ние
-'Ч'
\
lllll
/
рнп»
211	221	Ml	211	211	III	321	141
(ИЩИ 111ТЫ (II.УМ
Рис. 3. Динамика стоимости плиты при пролете 8,4 м из рас¬
чета несущей способности на изгиб
способности, в зависимости от усилия обжатия бето¬
на приведены на рис. 2.
Из графика (рис. 2) следует, что увеличение об¬
жатия плиты позволяет значительно уменьшить ее
толщину при одинаковой ее прочности на продавли¬
вание; при этом с ростом класса бетона эффект об¬
жатия проявляется в большей степени.
Для определения рациональности снижения тол¬
щины плиты определим требуемое количество обыч¬
ной и предварительно напряженной арматуры на 1 м2
из расчета прочности плиты на изгиб. Расчет выпол¬
нялся по методу "заменяющих рам" для плиты со
следующими характеристиками; h = 200-320 мм; ар¬
матура класса А500, канаты К-7 (Rp = 1860 МПа,
Rs n = 1640 МПа); пролет / = 8,4-10 м. Рациональность
снижения толщины плиты удобно выразить в стоимо¬
стном выражении расходуемых материалов (бетона и
арматуры); в расчетах использовались относительные
единицы стоимости материалов; бетон 1 м3 -1 ед, ар¬
матура класса А500 1 т - 4 ед; канаты К-7 - 5,78 ед.
Результаты расчета стоимости бетона и армату¬
ры для плиты пролетом 8,4 м приведены на рис. 3.
Из него следует, что с ростом толщины плиты требу¬
емое количество арматуры и соответственно стои¬
мость ее на 1 м2 снижается, при этом увеличивается
ill !!l Ml ill HI III l!l 141
111Щ 111 111 ТЫ III.УМ
Рис. 4. Динамика относительной стоимости плиты из расчета
несущей способности на изгиб
расход бетона, и его стоимость растет гораздо ин¬
тенсивнее, поэтому увеличение толщины плиты при¬
водит к общему увеличению стоимости конструкции.
На рис. 4 приведено сравнение отношений стои¬
мости бетона и арматуры на 1 м2 плиты в зависимос¬
ти от толщины плиты при разных пролетах. Из него
следует, что с ростом пролета отношение стоимости
бетона к арматуре плиты несколько снижается. Тем
не менее, снижение толщины плиты с ростом проле¬
та остается практически также весьма эффективно и
при больших пролетах.
Выводы
Таким образом, предложенная новая конструк¬
ция предварительно напряженного перекрытия поз¬
воляет:
1.	Повысить усилие обжатия надколонных полос,
что приводит к росту прочности плиты на продавли¬
вание, либо дает возможность уменьшить толщину
плиты без снижения ее прочности на продавлива¬
ние.
2.	Повысить трещиностойкость перекрытия за счет
создания в наиболее нагруженных зонах плиты
большего обжатия по сравнению с традиционной
конструкцией и, как следствие, более позднего обра¬
зования трещин.
3.	Уменьшение толщины плиты приводит к значи¬
тельной экономии бетона. При этом расход армату¬
ры увеличивается в меньшей степени, поэтому в це¬
лом это позволяет значительно снизить стоимость
перекрытия, либо отказаться от ее утолщения в мес¬
те опирания.
Библиографический список
1.	СП 52-102-2004 Предварительно напряженные железобетон¬
ные конструкции.
2.	СНиП 2.03.01-84* Бетонные и железобетонные конструкции.
3.	Eurocode 2. Design of concrete structures - Part 1-1: General
rules and rules for buildings.
4.	Пыжов Ю.К. Прочность опорных зон безбалочных перекры¬
тий железобетонных плит при продавливании: Дисс...
8
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

В.И. ОБОЗОВ, д-р техн.наук, проф., А.Ф. БЕЛЯЕВ, инж. (ОАО “НИЦ “Строительство’’,
ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко)
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ НА МОДЕЛЯХ РАЗРУШЕНИЯ
МОНОЛИТНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ КАРКАСНЫХ ЗДАНИЙ
Согласно [1, 2], в процессе проектирования зда¬
ний повышенной этажности, а также зданий общест¬
венного назначения наряду с традиционными прочно¬
стными расчетами рекомендуется выполнять также
расчеты на сопротивляемость прогрессирующему об¬
рушению конструкций в аварийных ситуациях. В каче¬
стве последних для каркасных зданий рекомендуется
рассматривать случаи мгновенного разрушения од¬
ной из колонн либо участка стен: наружной, если они
несущие, или лестничных клеток и лифтовых шахт.
Расчеты на сопротивляемость прогрессирующе¬
му обрушению конструкций здания выполняются
двумя способами. Согласно первому, производится
обычный статический расчет здания с измененйой в
результате аварии конструктивной схемой с после¬
дующей проверкой наиболее напряженных конструк¬
ций в зоне аварии. Второй способ использует в рас¬
четах метод предельного равновесия. При этом при
выходе из строя колонны определяется разрушаю¬
щая нагрузка плиты перекрытия, расположенной над
удаленной колонной меэду колоннами, окаймляю¬
щими разрушенную колонну. Схема разрушения пли¬
ты принимается в виде "конверта".
В то же время, как показывают расчеты по перво¬
му способу, при выходе из строя колонны происходит
перераспределение продольных усилий не только в
колоннах, соседних с разрушенной, но и в тех из них,
которые расположены над разрушенной колонной по
всей высоте здания. И хотя в этих колоннах усилия, по
сравнению с ситуацией до аварии, уменьшаются [3],
все же их значения таковы (рис.1), что они могут выз¬
вать предавливание перекрытия колоннами.
Для выяснения характера разрушения перекры¬
тия, расположенного над разрушенной колонной,
были проведены экспериментальные исследования
на модельных образцах.
Цель исследований - экспериментальная про¬
верка рекомендаций по расчету зданий на сопротив¬
ляемость прогрессирующему разрушению конструк¬
ций в аварийных ситуациях. В соответствии с пос¬
тавленной целью были сформулированы следую¬
щие основные задачи:
1)	определение характера разрушения монолит¬
ных железобетонных плит при мгновенном выключе¬
нии из работы колонны;
2)	определение соотношения между разрушаю¬
щими нагрузками при ступенчатом возрастании воз¬
действия и при мгновенном выключении опорной ко¬
лонны с полной нагрузкой;
3)	исследование характера и последовательнос¬
ти образования трещин при ступенчатом и при мгно¬
венном приложении нагрузки.
Для решения этих задач были изготовлены и ис¬
пытаны модельные образцы в количестве 10 штук.
Образцы представляли собой монолитные железо¬
бетонные плиты квадратной формы в плане с одной
колонной (рис. 2). Масштаб модельного образца 1:3.
Предварительный расчет образцов выполняли мето¬
дом предельного равновесия, а также с помощью
программного комплекса Лира 9.2 в физически и
конструктивно нелинейной постановке с учетом ха¬
рактера приложения нагрузки.
Опытные образцы плит из монолитного железо¬
бетона запроектированы размером 700x700 мм, тол¬
щиной 70 мм и фрагментом колонны сечением
100x100 мм, высотой 250 мм. Для приготовления 1 м3
бетона были использованы составляющие в следую¬
щем соотношении (кг): цемент - 460, песок - 644, ще¬
бень - 1433, вода - 209, В/Ц - 0,45. При приготовле¬
нии бетонной смеси применялся портландцемент
марки 300, щебень фракции 5-10 мм. Компоненты
дозировались по массе. Образцы бетонировали в
жесткой разъемной деревянной опалубке с уплотне¬
нием площадочным вибратором. При этом из каждо¬
го замеса отбирали бетонную смесь для изготовле¬
ния кубов в стандартных стальных формах с разме¬
ром сторон 10 см. Кубы испытывали на прессе спус¬
тя 1 мес после изготовления. Твердение бетона плит
и кубов происходило в условиях цеха, где они изго¬
тавливались. Средняя температура в цехе составля¬
ла 20-25 °С.
Армирование монолитных плит принято плоски¬
ми арматурными сетками из проволоки диаметром
2 мм класса Вр-1. Шаг стержней в обоих направле¬
ниях - 50 мм. Стержни арматурной сетки испытаны в
количестве трех образцов от каждой партии. Испы¬
тания образцов бетона и арматуры проводились по
методикам ГОСТ 10180, ГОСТ 12004. По результатам
испытания арматурных стержней на растяжение по¬
лучено осредненное значение временного сопротив¬
ления - 6370 кг/смг.
Для испытания монолитных плит с колоннами
был запроектирован и изготовлен специальный
стенд, опорные устройства для плиты, рычажная
нагружающая система с нагрузочными, распредели¬
тельными и упорными устройствами, платформой и
штучными грузами (рис. 3).
Стенд (2) сварен из металлического профиля ко¬
робчатого и уголкового сечения. Опытные образцы
плит (1) по контуру опирались на четырехугольный
"столик" из уголков 63x63x5, размеры которого соот¬
ветствовали размерам плиты в плане. Для создания
защемления по контуру плиты использовалась четы¬
рехугольная рама из уголков 63x63x5, которая уста-
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
9

ООО
ПО•
1
I
_|
s.
J
J
ТОО
Гею.
-
-Ь*
и»
>Ы1
1ва|
раит I
V
k.
г
Рагруааиа млоина 1-га пажа лра
иарматммы! иагруиа
я
>
с
400
300
хо
Ю0 1
N
>
_ . . Рамуама колоииа 1-r# itiaj пра
ДМСТМЯ пронтиы! HirpyiM
-■
-
--
. *
. *
-
• •
-
-
-
' >
>
V
гп
" *
■«
S
"1C
а5
_ (
:.
т;
Ж
I
I
S
1
i
2
3
1
%
*
7
1
*
10
и
в
и
и
a
|«
17
и
»*
а»
21
22
21
24
•■■■ 8*)Д«фМТИ»1Й ирМИ!
Ki
BM
ж
TS
rci
w
Ml
М2
M
SM
□ES
52
□3LC33EDD
	PaiiyatMi im»m« 1-ft мажа npi
HtyMITNlNWI иагруив
t5T
PS
"ж
n
ж
3W
Э»
MM
Ш
ж
2М
ж
ж
3
00
ЭЯ
т
3
т
112
#4
«0
— . . Piuyilll 1МИ11 In HIM
д«аст|аа армшял мгрут
M
no
2M
ж
5
*
Я4
ж
m
£S
ж
ж
зм
)С
3
эй
2В
ж
3
МО
ial
71
"в
Рис. 1. Усилия в колоннах (т),
расположенных над разрушен¬
ной колонной
б)
ь.
\j и
Рис. 2. Опалубочный чертеж опытного монолитного образца плиты с опирающейся колонной (А), схема армирования (Б), опа¬
лубка с установленными арматурными каркасами (В)
1 - монолитная плита; 2 - колонна; 3 - стальная рама для создания защемления на контуре плиты; 4 - арматурный каркас; 5 - ар¬
матурные сетки плиты
Пин опатноО установки
гН
Роэоез Б-Б
Разрез А-А
Рис. 3. Конструктивная схема испытательной установки
1 - образец плиты с колонной; 2 - испытательный стенд; 3 - стойка-тколоннам; 4 - центровочный уголок;
5 - опорная балка из уголка; 6 - упорная балка; 7 - крепеж стенда к силовому полу; 8 - силовая рама;
9 - элементы силового пола; 10 - нагрузочный рычаг; 11 - корзина с грузом; 12 - ловитель; 13 - отрезок
трубы
навливалась на образец сверху и стягивалась с не¬
сущим стендом болтами. Для обеспечения кинема¬
тической неизменяемости при испытании стенд (2) и
силовая рама (8) жестко прикреплялись болтами и с
помощью сварки (7) к основанию - силовому полу (9).
Для нагружения опытных образцов использова¬
лась рычажная система, которая включала в себя
рычаг из металлического профиля (10), промежуточ¬
ный опорный уголок (5), корзину для укладки грузов
(11), ловитель груза, который срабатывал в случае
10
Бетон и железобетон. - 2010. - Ns3

