НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ
ЖУРНАЛ
 Издается с апреля 1955 г.
 БЕТОН И ЖЕЛЕЗОБЕТОН
 3(576)
 Июнь 2012
 Учредители:
 НИИЖБ, ВНИИжелезобетон
 СОДЕРЖАНИЕ
 БЕТОНЫ
 АНЦИБОР А.В., БРУССЕР М.И. Определение и оценка прочности
 строительного раствора и мелкозернистого бетона в
конструкциях 		2
 ТОТУРБИЕВ А.Б. Жаростойкое композиционное вяжущее
на полисиликатах натрмя 		5
 КАСАТКИНА А.В. Гидроизоляционный материал проникающего
действия на цементной основе 		8
 СТАРЧУКОВ Д.С. Разработка комплексной добавки на основе
золя гидроксида железа, отличающейся повышенным
активирующим и пластифицирующим эффектами действия 	11
 КОРОЧКИН А.В. Исследование цементобетонного основания
комбинированной дорожной одеэды на Алтуфьевском шоссе 	12
 В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
 старишко и.н. Варианты и случаи, предлагаемые для
расчетов внецентренно сжатых элементов 	14
 ДОЛГОВЕЧНОСТЬ
 МИГУНОВ В.Н., СКАЧКОВ Ю.П., ОВЧИННИКОВ ИИ.
 Влияние поперечных и продольных трещин на долговечность,
деформационные и прочностные свойства обычных
железобетонных элементов в различных агрессивных условиях.. 20
 БЕЗОПАСНОСТЬ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ
 КЛЮЕВ С.В. Усиление и восстановление конструкций с
использование композитов на основе углеволокна 	23
 ЗАРУБЕЖНЫЙ ОПЫТ
 ЩЕКИН-ГРАЙПЕЛЬ В.В. Новая оснастка для инъектирования
эпоксидной смолой трещин в железобетонных конструкциях 	26
 В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
 ВАРЛАМОВ А.А. Общий энергетический подход к оценке
деформации бетона 	27
 Москва
 Издательство
 «Ладья»
 Журнал зарегистрирован в Министерстве печати и информации РФ. Рег. Ns 01080
© Издательство «Ладья», журнал «Бетон и железобетон», 2012

БЕТОНЫ
 А.В. АНЦИБОР, инж, М.И БРУССЕР, канд. техн. наук (НИИЖБ ОАО "НИЦ
"СТРОИТЕЛЬСТВО")
 ОПРЕДЕЛЕНИЕ И ОЦЕНКА ПРОЧНОСТИ СТРОИТЕЛЬНОГО РАСТВОРА И
МЕЛКОЗЕРНИСТОГО БЕТОНА В КОНСТРУКЦИЯХ
 Грань, разделяющая в отечественной строитель¬
ной практике строительный раствор (далее раствор) и
мелкозернистый бетон как виды материала, сегодня
весьма условна и часто заключается лишь в области
применения одной и той же по составу смеси. Это
разделение, в свою очередь, определяет систему
контроля качества, по которой выполняется опреде¬
ление прочности: либо по методикам ГОСТ 10180-90
[2] и ГОСТ 28570-90 [4], либо по ГОСТ 5802-86 [1].
При производственном контроле прочности раство¬
ров по формованным образцам на предприятии-из-
готовителе проблем обычно не возникает, чего нель¬
зя сказать об определении прочности раствора в го¬
товых конструкциях.
 По действующему стандарту [1] прочность раст¬
вора определяется в эталонных образцах-кубах с
ребром 7 см, твердевших до достижения проектного
возраста в стандартных влажностных и температур¬
ных условиях. Изготовление контрольных образцов
осуществляется по одной из двух схем, исходя из
фактической удобоукладываемости раствора: либо
в открытых формах без дна на кирпиче (1 схема), ли¬
бо в закрытых формах с дном (2 схема). При этом
считается, что 1 схема моделирует реальные усло¬
вия твердения раствора в конструкции, когда капил¬
лярно-пористое основание, на которое укладывает¬
ся раствор, отсасывает из него часть воды затворе-
ния, что, в свою очередь, приводит к снижению фак¬
тического водоцементного отношения раствора и из¬
менению его прочностных характеристик.