Таблица 1
№
опыта
Дата
испытания
Дата
бетонирования
Разрушающая
нагрузка, кг
Кубиковая
прочность, R, кг/см2
Призменная
прочность, кг/см2
Класс
бетона
1 (ст.)
09.09.09 г.
08.06.2009 (5 замес)
1928,3
121,1
78,6
В12,5
2 (ст.)
10.09.09 г.
03.06.2009 (3 замес)
2211,1
183,1
107,5
В15
3
10.09.09 г.
08.06.2009 (4 замес)
2300,5
173,1
103,3
В15
4
11.09.09 г.
08.06.2009 (4 замес)
2785,9
173,1
103,3
В15
5 (ст.)
11.09.09 г.
08.06.2009 (4 замес)
2186,6
173,1
103,3
В15
6
14.09.09 г.
02.06.2009 (1 замес)
1998,8
188
109,4
В15
7
15.09.09 г.
02.06.2009 (2 замес)
2153,8
142,1
89,2
В15
8
15.09.09 г.
02.06.2009 (2 замес)
1895,9
142,1
89,2
В15
9
15.09.09 г.
08.06.2009 (5 замес)
2036,3
121,1
78,6
В12,5
10
16.09.09 г
03.06.2009 (3 замес)
2429,9
183,1
107,5
В15
Рис. 4. Испытательная установка перед началом эксперимента
Рис. 5. Экспериментальные значения разрушающих нагрузок
для модельных плит
мгновенного разрушения плиты. Колонны нагружа¬
лись с помощью рычажного устройства через цент¬
ровочный уголок (5) и распределительную металли¬
ческую пластину для исключения деформаций смя¬
тия бетона колонны.
Выбор рычажной системы был вызван необ¬
ходимостью создания "следящей" нагрузки на пли¬
ту в момент выключения из работы верхней
стойки-колонны. Металлическая стойка-колонна (3)
имела распределительную пластину 100x100 мм и
устанавливалась на одной вертикальной оси с
железобетонной колонной опытного образца. Для
облегчения выбивания стойки-колонны упор в
верхнюю балку (6) стенда осуществлялся через
цилиндрический шарнир - стержень круглого сече¬
ния. Сама упорная балка (6) крепилась к П-образ-
ным силовым рамам установки, которые восприни¬
мали усилия, возникающие в процессе экспери¬
мента за счет жесткого крепления к силовому полу
(9).
Опытные образцы монолитных железобетонных
плит устанавливались в стенд железобетонными ко¬
лониями вниз. Это облегчало визуальный контроль
за растянутой зоной плиты в ходе проведения экспе¬
римента. позволяло более рационально располо¬
жить рычажную систему и удаляемую стойку-колон-
ну, расположенную над плитои.
Согласно принятой методике испытаний, было
произведено два вида опытов:
-	при действии ступенчато возрастающей нагрузки;
-	при импульсном воздействии полной нагрузки
вследствие мгновенного удаления верхней стойки-
колонны.
Три из изготовленных образцов были испытаны
на ступенчато возрастающую нагрузку при отсут¬
ствии колонны над плитой. Оставшиеся 7 образцов
испытывали на импульсную нагрузку путем выбива¬
ния верхней колонны (3) при полной нагрузке.
В процессе обоих видов испытаний производи¬
лась фиксация значений разрушающей нагрузки и
характера и дислокации образовавшихся трещин. В
опытах со ступенчатым приложением нагрузки фик¬
сировалось появление и развитие трещин по мере
возрастания нагрузки.
Образцы, разрушенные при ступенчато возрас¬
тающей нагрузке, имеют номера: №1, 2 и 5. Образ¬
цы, разрушенные при импульсном воздействии пол¬
ной нагрузки, имеют номера: №3, 4, 6, 7, 8, 9 и 10.
Эксперимент № 10 был произведен при длитель¬
ном выдерживании плиты под нагрузкой, близкой к
разрушающей. После выдерживания он был дове¬
ден до разрушения.
Сводные данные результатов эксперименталь¬
ных исследований приведены в табл. 1.
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
11

Экспериментальные значения разрушающих наг¬
рузок для модельных плит представлены на графике
(рис. 5). у
В связи с тем, что при испытаниях разрушение
всех образцов начиналось с продавливания плиты
колонной, разрушающая нагрузка напрямую должна
зависеть от прочности бетона на растяжение. Поэто¬
му наиболее корректным представляется сравнение
разрушающих нагрузок образцов, испытанных при
разном характере нагружения, но изготовленных из
одного замеса бетона. Такими образцами являются:
№2, 10 (3 замес); №3, 4, 5 (4 замес) и №1, 9 (5 за¬
мес). Следует отметить, что во всех случаях мгно¬
венно прикладываемая разрушающая нагрузка ока¬
залась несколько большей, чем соответствующая
ступенчато возрастающая нагрузка.
Для образцов №2 и 10 эта разница составила
10%, для образцов №3, 4 и 5 - 16%, для образцов
№1 и 9 - 5,5%.
Эти результаты корреспондируются с разруше¬
нием конструкций при ударе: статически приложен¬
ная разрушающая нагрузка в 1,5 раза меньше удар¬
ной разрушающей. В проведенных испытаниях эта
разница меньше, что можно объяснить тем, что в на¬
шем случае мгновенно приложенная нагрузка не
снималась и в дальнейшем трансформировалась в
статическую. Такой характер приложения нагрузки в
проведенных экспериментах соответствует ситуации
при полном выходе из строя вертикальных несущих
конструкций в здании.
В табл. 2 представлены сравнительные данные
по величинам разрушающих нагрузок при ступенча¬
том и мгновенном нагружениях для образцов одного
замеса.
Таблица 2
Дата
бетонирования
Импульсное
нагружение,
Рразр.имп' кг
Ступенчатое
нагружение,
Рразр.ст' кг
Превышение,
%
03.06.2009
(3 замес)
2429,9
2211,1
10
08.06.2009
(4 замес)
2300,5
2785,9
2186,6
16
08.06.2009
(5 замес)
2036,3
1928,3
5,5
На рис. 6. представлены фотографии плит после
их испытания с доведением до разрушения с харак¬
терным расположением трещин.
Анализ результатов выполненных эксперимен¬
тальных исследований позволяет сделать следую¬
щие выводы.
1.	Во всех случаях разрушение происходило в ре¬
зультате продавливания плит колоннами.
2.	Проведенные экспериментальные исследования
модельных образцов плоских железобетонных плит
на импульсное воздействие в результате внезапного
удаления колонны показали, что практически во всех
.<*10
Рис. 6. Фотографии плит после их испытания
случаях наблюдается увеличение несущей способ¬
ности плит по сравнению со ступенчатым нагружени¬
ем. Разрушающая нагрузка при мгновенном удале¬
нии колонны для образцов одного замеса на 5,5-16%
выше, чем разрушающая нагрузка тех же образцов
при ступенчатом нагружении.
3. Перенос полученных результатов на натурные
монолитные железобетонные перекрытия каркас¬
ных зданий с помощью теории подобия следует
считать приближенным из-за того, что соотношение
генеральных размеров в плане модельных плит
значительно отличается от сетки колонн каркас¬
ных зданий. Однако качественно полученные в
эксперименте результаты для натуры справедли¬
вы.
Библиографический список
1.	Рекомендации по защите высотных зданий от прогрессирую¬
щего обрушения, Москомархитектура.- М.: 2006.
2. Рекомендации по защите монолитных жилых зданий от прог¬
рессирующего обрушения, Москомархитектура - М.: 2005.
3.	Обозов В.И., Беляев А.Ф. Анализ напряженно-деформиро¬
ванного состояния конструкций монолитных каркасных зданий в
аварийных ситуациях//Строительная механика и расчет сооруже¬
ний. - №2. - 2009.
Материалы, касающиеся содержания статьи,
хранятся в ЦНИИСК им. В.А.Кучеренко-филиал ОАО
"НИЦ "Строительство": 109428, Москва, ул. 2-я Инс¬
титутская, 6, стр. 37.
Тел.: (499) 174-77-91
12
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

БЕТОНЫ
PH. ЧЕРНОУСОВ, инж., Н.Н. ЧЕРНОУСОВ, канд. техн. наук, Б.А. БОНДАРЕВ, д-р техн.
наук, проф. (Липецкий государственный технический ун-т), А.А. КОРАБЛИН, инж.
(ООО “НТО “Эксперт")
ИСТИРАЕМОСТЬ ЖЕСТКИХ ДОРОЖНЫХ ОДЕЖД С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ
МЕЛКОЗЕРНИСТОГО СТАЛЕФИБРОШЛАКОБЕТОНА (СФШБ)
Монолитные покрытия промышленных полов и
жестких дорожных одежд с применением дисперс¬
но армированных бетонов получают все более ши¬
рокое распространение в практике строитель¬
ства.
В условиях непрерывного роста стоимости стро¬
ительных материалов, непредсказуемого во време¬
ни нарастания интенсивности движения и увеличе¬
ния нагрузки наиболее эффективной мерой в проек¬
тировании дорожной одежды является создание "ба¬
зовой" конструкции с учетом последующего наращи¬
вания поверхностных слоев при реконструкции и
рассчитанной на перспективную долговечность за
счет повышения ресурса несущей способности це¬
ментобетонного покрытия.
Существенное увеличение долговечности (при
уменьшении стоимости строительных материа¬
лов) может быть осуществлено за счет примене¬
ния дисперсноармированных мелкозернистых бе¬
тонов на основе отходов местного производства
[1].
Для разработки технических решений при проек¬
тировании жестких дорожных одежд из СФШБ и оп¬
ределения рациональных областей их использова¬
ния изучали физико-механические свойства СФШБ,
оказывающие наибольшее влияние на стойкость
жестких дорожных одежд к эксплуатационным воз¬
действиям, в том числе истираемость (износостой¬
кость) материала. Установлено, что решающим фак¬
тором при выборе и назначении составов трудноис¬
тираемых бетонов является минимальное содержа¬
ние в нем растворной части, так как только от стой¬
кости цементного камня скорость разрушения раз¬
личных бетонов может меняться в 2-3 раза. Но, учи¬
тывая экономическую целесообразность использо¬
вания дешевых вторичных ресурсов промышленного
производства, изучались свойства СФШБ по сопро¬
тивлению нагрузкам, вызывающим постепенное его
разрушение путем отрыва мелких частиц, т.е. исти¬
раемости.
Для изготовления опытных составов (табл. 1), яв¬
ляющихся бетонной матрицей сталефибробетонных
смесей, применяли портландцемент Старооскольс¬
кого цемзавода марки 500, в качестве мелкого запол¬
нителя - отсевы от дробления литого шлакового
щебня (фракция 0...5 мм) доменного производства
НЛМК.
Таблица 1
Состав матрицы
№
п/п
Компонент
Расход компо¬
нентов, кг/мэ
1
Портландцемент М500
420
2
Отсев от дробления литого шлакового щебня
1590
3
Добавка Реламикс (10%-ный раствор)
16
4
Вода
300
В качестве арматуры использовали четыре вида
стальных волокон (фибр) различных изготовителей:
первый - фибры, фрезерованные из стального
листа, прямоугольного сечения (d3Ke = 0,49 мм) дли¬
ной 37-45 мм (1ср = 42 мм) с расчетным сопротивле¬
нием растяжению Лу= 450-460 МПа (рис. 1, а);
второй - фибры, рубленные из холоднокатаной
стальной проволоки волнистого очертания длиной
70 мм, диаметром 0,6-0,7 мм с расчетным сопротив¬
лением растяжению Rj-= 690-710 МПа (рис. 1, б);
третий - фибры волнистого очертания, рубленные
из проволок различного диаметра (определение сред¬
него диаметра фибр приведено в табл. 2) отработан¬
ных стальных канатов, длиной 60-70 мм с расчетным
сопротивлением растяжению Rf = 1100-1200 МПа
(рис. 1, в);
четвертый - рубленные из стальной проволоки
(аналог фибры "Драмикс” бельгийской фирмы "Бе-
карт"), диаметром 0,8 мм, длиной 60 мм с расчетным
сопротивлением растяжению Rf = 1000-1100 МПа
(рис. 1, г).
Рис. 1. Виды фибры, применяемой в жестких дорожных одеж¬
дах
а - фибра из стального листа; б - фибра из проволоки; в - фиб¬
ра из стальных канатов; г)- фибра из проволоки (аналог Дра-
микс")
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
13

Таблица 2
Определение среднего диаметра фибр из стальных канатов
Диаметр проволок
Ц),мм
Число проволок в
канате (л,), шт.
Определение среднего диаметра фибр
Л, • dj
К • d>)
0,8
1
0,8
0,64
0,9
2
1,8
1,62
1,0
20
20
20
1,1
5
5,5
6,05
1,2
12
14,4
17,28
1,3
45
58,5
76,05
м
S'
II
о
Z(ni• df)= 121,64
dj = Г (л,- • dj2)/L (rij • dj) = 1,2 мм
Таблица 3
Технические'и стоимостные показатели стальной фибры (по справочным данным организаций - изготовителей)
Наименование
Геометрические размеры, мм
Временное
сопротивление
разрыву, Rt МПа
Цена, р/кг
/
d
ltd
Изготовитель - ОАО "Завод Железобетон",
Липецк
Фрезерованная из листа (рис. 1, а)
40
0,5
80...100
450 . . .500
26-00
Рубленная из латунированной проволоки (вторсырье
в виде щеточных волокон дорожных и других машин)
24
40
64
80
120
0,3
0,5
0,8
80...400
2450...2500
28-00
Рубленная из стальной низкоуглеродистой проволоки
общего назначения по ГОСТ 3282-74 (рис. 1, б)
60
70
0,5
0,6
0,7
0,8
100
690...710
32-20
Рубленная из проволоки канатов и тросов
(вторсырье) ( рис. 1, в)
80
1,0
80
900 ...1350
19-30
Примечание: Отходы листопрокатного стана НЛМК - 6100 т/год; Отработавшие производственный ресурс канаты и тросы шахт,
рудников, карьеров, строительных и других организаций Липецка и области - 90 т/год; отходы щеточного производства и щетки
дорожных машин - 38,4 т/год.
Изготовитель- ЗАО"
’Mnkas", Москва
Рубленная из стальной проволоки, EN 10016,
C12D2-C18D2, институт стр.техн., Берлин
(аналог "Dramix") ( рис. 1, г)
40
60
0,8
1,0
50
60
950... 1350
34-90
Технические и стоимостные показатели фибровой
арматуры, изготовляемой из отходов промышленных
производств Липецкого региона в ОАО "Завод Желе¬
зобетон", Липецк ( фибры 1...3 вида) и рубленной из
стальной проволоки, EN 10016, C12D2-C18D2 (услов¬
ная марка ФРП "Силур”, институт стр. техн., Берлин
(аналог" Dramix"), производителя ЗАО "Mnkas", Моск¬
ва (фибры 4 вида), приведены в табл. 3.
В экспериментах при исследовании СФШБ изуча¬
лась истираемость материала в зависимости от ви¬
ды фибровой арматуры и процента объемного арми¬
рования. На истираемость испытывали образцы раз¬
мером в плане 60x60 мм, толщиной 100 мм, выпили¬
ваемые из бетонных образцов большего размера,
прошедших косвенные испытания на растяжение
методом расклинивания [2].
Образцы истирались нижней поверхностью в
воздушно-сухом состоянии на лабораторной уста¬
новке ЛКИ-3 по методике ГОСТ 13087-81 "Бетоны.
Методы определения истираемости". В качестве аб¬
разивного материала использовали Вольский песок
по ГОСТ 3647-71. К каждому образцу (по центру)
прикладывали сосредоточенную вертикальную наг¬
рузку, соответствующую давлению (60±1) кПа. Через'
каждые 30 м пути истирания, пройденного образца¬
ми (28 оборотов), истирающий диск останавливали.
С него удаляли остатки абразивного материала
(Вольского песка) и истертого в порошок бетона, на¬
сыпали на него новую порцию абразива и снова
включали привод истирающего круга. Указанную
операцию повторяли 5 раз, что составило 1 цикл ис¬
пытаний (150 м пути испытания). После каждого цик¬
ла испытаний образец (образцы) вынимали из гнез¬
да, поворачивали на 90° в горизонтальной плоскости
(вокруг вертикальной оси) и проводили следующие
циклы испытаний. Всего проводили 4 цикла испыта¬
ний для каждого образца (общий путь истирания ра¬
вен 600 м).
Истираемость бетона на круге истирания G\ в
г/см2, характеризуемую потерей массы образца, оп¬
ределяли с погрешностью до 0,1 г/см2 для отдельно¬
го образца по формуле
14
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

liiiciyituiCTiMiMiCTiCMtiiifHNiiriijuiiiiUMipiiiiiiiiUifilpiiil
1 p И111 p ы
11ъiУiu11p11111 ipMipiiiin.X
Рис. 2. Зависимость истираемости СФШБ от объемного про¬
цента армирования и вида фибровой арматуры
шишки iciiyimicii п ilkiHiin iptiiiu ipiiipiiiiii
iltmul ip11111 ipHipiniii.X
Рис. 3. Общая зависимость истираемости СФШБ от объемно¬
го процента армирования
Таблица 4
Экспериментальные данные исследования на истираемость
Серия
/i,%
Истираемость СФШБ, г/см2
G\,G\
Примечание
(эксп) G\ (рис. 2, 3)
(теор.) G{ (6)
О
0
0,498
0,498
1,00
Матрица: В/Ц = 0,741, Ц:Отсев = 1:3,789
ЛФ-0,5
0,5
0,351
0,389
0,90
Матрица: В/Ц = 0,741, Ц:Отсев = 1:3,789
Арматура: фибра из листа(рис.1,а)
ЛФ-1,0
1,0
0,308
0,319
0,97
ЛФ-1,0
1.5
0,273
0,289
0,94
ПФ-0,5
0,5
0,359
0,389
0,92
Матрица: В/Ц = 0,741, Ц:Отсев = 1:3,789
Арматура: фибра из проволоки (рис.1, б)
ПФ-1,0
1,0
0,315
0,319
0,99
ПФ-1,0
1,5
0,286
0,289
0,99
ТФ-0,5
0,5
0,432
0,389
1.11
Матрица: В/Ц = 0,741, Ц:Отсев = 1:3,789
Арматура: фибра из канатов (рис.1, в)
ТФ-1,0
1.0
0,333
0,319
1,04
ТФ-1,0
1,5
0,298
0,289
1,03
ДФ-0,5
0,5
0,386
0,389
0,99
Матрица: В/Ц = 0,741, Ц:Отсев = 1:3,789
Арматура: фибра из проволоки типа
"Драмикс" (рис.1, г)
ДФ-1,0
1.0
0,335
0,319
1,05
ДФ-1,5
1.5
0,286
0,289
0,99
ту - т7
Gi= т -	о)
F
где - масса образца до испытания, г; mi - масса образца после
4 циклов испытания, г; F- площадь истираемой грани образца, см2.
Зависимости истираемости СФШБ от объемного
процента армирования и вида фибровой арматуры и
без ее учета приведены, соответственно, на рис. 2 и
3.	Основные результаты испытаний приведены в
табл. 4.
Анализ экспериментальных данных показал, что
истираемость шлакобетона, армированного отрезка¬
ми стальной проволоки любого вида и при любом
проценте объемного армировании, меньше, чем у
неармированного бетона. При одинаковом проценте
армирования истираемость меньше у СФШБ с ис¬
пользованием фибры вида 1 (рис.1, а).
Получены формулы (2...5) для определения ис¬
тираемости СФШБ для различных видов фибровой
арматуры в зависимости от истираемости матрицы и
объемного процента армирования.
Для листовой фибры (рис.1, а):
в(ЛФ) = 0,112/I2- 0,311-^+0,493	(2)
Для проволочной фибры (рис.1, б):
G(IJ0) = 0,11 /л2 - 0,301 ц + 0,494	(3)
Для фибры из канатов (рис.1, в):
G(ТФ) = 0,031/i2- 0,Шц + 0,502	(4)
Для фибры типа "Драмикс" ( рис1 ,г):
в(ДФ) = 0,063^-0,232/1 + 0,495	(5)
Для практического применения предлагается
упрощенная формула (6) для всех видов фибрового
армирования (см. рис.З) в зависимости от истирае¬
мости матрицы и объемного процента армирова¬
ния:
15
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

Gfi = 0,079-^u2 - 0,25871 + Gw,
(6)
Библиографический список
где Gfo - истираемость СФШБ, г/см2; - истираемость матрицы,
г/см2.
Расхождение экспериментальных данных с вы¬
численными по предложенной формуле составляет
в среднем по 12 сериям +7,7 % (см. табл. 4).
1.	Черноусое Н.Н., Пантелькин И.И. Железобетонные
конструкции с использованием дисперсно-армированного шлако-
пемзобетона. - М.: Изд.АСВ, 1998. - 230 с.
2.	Бондарев Б.А., Черноусое Р.Н. Определение модуля упру¬
гости и предела прочности сталефибробетона при растяжении
методом расклинивания // Научный вестник ВГАСУ. Строитель¬
ство и архитектура. - 2008. - №3(11). - С. 67-71.
И.В. СТЕПАНОВА, канд. техн. наук, В.Я. СОЛОВЬЕВА, д-р техн. наук, проф.,
А.В. КАСАТКИНА, инж. (ФГОУ ВПО ПГУПС); Д.С. СТАРЧУКОВ, канд. техн. наук
(ВКА им. А.Ф. Можайского, Санкт-Петербург)
ПОЛУЧЕНИЕ И СВОЙСТВА БЕТОНОВ С ЖЕЛЕ30(Ш)-С0ДЕРЖАЩИМ ЗОЛЕМ
В работе [1] показано, что дисперсии твердых ве¬
ществ определенной природы и размера могут
способствовать катализу гидратационных процес¬
сов, что активирует процессы твердения и сущест¬
венно меняет свойства камня. Особенно это замет¬
но, если крупность дисперсий твердой фазы соотве¬
тствует наноразмеру [2] (коллоидные частицы), пос¬
кольку в этом случае механизм влияния затрагивает
введение в твердеющую систему наноструктурных
элементов. Так, прослежено [3], что кремнезоль по¬
вышает более чем на 50% твердость поверхности
бетонного камня [3, 4], добавка кремнезоля в бетон
позволяет получить высокопрочный бетон класса
В60 на рядовом цементе [4].
Кремнезоль в гидроизоляционном покрытии поз¬
воляет создать тонкослойную цементную компози¬
цию, превышающую по свойствам органо-минераль-
ную композицию [5]. Однако, как известно, твердые
коллоидные и неколлоидные добавки могут быть
разной природы - не только твердые кислоты в виде
SK^n^O и их аналогов, но и более основные в ви¬
де оксидов и гидроксидов, среди которых одним из
наиболее доступных являются оксиды и гидроксиды
Fe(lll). При этом можно предположить, что железо
(Ш)-содержащие добавки на основе дисперсий кол¬
лоидного размера обеспечат введение в систему на¬
ноструктур, а также образование повышенного коли¬
чества гидратных соединений, что и будет способ¬
ствовать повышению прочности бетона.
На первом этапе работы исследовано влияние
железо (Ш)-содержащих дисперсий коллоидного раз¬
мера на цементную твердеющую систему. С этой
целью использовали коллоидный раствор гидрокси¬
да железа (III) и портландцемент ПЦ400 Д20 Пикале-
вского объединения "Глинозем". Эффективность
действия золя гидроксида железа оценивали по
прочности на сжатие образцов размером 2x2x2 см,
изготовленных из цементной пасты. Образцы
твердели в нормальных условиях при температуре
(20±2)°С. Золь гидроксида железа 0,1%-ной концент¬
рации получали путем гидролиза солей трехвалент¬
ного железа. Результаты проведенных исследований
представлены на рис. 1.
Количество золя от массы цемента, %
Рис. 1. Взаимосвязь прочности цементного камня и количест¬
ва золя гидроксида железа во времени: 7 и 28 сут
Установлено, что рациональное количество золя
гидроксида железа составляет 0,25 мас.% от массы
цемента, и при его введении в цементную пасту
прочность на сжатие максимально повышается в
раннем и проектном возрасте, что составляет 61 и
50% соответственно. Определено, что золь гидрок¬
сида железа одновременно обладает пластифициру¬
ющим эффектом, так как при его использовании ко¬
личество воды уменьшается на 8%.
Для оценки изменения гидратационной активнос¬
ти образцов камня в присутствии золя гидроксида же¬
леза проведены комплексные физико-химические ис¬
следования. Данные рентгенофазового анализа об¬
разцов искусственного камня в присутствии золя гид¬
роксида железа (рис. 2, кривая 2) свидетельствуют об
усилении степени гидратации цемента и появлении
новой фазы, представленной гетитом (FeOOH), обра¬
зование которой подтверждено появлением новых ли¬
ний при din = (4,18; 2,69; 2,45; 2,18)-1010 м. Результаты
РФА анализа подтверждаются и данными диффе-
ренциально-термического анализа, согласно кото¬
рым у образцов искусственного камня с добавкой зо-
16
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

1	- контрольный
2	- с добавкой золя
гидроксида железа
Прочность мелкозернистого бетона в присутствии золя
железа (III)
Рис. 2. Рентгенограммы образцов
цементного камня (возраст 28 сут) -
0-0,3	контрольный	(1)	и	с	добавкой	Fe(lll)-
Д - Ca(OH)j	C-S+H20~	золя
■ - CSH(1)	CSU(I)	+	Са(ОН),
и -FeOOH (гетит)
Таблица 1	Таблица	2
Кинетика прочности бетона В22.5, активированного золем
гидроксида железа (III)
№
п/п
Марка
бето¬
на
Расход на 1 м3
бетона, кг
В/Ц
Прочность, МПа
на сжатие
на растяжение
при изгибе
ПЦ400
Д20
Золь
гид¬
рокси¬
да же¬
леза
Возраст, сут
7
28
7
28
1
22,5
360
-
0,51
10,8/100
15,4/100
1,9/100
2,8/100
2
360
0,9
0,50
15,9/147
22,2/144
3,0/159
4,4/157
3
30,0
410
-
0,50
12,7/100
20,8/100
2,3/100
3,7/100
4
410
1,025
0,49
18,7/147
30,3/144
3,7/159
5,8/157
Подвижность б/смеси по погружению конуса - 6,0 см.
ля гидроксида железа на 17% увеличивается содер¬
жание химически связанной воды, а также наблюда¬
ется усиление эндоэффекта в области температур
(510-520)°С. Последний обусловлен дегидратацией
Са(0Н)2, что также характеризует увеличение степе¬
ни гидратации цемента, а также подтверждается об¬
разованием новой фазы гетита, появлением эндоэф¬
фекта при температуре 380°С и экзоэффекта при
температуре 680°С.
Новая фаза гетита имеет игольчатую структуру,
поэтому его образование оказывает армирующее
действие на формирующуюся структуру бетона,
следствием чего возможно улучшение прочности на
растяжение при изгибе.
Для определения прочности на сжатие и на растя¬
жение при изгибе готовили образцы-балочки разме¬
ром 4x4x16 см из мелкозернистого бетона (раствора).
Полученные результаты представлены в табл. 1. Они
показывают, что в присутствии золя гидроксида же¬
леза в большей степени повышается прочность на
растяжение при изгибе, и в проектном возрасте ее
№
п/п
Условия
твердения
Прочность на сжатие, МПа
Возраст, сут
3
7
28
контр.
с золем
гидрок¬
сида же¬
леза (III)
контр.
с золем
гидрок¬
сида же¬
леза (III)
контр.
с золем
гидрок¬
сида же¬
леза (III)
1
Нормаль¬
ные,
t=(20±2)°C,
W = 95%
9,6
16,9
20,4
31,7
30,5
44,6
2
ТВО* при
t=(60+5)°C
17,1
30,7
23,3
37,1
30,0
43,8
3
ТВО при
t=(70±5)°C
19,6
29,2
25,9
35,0
29,9
41,7
4
ТВО при
t=(80±5)°C
21,8
27,9
27,2
33,7
29,6
40,4
* Режим ТВО: Зч - Зч - 6ч - Зч (хранение в естественных услови¬
ях - подъем температуры - изотермический прогрев - охлажде¬
ние).
рост составляет 57%, а рост прочности на сжатие -
44%.
Определено, что при добавлении золя гидрокси¬
да железа проектная прочность на сжатие активиро¬
ванного раствора повышается более чем на марку.
Установлено также, что введение железо(Ш^содер¬
жащих коллоидных дисперсий ускоряет процессы
твердения таким образом, что прочность активиро¬
ванного бетона в возрасте 7 сут соответствует прое¬
ктной прочности контрольного состава.
Выбор рациональных условий твердения цеме¬
нтсодержащей композиции, активированной золем
гидроксида железа, осуществлялся по изменению
прочности на сжатие бетона класса В22,5 как наибо¬
лее распространенного в строительстве. Для этого
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
17

1, mA / см2
«чирада
Рис. 3. Анодные поляризационные кривые стали
1 - цемент (контрольный); 2 - цемент с золем гидроксида железа Fe (III) с
размером дисперсий (10*... 107) м
готовили образцы-кубы размером 10x10x10 см, ко¬
торые твердели в нормальных условиях и в теплов¬
лажностных с температурой изотермического прог¬
рева, изменяющейся от 60 до 80°С. Полученные ре¬
зультаты представлены в табл. 2.
Установлено, что наибольшее значение прочнос¬
ти в возрасте 28 сут имеет активированный бетон
нормального твердения, к которому по значению
прочности приближается бетон тепловлажностного
твердения с температурой изотермического прогре¬
ва (60+5)°С. Сравнительный анализ прочности конт¬
рольного и активированного составов показал, что
действие золя гидроксида железа равноценно теп¬
ловому энергетическому воздействию с температу¬
рой 60°С.
Водонепроницаемость, морозостойкость, исти¬
раемость для контрольного и активированного бето¬
на классов В22.5 и ВЗО в возрасте 28 сут нормально¬
го твердения показали следующее (табл. 3).
Таблица 3
Физико-механические характеристики бетона,
активированного золем гидроксида железа (III)
№
п/п
Класс
бетона
по
проч¬
ности
на сжа¬
тие, В
Расход на 1 м3
бетона, кг
В/Ц
Водопоглоще-ние,
%/отн.%
Водонепроницаем
мость, МПа
Морозостойкость,
циклов
£
ЭЕ Ж
0) ^
а!
Б
ПЦ400
Д20
Золь
гидрокси¬
да железа
1
22,5
420
-
0,49
5,1/100
0,8
200
0,89/100
2
420
1,05
0,48
3,8/74
1.2
300
0,47/53
3
30,0
490
-
0,47
4,83/100
1.0
300
0,82/100
4
490
1,225
0,46
3,52/73
1.4
450
0,43/52
Подвижность бетонной смеси, определяемая по ОК, = 2 см
Определено, что из-за уменьшения объема пор
водопоглощение активированного бетона снижается
более чем на 25 отн. %. Вследствие образования в
процессе твердения повышенного количества гид-
ратных соединений и нанодисперсий, блокирующих
поры соответствующего размера, происходит
уплотнение структуры бетона. Соответствен¬
но увеличивается его морозостойкость (на
50%) и водонепроницаемость на 2 ступени,
т.е. на 0,4 МПа, и при этом понижается исти¬
раемость бетона на 48%, которая не превы¬
шает значения 0,5 г/см2.
По данным потенциостатических исследо¬
ваний (рис. 3) установлено, что в присутствии
золя гидроксида железа происходит самопро¬
извольное пассивирование арматуры, так как
на поляризационной кривой отсутствует об¬
ласть активного растворения металла, и при
этом плотность тока понижается.
Выводы
1.	Показано, что действие железо(1 II ^содержа¬
щих добавок (золей) приводит к получению высо¬
копрочного качественного бетона на рядовых це¬
ментах.
2.	Обнаружено, что введение железо(Ш)-содер-
жащих коллоидных дисперсий ускоряет процессы
твердения таким образом, что прочность активиро¬
ванного бетона в возрасте 7 сут соответствует прое¬
ктной прочности контрольного состава. Определено
также, что действие такого золя равноценно энерге¬
тическому воздействию с t = 60°С.
3.	Обнаружено, что в присутствии этого золя кор-
розионно-защитные свойства цемента улучшаются,
и при этом повышается коррозионная устойчивость
арматуры. Это связывается с влиянием вводимых
железо (IIIСодержащих добавок на равновесие кор¬
розионных процессов и повышение плотности мате¬
риала.
4.	Определено, что водопоглощение бетона с по¬
добными добавками уменьшается на 38 отн. %, моро¬
зостойкость увеличивается на 50%, водонепроницае¬
мость повышается на 4 атм, истираемость понижает¬
ся на 40% (со средним значением истираемости 0,45
г/смг). Прочность на сжатие возрастает на 44%, а
прочность на растяжение при изгибе - на 57%.
Библиографический список
1.	Сватовская Л.Б. Фундаментальные основы свойств компо¬
зиций на неорганических вяжущих. СПб, ПГУПС, 2006 - 80 с.
2.	Сычева А.М. Активирование твердения пеноматериалов на¬
но- и сверхнаноструктурами. Новые исследования в материало¬
ведении и экологии. Сб. научных трудов. В.7, С-Петербург, 2002,
стр. 7-10
3.	Сватовская Л.Б. Шангин В.Ю., Шангина Н.Н. и др. Особен¬
ности получения и свойства композиционных неорганических пок¬
рытий на цементной основе. С-Петербург, 2005, 150 с.
4.	Соловьева В.Я., Степанова И.В., Н.В. Ершиков и др. Про¬
ектирование высокопрочного бетона с улучшенными физико-ме-
ханическими характеристиками // Бетон и железобетон. - №3, -
2007.
5.	Шангин В.Ю. Физико-механические свойства гидрозащитных
покрытий на цементной основе с зольсодержащей добавкой. Но¬
вые исследования в материаловедении и экологии. Выпуск 8.
СПб, 2008, с. 15-19.
18
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

АРМАТУРА
В.	И. ПОЛОЖНОВ, канд. техн. наук, В.И. ТРИФОНОВ, инж. (ООО НПФ "Югстрой");
Е.Е. ГНЕДАШ, инж. (ВИСТех ВолгГАСУ)
СОЗДАНИЕ АРМАТУРЫ ПЕРИОДИЧЕСКОГО ПРОФИЛЯ ИЗ ТРУБ МАЛОГО ДИАМЕТРА
В настоящее время в нашей стране осуществля¬
ется замена используемой с 1961 г. основного вида
горячекатаной арматуры периодического профиля
класса А400(А-Ш) более эффективной свариваемой
арматурой класса А500С из стали марки СтЗ, унифи¬
цированной с аналогичной арматурой, производи¬
мой во всех странах Европы.
Появившаяся в начале 2007 г. информация на
полезную модель арматурной стали [1], а также факт
замены стальных труб в системах ЖКС и ЖКХ более
долговечными пластиковыми дает основания для
проведения исследований по созданию арматуры
кольцевого сечения, что позволило бы без снижения
выпуска трубного профиля перепрофилировать его
на трубную арматуру.
С этих позиций необходимость создания трубной
арматуры и класса, соответствующего А500С, имен¬
но из стали марки СтЗ вполне актуальна. Решаются
сразу две задачи: снижение расхода стали за счет
внутренней полости сечения; уход от сокращения
выпуска трубного профиля.
Одна из труб малых диаметров с наружным
020 мм и толщиной стенки 2,5 мм с площадью сече¬
ния стали As = 1,38 см2, что близко к стержню 013 мм
с As= 1,33 смг. AAs = 1,38/1,33 = 1,038 (3,8%). Бли¬
жайшим диаметром арматуры по площади As явля¬
ется 014 мм с As = 1,54 см2, где ДAs = 1,116 (11,6%).
Таким образом, труба с наружным 020 мм сопоста¬
вима по площади сечения со стержнем 013 мм, но
более соответствует арматуре сплошного сечения
периодического профиля 014 мм.
На основании изложенного исследования по соз¬
данию арматуры кольцевого сечения проводились на
трубном металле из стали СтЗпс диаметром 20 мм.
Эти изыскания вели в следующей последователь¬
ности:
-	проведение механического упрочнения (наклеп)
трубы нанесением периодического профиля, что су¬
щественно повышает прочность;
-	проведение температурной обработки трубной
арматуры периодического профиля для получения
механических свойств, соответствующих требовани¬
ям механически термоупрочненной арматуры класса
А500С, к которой в настоящее время осуществляет¬
ся переход.
Исследования проводились на Волгоградском
заводе труб малых диаметров. Нанесение профиля
осуществлялось на уже изготовленные трубы из ста¬
ли СтЗпс 020 мм. Основные параметры создания
периодического профиля показаны на рис. 1. Дан¬
ные таблицы на рис. 1 и их анализ позволяют судить
о том, что основными параметрами, которыми сле¬
дует руководствоваться при нанесении профиля, яв¬
ляются: относительная площадь смятия fR, коэффи¬
циент охвата кох, отношение h/D. Эти параметры
соблюдаются согласно [2].
mmmsmwm
цшшшмшшшд
Л
1шм
vmvd
9
4
4 т
*
4. m
t m
b,m
4- **
*т
«И
т
тт
mi
SL
Sm
m%
mi
m
mm
20
20
Л2
025
ли
Л2
0i
5J
AS
25
26
Рис. 1. Прокат полый арматурный периодического профиля
Кольцевой периодический профиль стержневой
арматуры отечественного производства с пересекаю¬
щимися продольными и поперечными ребрами приво¬
дит к концентрации напряжений в местах их пересе¬
чений, повышению прочностных параметров, сниже¬
нию пластичности. Так, нанесение профиля на иссле¬
дуемую трубу повышает прочностные характеристики
aST от 333 МПа в исходном состоянии до 502 МПа,
временное сопротивление aSfV от 462 до 524 МПа,
т.е. соответственно на 31,7% и 11,8%. Пластика при
этом снижается от 11% в исходном состоянии до 9%.
Отношение oSfV/ aST при этом изменяется от 1,387 до
1,044 (см. таблицу). Сближение 0.2) с aSfV при¬
водит к ограниченному использованию прочностных
свойств, особенно при динамическом воздействии.
Фактически нанесение профиля повышает предел те¬
кучести до арматуры класса А500С (рис. 2).
Для того чтобы снизить негатив наклепа, т.е. час¬
тично восстановить исходную пластику, уменьшить
изменчивость механических свойств, воспользуемся
термообработкой наклепанной в процессе нанесения
профиля арматуры. Для этого, принимая во внимание
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
19

№
п/п
режима
Вид обработки
Механические свойства стали
Ау мм2
GST
GST
GSW
GSW
<5$, %
S5, %
°SW! gST
1
Исходное состояние
(гладкая труба 20 х 2,5 ГОСТ 3262-75)
1.48
1.48
1.48
341
314
345
333
453
457
477
462
7.0
14.0
12.0
11,0
1,387
2
Нанесение профиля (холодный наклеп)
1.40
1.40
1.40
475
505
526
502
526
513
534
524
10,0
9.0
8.0
9,0
1,044
3
Термоупрочнение
(нагрев 1060° С, охлаждение водой, 4 с)
арматуры
1.43
1.43
1.43
687
659
642
663
708
670
663
680
7.0
7.0
8.0
7,3
1,025
4
Термоупрочнение (нагрев 1060° С, охлаждение
водой, 4 с) и отпуском (400°С, 3 ч)
1.44
1.44
1.44
503
499
572
525
562
556
613
577
7.0
8.0
8,0
7,7
1,100
5
Отпуск (200°С, 5 мин) арматуры
периодического профиля с остыванием на
воздухе
1.44
1.44
1.44
1.44
1.44
593
613
623
623
613
613
601
629
634
625
634
625
6.3
6.4
6,3
7,1
6,0
6,4
1,020
6
Отпуск (400° С, 5 мин) арматуры
периодического профиля с остыванием на
воздухе
1.44
1.44
1.44
1.44
1.44
565
600
637
561
638
600
600
624
655
577
648
621
12,0
11,0
8,0
10,0
8,0
9,8
1,035
7
Отпуск (600° С, 5 мин) арматуры
периодического профиля с остыванием на
воздухе
1.43
1.43
1.43
1.43
1.43
1.43
306
327
253
246
238
233
267
398
408
404
402
407
400
403
15.0
17.0
15.0
17,5
14.0
16.0
15,8
1,510
полость внутреннего сечения, воспользуемся следую¬
щими видами термообработки: закалка, закалка с от¬
пуском, низкотемпературный отпуск при различных
температурах нагрева (см. режимы 3-7 таблицы).
Рис. 2. Диаграммы растяжения трубной арматуры из стали
марки СтЗ
1 - исходная трубная сталь СтЗ; 2 - нанесение профиля соглас¬
но рис. 1; 3 - термообработка после нанесения профиля, соглас¬
но режима 4 таблицы; 4 - низкотемпературный отпуск после
нанесения профиля по режиму 6 таблицы (арматура класса
Т500); 5,6- арматура класса А500С
Анализ различных режимов термообработки,
приведенный в таблице, свидетельствует: из двух
режимов термоупрочнения (режимы 3-4) режим 3 да¬
ет по прочности очень высокие результаты, близкие
к арматуре класса А600С, но с несколько меньшей
пластикой и с практически предельным отношением
GSW/aST = "1.025. У режима 4 меньшие прочностные
показатели на уровне А500С, выше пластика и луч¬
шее отношение asw/ aST = 1,10. Из трех режимов
низкотемпературного отпуска (режимы 5-7) режим 7
полностью исключается как несоответствующий по
прочностным показателям. Из двух оставшихся ре¬
жимов предпочтение отдается режиму 6, у которого
при равнозначных прочностных показателях пласти¬
ка заметно выше, да и отношение oswl aST чуть по¬
выше (1,035 против предельного 1,020 [2]).
При сопоставлении режимов термоупрочнения
(режим 4) с низкотемпературным отпуском (режим 6)
показатели прочности и пластики выше у режима 6 с
температурой нагрева Т° = 400°С. Более того, трудо¬
затраты по времени гораздо меньше, чем на термо¬
упрочнение. В окончательном виде после нанесения
профиля в качестве термообработки принимаем ва¬
риант низкотемпературного отпуска с нагревом до
400°С и последующим остыванием на воздухе.
За счет высоких пределов упругости и текучести
и большой пластичности, о чем свидетельствует и
наличие шейки при разрыве (см. рис. 3), диаграмма
растяжения арматуры с низкотемпературным отпус¬
ком на участке от ase до asw вообще прямолинейна,
что характерно для арматуры класса А500С (см. рис.
2,	поз. 4, 6). Единственной разницей является более
низкое отношение osw I aST у Т500 (1,035 против
1,100), что можно объяснить отсутствием сплошности
внутри сечения у этой арматуры. Видимо, совершен-
20
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

ствование технологического режима низкотемпера¬
турного отпуска позволит повысить это отношение.
На основании этого варианта были составлены те-
хусловия ТУ 0930-004-70602212-2007 на полый про¬
кат арматуры периодического профиля для армиро¬
вания железобетонных конструкций.
Рис. 3. Разрыв трубной арматуры класса Т500 периодическо¬
го профиля
Библиографический список
1.	Мадатян С.А. Салтанов А.В. Патент на полезную модель
N067140. Арматурный стержень - М.: 2007, 4 с.
2.	ТУ 0930-004*70602212-2007. Прокат арматурный полый сва¬
риваемый периодического профиля класса Т500 для армирова¬
ния железобетонных конструкций - Волгоград, 2007, 8 с.
СТРОИТЕЛЬНОЕ ПРОИЗВОДСТВО
С.	И. ИВАНОВ, Б.Х. ТУХТАЕВ, кандидаты техн. наук (НИИЖБ им. А.А. Гзоздева)
ДЕФЕКТОСКОПИЯ РАБОЧИХ ШВОВ БЕТОНИРОВАНИЯ
В настоящее время для сооружений ММДЦ
"Москва-СИТИ" наибольшее распространение полу¬
чила технология возведения каркаса, при которой с
опережением в несколько этажей возводится диаф¬
рагма жесткости. Выпуски арматуры, которые долж¬
ны быть заведены в перекрытия, при бетонировании
диафрагм отгибаются в защитный слой бетона ди¬
афрагм. После снятия опалубки защитный слой бе¬
тона в зоне выпусков удаляется, арматурные выпус¬
ки разгибаются и стыкуются нахлесткой с арматурой
плит перекрытий (рис. 1).
И
Рис. 1. Типовое проектное решение узла сопряжения диаф¬
рагмы жесткости и междуэтажных перекрытий
При контроле качества рассматриваемых рабо¬
чих швов бетонирования выявляются следующие ос¬
новные виды дефектов изготовления:
-	Отклонения проектных и фактических отметок
по вептикали выпусков из диафрагм и основной ар¬
матуры плиты, местами достигающие половины тол¬
щины сечения плиты перекрытия. В результате ар¬
матура в опорном сечении плиты стыкуется со сме¬
щением, с нарушением конструктивных требований
СП 52-101-2003 и изменением рабочей высоты сече¬
ния. Часто для устранения смещения выпуски заги¬
баются до уровня рабочей арматуры плиты (рис. 2);
Рис. 2. Дефект изготовления в виде смещения отметок выпус¬
ков арматуры
-	Дефекты бетонирования опорной зоны перекры¬
тий с образованием: сколов защитного слоя бетона
(рис. 3, а), участков ослабленного бетона (рис. 3, б),
участков некачественного уплотнения бетона с обра¬
зованием замкнутых и не замкнутых раковин, каверн
(рис. 3, в и г)',
Часто дефекты по рисункам 2 и 3 комбинируются.
Если в проекте предусмотрено шарнирное соп¬
ряжение перекрытий и диафрагм, устранение де¬
фектов армирования по рис. 2 не требуется. Если же
предусмотрено жесткое сопряжение, дефекты арми¬
рования должны быть выявлены и устранены на ста¬
дии приемки арматуры перед бетонированием. При
этом при значительных смещениях может потребо¬
ваться установка в диафрагмы жесткости дополни¬
тельных стержней, надежно заанкеренных в бетоне
Бетон и железобетон. - 2010. - Ns3
21

а)
б)
в)
Рис. 3. Дефекты бетонирования
а - скол бетона защитного слоя; б - раковины и строительный мусор в зоне опирания плиты; в - замкнутые каверны; г-не замкну¬
тые раковины
диафрагм, например с помощью химических анке¬
ров.
Возникает вопрос о контроле качества рабочих
швов и выявлении дефектов бетонирования по рис. 3.
Однако ни один нормативный документ не содержит
указаний по инструментальному контролю качества
этих швов. Поэтому в большинстве случаев проверку
их качества проводят визуально. Это не всегда обес¬
печивает достаточную достоверность контроля, так
как дефекты бетонирования часто визуально не прос¬
матриваются, так как сразу после распалубки затира¬
ются поверхностными штукатурными составами.
В данной статье рассматриваются вопросы мето¬
дики инструментального контроля рабочих швов бе¬
тонирования в сопряжении междуэтажных перекры¬
тий и диафрагм жесткости. Вопросы инструменталь¬
ного контроля других типов рабочих швов бетониро¬
вания (швов в колоннах, стенах и перекрытиях, а
также в их сопряжениях) представлены в [2] и здесь
не рассматриваются.
При дефектоскопии рабочих швов бетонирования
возникают следующие основные группы вопросов:
1)	выбор и применение инструментальных ме¬
тодов контроля качества рабочих швов бетонирова¬
ния, в том числе со скрытыми дефектами;
2)	назначение количественного критерия низко¬
го качества и выявление участков швов с низким ка¬
чеством;
3)	оценка влияния участков рабочих швов с
низким качеством на работу конструкций;
4)	назначение методов ремонта.
Для решения первой группы вопросов в лабора¬
тории железобетонных конструкций и контроля каче¬
ства НИИЖБ разработана и применяется ультразву¬
ковая дефектоскопия швов [2], основанная на сопос¬
тавлении времени движения ультразвука вдоль и по¬
перек рабочего шва бетонирования (рис. 4).
Результатом является рассчитываемая по пред¬
ложенной в [2] формуле некая интегральная харак¬
теристика, названная "глубиной условной трещи¬
ны". Физически трещина вдоль рабочего шва может
как присутствовать (температурно-усадочная тре¬
щина вдоль шва), так и отсутствовать (см. рис. 3). В
этом случае принятая интегральная характеристи¬
ка служит оценке степени неплотности в узле соп¬
ряжения. Таким образом, для оценки качества ра¬
бочих швов бетонирования введен параметр, наз¬
ванный "глубиной условной трещины", который ха¬
рактеризует степень нарушения сплошности и
плотности сечения конструкции вдоль рабочего
шва бетонирования.
ucwoHofrtg fanNwo6
при коипро/к cDcp»u
/'/-
■ .	\	uteoHplno 9««wwoC
IX я. /\	при ммпрояс CMUly
Рис. 4. Схема установки датчиков ультразвукового прибора
при дефектоскопии рабочих швов бетонирования
Для примера на рис. 5 показано распределение
значений "глубины условной трещины" вдоль рабо¬
чих швов бетонирования для одного из объектов
"Москва-СИТИ". По горизонтальной оси показана
глубина условной трещины, по вертикальной оси -
количество швов с такой глубиной. Контроль выпол¬
нен для 504 участков. Из рис. 5 следует, что для
большинства участков глубина превышает величину
защитного слоя бетона, для половины участков глу¬
бина превышает 100 мм.
-20	0	20	40	60	80	100	120	140	100	180	200	220	240
ММ
Рис. 5. Распределение значений "глубины условной трещи¬
ны" вдоль рабочих швов бетонирования до ремонта. Штри¬
ховкой выделены участки низкого качества
22
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

Для решения второй группы вопросов была при¬
нята следующая методика. В случае, если "глубина
условной трещины" равна нулю, плотность сечений
в швах - не менее плотности сечений плиты и диаф¬
рагмы. Это свидетельствует о том, что качество ра¬
бочего шва удовлетворительное. Однако ультразву¬
ковой метод имеет ряд погрешностей (различие вре¬
мени движения ультразвука в бетонах перекрытий и
диафрагмы при разных классах, качество контакта
между датчиком и бетоном и др.), поэтому в первом
приближении было принято, что при "глубине услов¬
ной трещины" не более толщины защитного слоя бе¬
тона качество рабочего шва - удовлетворительное.
В случае, если "глубина условной трещины" пре¬
вышает толщину защитного слоя бетона, плотность
сечений в швах значительно отличается от плотнос¬
ти сечений плиты и диафрагмы. Нарушение плот¬
ности является следствием наличия дефектов бето¬
нирования по рис. 3.
Решение третьей группы вопросов получено ис¬
ходя из следующих предпосылок.
Проектирование несущей системы зданий (осо¬
бенно уникальных) осуществляется обычно в две
стадии. На первой стадии разрабатывается утверж¬
даемая часть (стадия "Проект") и назначаются ос¬
новные сечения элементов, тип их сопряжения
(жесткое или шарнирное), создается расчетная мо¬
дель. По результатам расчета модели в первом
приближении назначается армирование, класс бето¬
на, определяются деформативные характеристики
несущей системы здания. Утверждаемая часть нап¬
равляются на экспертизу. После ее рассмотрения
экспертизой и утверждения начинается вторая ста¬
дия проектирования - "Рабочая документация", в
рамках которой детально прорабатываются утверж¬
денные конструктивные решения.
Однако действительная работа узлов сопряже¬
ния с дефектами армирования и бетонирования от¬
личается от проектной: при действии эксплуатацион¬
ных усилий в сечениях с дефектами сначала должна
выпрямиться и включиться в работу арматура (см.
рис. 2), обжаться зазор в шве бетонирования. Только
после этого сечения перекрытий начнут включаться
в работу с полными расчетными сопротивлениями
бетона и арматуры, как это было принято при проек¬
тировании.
В настоящей статье не анализируется степень
отличия действительной работы сечений с рассмат¬
риваемыми дефектами, однако ясно, что жесткость
таких сечений значительно отличается от жесткости
сплошных сечений без дефектов. В результате
вдоль рабочих швов бетонирования низкого качест¬
ва жесткость сечений по сопряжению перекрытий и
диафрагм жесткости при действии продольных и по¬
перечных сил, а также изгибающих моментов значи¬
тельно уменьшается. Работа сечений в сопряжении
становится ближе к шарнирно-податливому, с нали¬
чием начальных зазоров, чем к жесткому сопряже¬
нию. Это ведет к изменению действительной работы
каркаса, по сравнению с принятой при проектирова¬
нии моделью работы междуэтажных перекрытий и
моделью работы каркаса здания, утвержденной экс¬
пертизой. Появляется совершенно другая схема ра¬
боты каркаса здания, не предусмотренная проектом.
Прогибы и перекосы несущей системы значительно
возрастают [3], при этом увеличение тем существен¬
нее, чем больше этажность здания и выше проект¬
ная жесткость перекрытий. Изменяется и схема ра¬
боты междуэтажных перекрытий: моменты с опор¬
ных сечений перераспределяются в пролетные. Кро¬
ме того, вследствие снижения степени антикорро¬
зийной защиты арматуры в зоне дефектов бетониро¬
вания сокращается долговечность конструкций.
Таким образом, при наличии рабочих швов бето¬
нирования низкого качества изменяется действи¬
тельная работа узлов сопряжения диафрагм и пе¬
рекрытий. Следует либо обосновать допустимость и
утвердить в экспертизе изменение конструктивной
системы здания, либо обеспечить проектную работу
здания, отремонтировав швы или же усилив ослаб¬
ленные конструкции.
Решение четвертой группы вопросов принимает¬
ся в зависимости от задач ремонта и заключается
либо в обеспечении долговечности конструкций с по¬
мощью ремонта методами, восстанавливающими
антикоррозийную защиту арматуры (изменение
действительной работы конструкций незначитель¬
но), либо в необходимости восстановления проект¬
ной жесткости узлов (изменение действительной ра¬
боты конструкций значительно). При дефектах бето¬
нирования по рис. 3 восстановление возможно инъ¬
ецированием в швы ремонтных цементных или це-
ментно-полимерных составов.
Эмпирически установлено, что при величинах
"условной трещины" до 50-70 мм при инъецировании
в швы проникает незначительное количество ремо¬
нтного состава. При величинах "условной трещины"
более 90-100 мм при инъецировании в швы проника¬
ет большое количество ремонтного состава (до нес¬
кольких литров), что свидетельствует о значитель¬
ных дефектах вдоль швов. Поэтому до накопления
экспериментальных данных в первом приближении в
качестве критерия качества и необходимости ремон¬
та швов установили величину "условной трещины" -
100 мм. Было принято, что при меньшей глубине ре¬
монт допускается производить методами, восстанав¬
ливающими антикоррозийную защиту арматуры (за¬
тирка ремонтным составом), при большей глубине -
ремонт следует выполнять инъецированием.
После завершения ремонтных работ выполняет¬
ся контроль качества ремонта по той же методике
[2]. Для примера на рис. 6 показано распределение
значений "глубины условной трещины" вдоль рабо¬
чих швов бетонирования после ремонта. Данные
приведены для участков, на которых при первона¬
чальном контроле глубина "условной трещины" пре¬
вышала 100 мм (на рис. 5 - заштрихованная зона).
Контроль выполнен для 893 участков. Из рис. 6 сле¬
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
23

дует, что на большинстве участков глубина не пре¬
вышает 100 мм. Однако имеются отдельные участ¬
ки с глубиной до 160-180 мм, на которых ремонт
был выполнен недостаточно качественно. Такие
участки некачественного ремонта ремонтируются
повторно.
глубина "условной” трещины, мм
Рис. 6. Распределение значений "глубины условной трещи¬
ны" вдоль рабочих швов бетонирования низкого качества
после ремонта
Данная работа выполнялась в лаборатории же¬
лезобетонных конструкций и контроля качества НИ-
ИЖБ под руководством ныне покойного д.т.н., проф.
В.А. Клевцова и опробована на многих объектах
Москвы, в том числе на Центральном ядре, участках
№ 4 и 12 МММДЦ "Москва-СИТИ".
Выводы
1.	Разработаны и успешно применяются коли¬
чественные методы инструментального контроля ка¬
чества рабочих швов бетонирования на основе ульт¬
развуковой дефектоскопии.
2.	Количественный критерий оценки качества
рабочих швов бетонирования принят с учетом пог¬
решностей и особенностей ультразвукового метода,
а также опытных данных ремонта швов инъецирова¬
нием ремонтных составов.
3.	При наличии рабочих швов бетонирования
низкого качества необходимо либо обосновать до¬
пустимость изменения действительной работы
конструкции и несущей системы в целом, либо обес¬
печить ремонт методами, восстанавливающими про¬
ектное решение.
Библиографический список
1.	Клевцов В.А. Мониторинг при строительстве ответственных
зданий и сооружений // Строительная инженерия. - №7. - 2005.
2.	Коревицкая М.Г., Тухтаев Б.Х. Дефектоскопия при возведе¬
нии зданий из монолитного железобетона // “Проектирование и
строительство монолитных многоэтажных жилых зданий, мостов и
тонелей" - сборник докладов.
3.	Дроздов П.Ф. Конструирование и расчет несущих систем мно¬
гоэтажных зданий и их элементов. - М.: Стройиздат, 1977, 351 с.
СТАНДАРТЫ И НОРМАТИВНЫЕ ДОКУМЕНТЫ
J1.A. МАЛИНИНА, д-р техн. наук, С.А. ПОДМАЗОВА, канд. техн. наук
(НИИЖБ им. А.А. Гвоздева)
О	БУДУЩЕЙ РЕДАКЦИИ ГОСТа НА БЕТОНЫ
В настоящее время роль основного стандарта по
применению в строительстве тяжёлого бетона игра¬
ет ГОСТ 26633-91 "Бетоны тяжёлые и мелкозернис¬
тые. Технические условия".
ГОСТ 26633 разрабатывался в период массово¬
го применения сборного железобетона и был ориен¬
тирован на обеспечение качества бетона в готовых
изделиях на заводах сборного железобетона. В то
время готовые бетонные смеси на бетонно-смеси¬
тельных узлах выпускались с прочностью в преде¬
лах В7.5-В20, и предполагалось, что для таких бето¬
нов достаточен контроль только по параметру проч¬
ности. При разработке ГОСТ 26633 в редакции 1991
г. в него был включён составной частью ГОСТ
10268-80 "Бетон тяжёлый. Технические требования
к заполнителям". Требования к бетонным смесям
были ограничены указаниями по содержанию возду¬
ха, предельными значениями В/Ц для отдельных ви¬
дов конструкций и минимальными расходами це¬
мента.
Другие требования к бетонным смесям были
представлены в ГОСТ 7473-85, но и там перечень
этих требований был невелик. В ГОСТ 7473-85 "Сме¬
си бетонные. Технические условия" указывалось в
основном, какие бывают смеси по параметру удобо-
укладываемости и ограничения по расслаиваемос-
ти. Это можно объяснить тем обстоятельством, что
объём производства готовых бетонных смесей, пос¬
тавляемых для монолитного строительства, был тог¬
да невелик, и вопросы обеспечения его качества сто¬
яли не так остро, как сейчас.
Ныне ситуация изменилась. Сборное и монолит¬
ное строительство по объёмам почти уравнялось.
Обеспечение качества сборного и особенно моно¬
литного строительства в условиях возросшей конку¬
ренции между строительными организациями выхо¬
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

дит на первый план. Система же стандартов, где
прописаны процедуры обеспечения качества бетона,
выглядит пока разрозненной. В настоящее время
для проектировщиков, производителей бетонных
смесей и потребителей намного удобнее было бы
работать с единым документом, где были бы отраже¬
ны технические требования как к бетонным смесям,
так и к бетону. К тому же, разделы нынешних стан¬
дартов на бетон и на бетонные смеси соответствен¬
но "Приёмка" и "Правила приёмки" мало отличаются
один от другого по объёму требований. Иными сло¬
вами, целесообразно объединение ГОСТ 26633,
ГОСТ 7473 и части ГОСТ 18105 (ГОСТ Р 53231). Сле¬
дует также учесть, что политика органов власти по
техническому регулированию направлена на интег¬
рацию российской нормативной базы с международ¬
ной, прежде всего с европейской, и упомянутое объ¬
единение стандартов на бетон и бетонные смеси
должно сопровождаться учётом положений анало¬
гичного европейского стандарта EN206-1.
Европейский стандарт EN206-1:2000 "Бетон.
Часть 1 Технические требования, долговечность,
производство и контроль качества" включает в себя
разделы по требованиям ко всему циклу производ¬
ства бетона, начиная с классификации, где установ¬
лены классы по прочности на сжатие тяжёлого и лёг¬
кого бетонов, марки по подвижности, степени уплот¬
нения бетонной смеси и т.д. Важной составляющей
стандарта является наличие требований по произво¬
дственному контролю, оценке соответствия задан¬
ным требованиям и т.д.
Стандарт имеет ряд существенных приложений,
охватывающих вопросы предварительных подборов
составов бетона, проверки соответствия классу по
прочности на сжатие, сертификации систем контроля
производства и др. Содержание стандарта EN206-1
показывает, что все позиции как ГОСТ 26633, так и
ГОСТ 7473 по бетонам и бетонным смесям там приве¬
дены, т.е. EN206-1 объединяет требования к бетонам
и бетонным смесям.
При гармонизации такого объединённого отечест¬
венного стандарта с положениями европейского стан¬
дарта целесообразна дополнительная разработка но¬
вых разделов, в частности "Поставка бетонной сме¬
си", "Контроль и критерии соответствия заданным
требованиям", "Производственный контроль", "Реко¬
мендации по граничным значениям составляющих бе¬
тона в зависимости от условий эксплуатации".
Необходимость гармонизации вышеупомянутых
российских стандартов с евростандартом обуслов¬
лена ещё и тем обстоятельством, что в наших стан¬
дартах требованиям, касающимся контроля качест¬
ва или контроля соответствия, уделено недостаточ¬
но внимания. Производителям, потребителям и про¬
веряющим органам необходимо иметь в распоряже¬
нии более развёрнутые и более конкретные указа¬
ния стандарта в части правил приёмки (контроля ка¬
чества) бетонной смеси и бетона. Эти указания
должны содержать критерии соответствия заданным
показателям, с подробным описанием, как и с какой
периодичностью следует контролировать параметры
составляющих бетона, бетонной смеси, бетона и
оборудования.
Раздел "Правила приёмки" будущего ГОСТа на бе¬
тон по замыслу и по предполагаемому содержанию
должен соответствовать нескольким разделам
EN206-1 и, прежде всего, в части производственного
контроля, включая контроль оборудования. Этот раз¬
дел может быть полностью перенесён в наши стан¬
дарты с некоторыми поправками, учитывающими спе¬
цифику отечественного производства. Важной являет¬
ся гармонизация разделов, касающихся оценки соот¬
ветствия качества бетона заданным требованиям.
ГОСТ на бетон в части контроля производства
должен быть выстроен иначе, чем нынешняя редак¬
ция. Основные процедуры контроля производства
должны быть направлены на обеспечение получе¬
ния технических характеристик бетона в соответ¬
ствии с заданными требованиями.
Возможности гармонизации с европейским стан¬
дартом облегчаются тем обстоятельством, что опре¬
деление параметров по прочности на сжатие бетона
и параметров по удобоукладываемости бетонной
смеси в евростандарте проводится по методикам,
аналогичным отечественным методам испытаний.
Показатели по морозостойкости и водонепроницае¬
мости в европейском стандарте отсутствуют, но да¬
ны виды сред эксплуатации, долговечность бетона
при эксплуатации в которых рекомендуется обеспе¬
чивать комплексом технологических мер.
В отечественной практике обеспечение долго¬
вечности бетона в различных средах приведено в
СНиП 2.03.11-85 "Защита строительных конструкций
от коррозии". При сравнении видов сред эксплуата¬
ции в стандарте EN206-1 и СНиП 2.03.11-85 видно,
что прямая гармонизация невозможна. Упомянутый
СНиП в зависимости от уровня агрессии рекоменду¬
ет назначать определенное водоцементное отноше¬
ние и соответствующую марку бетона по водонепро¬
ницаемости. Что касается обеспечения морозостой¬
кости бетона, то пользователю необходимо обра¬
титься к другому документу - "Руководству по подбо¬
ру составов тяжёлого бетона". Безусловно, целесо¬
образно все требуемые меры по обеспечению долго¬
вечности перенести в один стандарт, определяющий
технические требования к бетону.
Исторически сложилось так, что у нас защита бе¬
тона от коррозии при конкретном виде среды эксплу¬
атации обеспечивается через назначение соответ¬
ствующих марок бетона по морозостойкости и водо¬
непроницаемости. Таким образом, гармонизация на¬
ших стандартов с EN206-1 по этим параметрам
должна происходить в части учёта характеристик
сред эксплуатации и определения возможности пе¬
ревода необходимых требований на язык показате¬
лей водонепроницаемости и морозостойкости бето¬
на, используемых в отечественных нормах на бетон
для обеспечения его долговечности.
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
25

В EN206 есть важное Приложение F в виде таб¬
лицы, в которой в зависимости от вида среды
эксплуатации дан набор численных параметров, от¬
носящихся к бетону, при выдерживании которых за¬
данная долговечность бетона должна быть обеспе¬
чена. Существуют разработки аналогичных техноло¬
гических приёмов и в отечественном бетоноведении.
Более того, предложения по таким приёмам уже бы¬
ли опробованы на различных составах бетона и
включены в некоторые нормативные документы.
Известно, что для обеспечения морозостойкости
бетона выше 200 циклов необходимо создание в нем
определённой структуры путём введения воздухо-
вовлекающих или газообразующих добавок. Поэто¬
му в перечне технологических приёмов, обеспечива¬
ющих долговечность бетона по морозостойкости,
среди прочих необходимо указать параметры содер¬
жания воздуха в бетоне.
Как уже упоминалось выше, в ГОСТ 26633 в раз¬
деле "Технические требования" есть подраздел "Тре¬
бования к бетонным смесям" (1.4), где даны доста¬
точно ограниченные сведения, больше относящиеся
к бетонам для различных видов строительства, не¬
жели к бетонным смесям. Основные ограничения по
технологическим характеристикам бетонных смесей,
такие как удобоукладываемость, расслаиваемость,
указаны в ГОСТ 7473.
Очевидно, также, что в объединённом документе
следует значительно расширить раздел, касающий¬
ся контроля соответствия заданным требованиям,
производственного контроля и других, в том числе
раздел "Поставка бетонной смеси", где указаны тре¬
бования, касающиеся поставки готовых бетонных
смесей (БСГ) с учётом положений Европейского
стандарта EN206-1. Следует обратить внимание, что
как в ГОСТ 26633, так и в ГОСТ 7473 отсутствуют раз¬
делы, регламентирующие взаимоотношения между
производителем и потребителем бетонной смеси. Это
важно для обеспечения качества как бетонной смеси
(БСГ), так и для затвердевшего бетона в готовой
конструкции. Это также необходимо для организации
более чёткого контроля на объекте строительства.
В настоящее время при возведении здания или
сооружения практически отсутствует комплексная
система управления качеством бетона, начиная от
производства бетонной смеси и кончая контролем
прочностных и других характеристик бетона на мес¬
те строительства. Такая система управления качест¬
вом должна обеспечивать тесное взаимодействие
проектировщиков, изготовителей бетонной смеси и
подрядчиков (строителей).
Для того, чтобы гарантировать необходимую
долговечность бетона в монолитной конструкции,
производитель работ должен иметь в своём распо¬
ряжении не только показатели бетона, указанные в
проекте, но и информацию о технологических харак¬
теристиках бетонной смеси, поставляемой на
стройплощадку. В настоящее время в проекте на
здание или сооружение указывается в основном
класс бетона по прочности на сжатие. Иногда в зави¬
симости от вида конструкции также могут быть ука¬
заны марка бетона по водонепроницаемости и мар¬
ка по морозостойкости.
При разработке проекта производства работ
(ППР) и указаний в нём о назначении проектных тре¬
бований к бетону должны быть приняты во внимание
как назначение конструкции, её размеры (для оцен¬
ки эффекта тепловыделения в процессе гидратации
цемента и сведения к минимуму неблагоприятного
влияния температурных деформаций и напряже¬
ний), так и уровень агрессивности среды эксплуата¬
ции конструкции, обеспечение необходимой толщи¬
ны защитного слоя бетона, эстетические требования
к поверхности готовой конструкции, а также указаны
приёмы качественного бетонирования густоармиро-
ванных участков и тонких сечений конструкции (с
указанием максимального размера крупности запол¬
нителя) и т.д.
Надёжность любого строительного объекта зави¬
сит от надёжного выполнения всех работ, начиная от
проектирования, изысканий, качества применяемых
материалов и возведения. Следует отдельно кос¬
нуться вопроса обеспечения прочности бетона на
стадии приготовления бетонной смеси.
Как было показано выше, для надлежащего вы¬
полнения бетонных работ необходим стандарт, кото¬
рый должен содержать под одной обложкой основ¬
ные требования как к бетонной смеси, так и к бетону.
В рабочей документации и в ППР должны быть ука¬
заны не только вид конструкции (фундаментная пли¬
та колонны, внутренние стены, перекрытия и т.д.), но
также класс бетона по прочности, марка по водонеп¬
роницаемости (при необходимости); марка по моро¬
зостойкости (при необходимости); требуемая под¬
вижность бетонной смеси на месте строительства в
зависимости от способа подачи смеси в опалубку и
способа её уплотнения; сохраняемость подвижности
бетонной смеси в зависимости от вида конструкции и
объёма бетонной смеси в пределах одной захватки;
время снятия опалубки; величина распалубочной
прочности (или по абсолютной величине в МПа, или
в процентах от средней прочности класса).
При заключении договора между поставщиком бе¬
тонной смеси и потребителем должна быть указана
информация из ППР и учтены многие факторы, кото¬
рые могут повлиять на качество бетона в готовой
конструкции, такие как время транспортировки бетон¬
ной смеси от поставщика на стройплощадку, способ
подачи смеси в опалубку, методы её уплотнения и
последующего ухода за уложенным бетоном. Выпол¬
нение проектных требований решающим образом за¬
висит от качества производства работ, поэтому разра¬
ботчик ППР должен по максимуму насытить его необ¬
ходимыми указаниями. Только располагая всем комп¬
лексом подобной информации, технолог на заводе
сможет подобрать состав бетона, который обеспечит
выполнение заданных требований, т.е. бетон будет
заданного качества, согласно терминологии еврос¬
26
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

тандарта EN206-1. Разрабатывая новую редакцию
главы "Поставка бетонной смеси" ГОСТа 26633, необ¬
ходимо включить туда отдельные положения, касаю¬
щиеся взаимодействия проектировщика, производи¬
теля БСГ и производителя работ (подрядчика).
Следует отдельно коснуться вопроса обеспече¬
ния прочности бетона на стадии приготовления бе¬
тонной смеси.
Недавно стандарт "Бетоны. Правила контроля
прочности" (ГОСТ 18105) был утвержден в новой ре¬
дакции как ГОСТ Р 53231 "Правила контроля и оцен¬
ки прочности". Этот документ условно можно разде¬
лить на две части:
-	контроль качества или соответствия качества
бетона, изготовленного на БСУ или на заводе сбор¬
ного железобетона;
-	контроль качества или соответствия бетона мо¬
нолитных конструкций.
Представляется целесообразным, чтобы при
разработке раздела "Контроль прочности на сжатие"
будущего ГОСТ 26633 в него вошла часть ГОСТ Р
53231, касающаяся контроля прочности бетона из
готовых бетонных смесей для монолитного строи¬
тельства, а также бетона для изготовления сборных
конструкций. Правила же контроля прочности бетона
в готовой конструкции следует выделить из этого
стандарта в отдельный документ.
Сегодняшняя система контроля прочности бетона
монолитных и сборных железобетонных конструкций,
определяемая как старым, так и новым стандартом,
не учитывает ряд моментов, которые могут вести к не-
обеспечению проектной прочности даже при соблю¬
дении необходимых требований. Это касается прежде
всего разрешения этим стандартом снижать проч¬
ность бетона с уменьшением величины вариации
прочности в процессе производства. Состав же бето¬
на с пониженной прочностью может быть спроектиро¬
ван с меньшим расходом цемента. Основное положе¬
ние ГОСТ 18105 в редакции 1972 г. говорит о том, что
контроль и оценка однородности с применением ста¬
тистических методов необходимы для достижения
постоянства производственного процесса и принятых
при расчёте величин нормативных сопротивлений. В
редакции этого же ГОСТа от 2008 г. о постоянстве про¬
изводственного процесса уже не упоминается, основ¬
ная цель - обеспечить значения заданного класса бе¬
тона по прочности. Например, класс бетона по проч¬
ности ВЗО, в зависимости от величины коэффициента
вариации, полученного в предшествующей период
производства, может быть обеспечен в диапазоне из¬
менения прочности от 32,1 МПа до 42,9 МПа. Оба эти
показателя прочности соответствуют значению класса
бетона по прочности на сжатие ВЗО, только первый
при коэффициенте вариации 7%, второй - 16%.
Иными словами, при поставке бетонной смеси от
нескольких заводов - изготовителей на объект (а это
широко распространённая ситуация) величина сред¬
ней прочности бетона одного и того же класса может
существенно различаться. Укладка бетона одного
заказанного класса, но с разной средней прочностью
приведёт к увеличению разброса прочности бетона в
готовой конструкции. Может даже получиться, что
проектный класс бетона будет не обеспечен. В ре¬
альной практике ощутимые разбросы по прочности в
пределах готовой конструкции являются массовым
явлением.
Представим себе такой случай, когда на объект
поставили бетон класса ВЗО заводской прочностью
32,1 МПа, что соответствует её значению при коэф¬
фициенте вариации 7%. Бетон уложен в опалубку, ук¬
рыт, выдержан в соответствии с правилами произво¬
дства работ и через 28 сут, будучи проверен нераз¬
рушающими методами, показывает прочность - как
раз те самые 31,2 МПа, что были заданы на заводе.
Согласно п. 7.6 ГОСТ Р 53231, вводимым в действие
с 1 января 2010 г., для того чтобы определить факти¬
ческий класс, эту величину необходимо умножить на
0,8, или 32,1x0,8 = 25,7 МПа. В конструкции фактичес¬
кий класс бетона по прочности на сжатие будет таким
образом равен уже не ВЗО, а В25, т.е. ниже проектно¬
го. Следовательно, минимизация требований по проч¬
ности, преследующая цель экономии цемента на ста¬
дии приготовления бетонной смеси, приводит при оп¬
ределённых условиях к необеспечению проектного
класса бетона в готовой конструкции.
Не случайно в российских условиях недобор
прочности в готовой конструкции против проектного
значения встречается весьма часто. Это неизбежно
ведёт к конфликту между поставщиком бетонной
смеси и производителем работ и взаимным обвине¬
ниям: со стороны производителя работ - в поставке
бетона изготовителем с несоответствующими заказу
характеристиками, а со стороны изготовителя - в на¬
рушении правил выполнения бетонных работ (прос¬
той автобетоносмесителей на объекте, добавление
воды для разжижения смеси, некачественное уплот¬
нение её в конструкции, необеспечение ухода за
уложенным бетоном).
Выход видится в изменении редакции ГОСТ
Р 53231 в той части, чтобы изложить требования в
стандарте в следующем виде: состав бетона следу¬
ет назначать с обеспечением средней прочности
класса, принятой из предположения, что средняя
прочность фиксирована и ориентировочно равна
средней прочности класса при коэффициенте вариа¬
ции 13,5% плюс запас в 10%. Этот подход позволяет
быть уверенным в том, что показатели прочности бе¬
тона в готовой конструкции будут обеспечены с учё¬
том того, что укладка, уплотнение и уход за бетоном
в процессе набора прочности дадут дополнительный
разброс по прочности бетона в условиях стройпло¬
щадки. Зарубежная практика монолитного строи¬
тельства, когда изготовитель бетонной смеси, во из¬
бежание нареканий, поставляет бетон на объект на
класс выше заказанного подтверждает целесообраз¬
ность такого подхода.
И в России есть ряд бетонно-смесительных уз¬
лов, которые уже сегодня выпускают бетон с обеспе¬
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
27

чением средней прочности класса, исходя из усло¬
вия, что коэффициент вариации ориентировочно ра¬
вен Vn = 13,5%. На объект строительства поставля¬
ется бетон с несколько завышенными показателями
относительно требуемой прочности, но с большей
вероятностью обеспечения проектных характерис¬
тик и с большей вероятностью высоких показателей
однородности бетона по прочности. По этому пути
идут БСУ, поставляющие бетон на объекты транспо¬
ртного строительства. По распоряжению Мостовой
инспекции и центральной лаборатории "Мостотрес¬
та" номинальный состав бетона разрабатывается на
среднюю прочность класса при Vn = 13,5% и допол¬
нительно увеличенную ещё на 10%, что является
достаточной гарантией обеспечения средней проч¬
ности и более высокой однородности бетона при
прочих равных условиях.
Весьма важно также при возведении зданий и со¬
оружений строго выдерживать правила ухода за бе¬
тоном после его укладки в опалубку.
Теперь рассмотрим требования упомянутого
стандарта в части контроля качества бетона в сбор¬
ных конструкциях, изготовленных в заводских усло¬
виях. На ныне действующих предприятиях ЖБИ и
ДСК при приемке партии готовых изделий ведется
контроль прочности двух видов: при передаче напря¬
жения с упоров форм или стендов на бетон (переда¬
точная прочность) и отпуске продукции потребителю
(отпускная прочность). Предприятие при всех усло¬
виях должно гарантировать достижение бетоном
проектной прочности в возрасте 28 сут.
В упоминаемом выше ГОСТ Р 53921-2008 "Бето¬
ны. Правила контроля и оценки прочности" для
предприятий сборного железобетона или назначе¬
нии отпускной или передаточной прочности предла¬
гается снижать отпускную или передаточную проч¬
ность при низких коэффициентах вариации по проч¬
ности. Все эти рекомендации, направленные также
на экономию цемента, ведут к тому, что в конструк¬
ции на стадии строительства закладывается пони¬
женный эксплуатационный ресурс. И не случайно
обследование и разработка рекомендаций по усиле¬
нию железобетонных конструкций как монолитных,
так и сборных составляют сегодня весомую долю в
объеме работ различных проектных и исследова¬
тельских организаций.
В сборном железобетоне отпускную, передаточ¬
ную и проектную прочность так же, как и при произ¬
водстве готовых бетонных смесей (товарного бето¬
на) для монолитных конструкций, следует обеспечи¬
вать исходя из фиксированных значений вне зависи¬
мости от показателей однородности бетона по проч¬
ности, полученной за анализируемый период.
На заводах сборного железобетона и на бетонно¬
смесительных узлах контроль прочности через оценку
величин коэффициентов вариации следует проводить
лишь с целью анализа стабильности производства.
ТЕОРИЯ
В.	М. БОНДАРЕНКО, д-р техн. наук, проф., Б.А. ЯГУПОВ, канд. техн. наук, проф.
(Московская государственная академия коммунального хозяйства и строительства)
К ВОПРОСУ о ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЯХ ПОВРЕЖДЕННЫХ КОРРОЗИЕЙ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Как показали исследования, напряженное состо¬
яние железобетонных конструкций существенно за¬
висит от неравновесных процессов деформирова¬
ния и накопления повреждений. Вместе с тем, для
указанных неравновесных процессов возможны две
стадии: устойчивого развития и неустойчивого раз¬
вития. Среди ряда факторов, определяющих стадию
состояния, решающее значение имеет уровень
действующих напряжений [2].
В [2, 3] предложены соответствующие обобщен¬
ные уравнения развития деформаций ползучести и
накопления повреждений
^l = a(r1)[AL(0}min), где
dt
	 LKp(n)~L(t)
AL(t) = —	 л = —
V7*) Rb
(1)
Здесь L(t) - исследуемая характеристика: мера ползучести С [2]
или глубина коррозионных повреждений <$3]; AL(t) - относитель¬
ный дефицит этой характеристики в сравнении с некоторой её
фиксированной величиной LKp\ о - действующие напряжения
сжатия; Rb - предел прочности бетона; t - время наблюдений: а и
т- эмпирические нелинейные параметры процесса, зависящие от
уровня нагружения.
При этом отметим, что при каждом конкретном
сочетании и номинации бетона и агрессивной среды
наблюдается, что с ростом напряжений от нулевых
значений до (0,4-0,5)Rb, т.е. в условном диапазоне
28
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

так называемого линеиного развития, когда происхо¬
дит уплотнение структуры бетона и соответствую¬
щее уменьшение его проницаемости, имеют место
уменьшение Ькр(ц) и а(ф и одновременно увеличе¬
ние m(r/); при дальнейшем росте напряжений сжатия
бетон разуплотняется, поры объединяются, появля¬
ются множественные трещины и соответственно L( tj)
и LKp(r]) увеличиваются, a m(t7) уменьшаются, обра¬
щаясь в m(ij) = 0 при <т = Rb дг
В целом, при m(ri)> 0 рассматриваемые неравно¬
весные процессы находятся в стадии устойчивого
состояния, причем при т(ф > 1 - с характерным за¬
тухающим L и L(t), асимптотически стремящейся к
некоторой предельной величине L(°°); a m(rj)<0 соот¬
ветствует стадии неустойчивого силового сопротив¬
ления, когда ползучесть и повреждения развиваются
лавинно: случай m(rj) = 0 - погранично разделяет
указанные стадии. Последнее в реально эксплуати¬
руемых конструкциях недопустимо.
Таким образом, приближение т(ц) к нулевому
значению равноценно наступлению предельного
эксплуатационного состояния. В связи с этим для ре¬
альных конструкций необходимо ввести дополни¬
тельное ограничение (как правило, т(т}) > 1).
При этом в качестве уравнения силового сопро¬
тивления бетона, аналогично большинству исследо¬
ваний и всем нормативным документам, принимает¬
ся квазилинейная запись Ю.Н.-Работнова:
тп = 5,0-0,07-10'2/?/,,
(4)
е(0 =
ЕвР,лШ
1	1
, где
ЕвРЛ О
+ С((,0-}^^^Л	(2)
, <х(0 dx
Здесь е(/) - полная относительная деформация к моменту наблю¬
дения t\ EepJt,t0) - линейный временный модуль деформации
Н.Н. Буданова-С.Е. Фрайфельда [1]; S[a(/)] - функция напряже¬
ний к моменту наблюдения /; /д - начало нагружения.
Причем, согласно (2), влияние уровня напряже¬
ний учитывается с помощью S[o(r)] [4], а влияние ре¬
жима и длительности нагружения - Eepjl(t,t0) [1].
Функция напряжений подбирается эксперимен¬
тально; например, в развитие предложения П.И. Ва¬
сильева [5], применяется запись:
S(cf) = о(1 + Vrf), где Sq = 1 + Vrf
(3)
Средневзвешенные значения параметров нели¬
нейности У и т полных относительных деформаций
в (3) вычисляются с помощью частных эмпирических
параметров нелинейности, устанавливаемых от¬
дельно для мгновенных деформаций Умг, тмг и от¬
дельно для деформаций ползучести Уп, тп [1] при
37,5	45,0
умг=~;	=	*^=5,7-0,05-10^;
Rb	Rb
где Rf, - расчетное сопротивление бетона осевому сжатию для
предельного состояния первой группы, или по таблицам [6], что
одно и то же.
Параметры
нелинейности
Значения параметров для классов бетона В
12,5
15,0
20,0
30,0
40,0
50,0
60,0
Умг
3,1
2,6
2,0
1.3
1.0
0,8
0,7
тмг
5,0
5,0
4,7
4,3
3.8
3,4
3,0
Уп
3,72
3,11
2,35
1.6
1,22
1,22
1,22
т„
4,0
in
С и _ 1
^ту=0,7	1
V = S° -1; т =	г—
iп0,7
при
о0
(5)
С° = _!2	• С° = ] + У Т)тм. ■
^	1	’	.мг	мг™ >
-	+ 1
<Р
sj = l + Vj,’-
(6)
Заметим, что Гий _зависят от класса бетона Б;
так, например, для В15 У= 2,9 и т = 4,27, а для В60 -
V= 0,93 и т = 3,52.
В [4] установлено, что использование (5) вместо
(4)	сохраняет точность расчетов не меньше чем 97%.
При внешних агрессивных воздействиях корро¬
зионных сред устойчивость силового сопротивления
бетона обеспечивается кольматацией продуктами
коррозии его поровой структуры, сопровождаемой
снижением его проницаемости и, как следствие, за¬
туханием и асимптотической стабилизацией процес¬
са накопления повреждений [3].
Этому соответствуют условия m^r\) > 1 и
[<5H + z] <х,	(7)
где <5(°°) ■ предельная глубина повреждений (1), зависящая от но¬
минации бетона и агрессора, от уровня напряжений; m^rf) - па¬
раметр уровня напряженного состояния бетона: х - высота сжатой
зоны бетона (рис.1).
Далее принимаем посылку об эквивалентности,
в соответствии с которой учет снижения характерис¬
тик силового сопротивления в зоне Б осуществляет¬
ся с помощью функции повреждений уменьшения
расчетных размеров сечения A~(z) [3], рассматривае¬
мой в виде полинома второй степени:
A"(z) =
п=0
(8)
для определения параметров а,- которой используют¬
ся фиксированные условия:
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
29

Агрессивная
среда "
I 1 т
Щ.
В
дений к моменту t
А - зона полного коррозионного разрушения бето¬
на z ; Б - зона частичного коррозионного повреж¬
дения бетона 8; В - зона неповрежденного мате¬
риала р
Рис. 2. Схема напряженного состояния поперечного сечения изгибаемого бруса
а - до повреждений; б - после повреждений
при z=p + 8 = x’-z’ будет К"(х' - z') = 0;
при z = р = х' - (z’+ 8) будет- (z*+ 8)] = 1;
(9)
dIC
— = 0.
dz
. . р |	2 р	1
Откудаа0 = 1 -1 — J ; ai=~^2> °2=~^2
Главное при этом то, что (9) вычисляется из чис¬
то геометрических условий и, следовательно, спра¬
ведливо для всех механических характеристик:
арматурой, эксплуатируемого в стадии устойчивого
напряженного состояния, используя (2), (8), (10) и ги¬
потезу плоских сечений в виде
z	z	1	М	х
в=еф(-), где	—	и	еф=—,	(11)
х	р р	D	р
где Еф - полная относительная деформация сжатой фибры, а так¬
же заменяя (3), запишем:
S = a(^-)d , где a = (\ + V)Rb \
Rb
R' = lC(z)Rb; ЕГ = fC(z)E>-,
К * = fCiz)^.
(10)
d =
\ + V0 lm
1я[0,7—	-	j
1 l + V
(n0,7
(12)
Применительно к анализу силового сопротивле- те. получаем функцию распределения нормальных
ния изгибаемого железобетонного бруса с одиночной напряжений (рис. 2):
30
Бетон и железобетон. - 2010. - №3

а) без учета влияния коррозионных повреждений
(рис. 2, а)
/И	Г	£Ф ^вР -1	^0 ) ■, * у D
/d .где О0=[ ,11Т-чп	1
(1 + Г)/?6
или **=[	К*Ч
.Л^ЛМо)^^
£>*(1 + Р)Ла
(13)
б) с учетом влияния коррозионных повреждений
(рис. 2, б)
о'ь = о-л[ЛГ(г)]ыили а'А= o<pF0(zy j при
F0(z) = zfC{z).	(14)
или при
Хп =
® s^so
bRh
(19)
б) с учетом влияния коррозионных повреждений
(рис. 2, б)
[x‘-(z'+<5)]	(х-г)
\ obdz +	\	<7*bdz]
О	х‘-(2'+<5)
[дг'-(гЧй)] ^
=6cr^{ J z dz +
о
+ J [rtf*(z)]/'dfe}	(20)
[*‘-(z’+<5)]
Заметим, что (13) и (14) должны удовлетворять
требованиям
ob< os при as °°Rkdv
(15)
(16)
которые вытекают из условия обеспечений прочнос¬
ти (15) и сохранения устойчивого характера силово¬
го сопротивления (16), тахсг* и значение соответству¬
ющей ординаты z находится из условия:
do
— =0.
dz
Заметим, что в интересах практического вычис¬
ления высоты сжатой зоны х возможно аппроксими¬
ровать результат интегрирования первой квадрату¬
ры и интегрируемую функцию второй квадратуры по¬
линомами соответственно 2-й и 4-й степени:
(17)
1 +
1/
/d
К=2	.
= I qj
к=\
[zK\z)/d=Ki4qlzK.
к=\
(21)
Фиксируя наибольшие разрешаемые напряже¬
ния для сжатого бетона, обусловленные требовани¬
ем прочности (15) и устойчивости силового сопро¬
тивления (16), назначая напряжения в растянутой
арматуре crs и множитель сохранения её вследствие
коррозии a>s и привлекая условие равновесия внут¬
ренних усилий на ось бруса, получим уравнения,
позволяющие вычислить высоту сжатой зоны бетона
х или х‘:
а) без учета влияния коррозионных повреждений
(рис. 2, а)
1/
\/	(2 у d
osAsо = Ъоф \z/ddz = Ьоф ——ту
о	(1+И
0+Кг)
X -
^ф^врл	^0) jYdi
X =
[ (1+ЮЛ*
0+»о
МЕврЛ
iD(\ + V)Rb
(18)
Решение результирующего уравнения дает иско¬
мое решение х\ Заметим, что с изменением формы
эпюры нормальных напряжений и соответствующего
моментного плеча вероятность наступления пре¬
дельного состояния по критерию устойчивости сило¬
вого сопротивления (16) возрастает.
Библиографический список
1.	Бондаренко В.М. Некоторые вопросы нелинейной теории
железобетона. Изд. Харьковского государственного университета,
Харьков, 1968.
2.	Бондаренко В.М., Карпенко Н.И. Уровень напряженного сос¬
тояния как фактор структурных изменений и реологического сило¬
вого сопротивления бетона. Журнал "Академия. Архитектура и
строительство"; Москва, 2007, №4.
3.	Бондаренко В.М. Феноменология кинетики повреждений бе¬
тона железобетонных конструкций, эксплуатирующихся в агрес¬
сивной среде // Бетон и железобетон. - 2008. - No 2.
4.	Бондаренко С.В., Санжаровский Р.С. Усиление железобе¬
тонных конструкций при реконструкции зданий. - М.; Стройиздат,
1990.
5.	Васильев П.И. Связь мееду напряжениями и деформациями
в бетоне при сжатии с учетом влияния времени. Изв. ВНИИГ., т.45,
Госэнергоиздат, 1951.
6.	Рекомендации по учету ползучести и усадки бетона при рас¬
чете бетонных и железобетонных конструкций. - М.: Стройиздат,
1988.
Бетон и железобетон. - 2010. - №3
31

Вышли в свет:
Шилин А.А. Кирпичные и каменные конструкции.
Повреодения 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 ви¬
ды повреждений и дефектов конструкций. Проанализиро¬
ваны 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 вы¬
полнении подобных работ на объектах различного назна¬
чения.
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 / Ши¬
лин А.А., Кириленко А.М., Закоршменный А.И. и др. / Под
ред. проф., д.т.н. Шилина А.А. - М.: издательство "Горная
книга", издательство Московского государственного горно¬
го 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 неразруша¬
ющего 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 ре¬
комендации для специалистов, занимающихся вопросами
диагностики и оценки состояния строительных конструк¬
ций.
Книга рекомендована также как учебное пособие для
студентов и аспирантов соответствующих ВУЗов и специ¬
альностей.
Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
Шилин А.А. Ремонт строительных конструкций с по¬
мощью инъецирования: Учебное пособие для ВУЗов. - М.:
издательство "Горная книга", издательство Московского го¬
сударственного горного университета, 2009. - 170с.: ил.
(Стройтехиздат)
В книге рассматриваются практически все аспекты ис¬
пользования современных инъекционных технологий при
строительстве, ремонте, реставрации и усилении
конструкций и сооружений различного назначения, а также
при укреплении фунтовых и породных массивов.
Описаны технологии герметизации трещин и пористых
участков в кирпичных, каменных и железобетонных
конструкциях; упрочнения кирпичных, каменных и трещи¬
новатых бетонных конструкций больших размеров; запол¬
нения пустот в конструкциях и за ними.
Приведены варианты технических приемов и проект¬
ных решений, а также принципы расчета параметров инъ¬
ецирования.
Описано большое число практических примеров при¬
менения новейших материалов для инъецирования, при¬
ведены технические характеристики.
Рассмотрены способы нагнетания, виды используемо¬
го оборудования.
Значительное внимание уделено такому важному фак¬
тору, как контроль производства инъекционных работ.
Книга написана на основе изучения зарубежного и оте¬
чественного опыта, а также многолетних научных и практи¬
ческих работ автора в этой области.
Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
По вопросу приобретения книг обращаться в ЗАО "Триада-Холдинг"
123308 г. Москва, пр-т Маршала Жукова, д. 6, стр. 2
Тел.: (495) 956-15-04; 956-18-52; 234-16-10
E-mail: info@triadaholding.ru
Редакционная коллегия: Ю.М. Баженов, В.М. Бондаренко, Ю.С. Волков,
В.В. Гранев, А.И. Звездов, Ю.П. Назаров, В.А. Рахманов,
А.С. Семченков (главный редактор), А.Г. Тамразян, В.Р. Фаликман, Ю.Г. Хаютин,
А.А. Шлыков (зам. главного редактора)
Подписано в печать 25.05.10. Формат 60x88 1/в. Печать офсетная. Бумага офсетная № 1
Усл.печ.л 4,0. Тираж 930 экз. Заказ №
Адрес для писем:
111672, Москва, ул. Новокосинская, д. 14, корп. 2, кв. 172
E-mail :magbeton@rambler.ru	http://www.cstroy.ru/kindwork/izdat/beton
Тел. (495) 703-9762
Отпечатано в ОАО Московская типография № 9
109033, Москва, Волочаевская ул., д. 40
Бетон и железобетон. - 2010. - №3