 Кроме этого, прочность раствора допускается оп¬
ределять по результатам испытаний "малых" конт¬
рольных образцов (кубов с ребрами 20, 30 и 40 мм),
изготовленных из фрагментов материала, извлечён¬
ного из конструкций кладочных швов и монтажных
стыков, либо путём склеивания двух отдельно извле¬
чённых пластин. Дополнительно, по СН 290-74 [6] и
СП 82-101-98 [7], допускается испытание отобран¬
ных из конструкций пластинок раствора металличес¬
ким штампом. Коэффициенты, приведённые в этих
документах, предназначены для перехода от проч¬
ности раствора в малых образцах к прочности раст¬
вора в формованных образцах-кубах эталонного
размера с ребром 7 см.
 Нам не удалось достоверно установить, как и по
какому принципу были установлены коэффициенты
перехода, приведённые в Приложении 1 [1], однако в
формуле проф. Л.И. Онищика, которая приведена в
[8], расчётное сопротивление кладки определяется,
 исходя из прочности и характеристик камня и из ма¬
рочной прочности раствора в образцах эталонного
размера.
 ( \
 Ru - R\
 1-
 a
 Y,
 b + R2/2Ru
 где: Ru - прочность кладки при сжатии; /?] - прочность камня при
сжатии; R2 - прочность раствора (кубиковая прочность в кубах
7x7x7см); a, b ■ коэффициенты, принимаемые в зависимости от
типа и размера кладочных камней; у - коэффициент, применяе¬
мый при использовании растворов низких марок (М25 и менее).
 Существующие методы определения прочности
раствора и её последующей оценки имеют сущест¬
венные недостатки.
 Так, формование контрольного образца-куба с
ребром 7 см в форме с дном или в форме без дна на
кирпиче либо вообще не моделируют реальные ус¬
ловия твердения раствора в шве, либо моделируют
весьма неопределённый вариант пористого основа¬
ния и условия твердения, которые всегда отличны от
реальных. Вместе с тем, очевидно, что объём воды,
отсасываемой из раствора стеновыми материалами,
при этом может существенно отличаться.
 Недостатком существующей методики отбора об¬
разцов из конструкций является трудность, а часто и
невозможность, изготовления контрольного образца
раствора из фрагментов шва, отобранных из
конструкций. Во-первых, при извлечении пластинки
затвердевшего раствора из шва существует большая
вероятность нарушения монолитности образца за
счёт трещинообразования, так как адгезионная проч¬
ность низкомарочных растворов сопоставима с их ко¬
гезионной прочностью. Во-вторых, при испытаниях
малогабаритных контрольных образцов существенно
возрастает влияние нарушений метрологических тре¬
бований (плоскостность опорных поверхностей об¬
разцов, соответствие технических характеристик ис¬
пытательного оборудования требованиям норм и т.п.)
и технологии проведения самих испытаний (точность
центрирования образца на плите пресса, отсутствие
боковых составляющих передаваемой нагрузки и др.).
 Поэтому принятые в нормативных документах
коэффициенты перехода от прочности "малых" об¬
разцов к прочности раствора в эталонном образце
фактически отражают влияние как масштабного фак¬
тора, так и условий формования и твердения раство¬
ра в шве. Однако изменение конечных свойств мате¬
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

риала при его применении в различных конструкци¬
ях и разных условиях производства работ оценивать
трудно, а разделить влияние метрологии и техноло¬
гии практически невозможно.
 Из ситуации, изложенной выше, возникает нес¬
колько проблем.
 1. 	При проектировании конструкций, в которых ис¬
пользуется строительный раствор, в расчётных схе¬
мах используется марочная прочность раствора, в то
время как в каждой реальной конструкции фактичес¬
кая прочность своя, отличная от марочной, и поэтому
надёжность конструкций получает некоторую неопре-
делённость по сравнению с принятой в расчёте.
 2. 	Принятый сегодня размер эталонного конт¬
рольного образца (куб с ребром 70 мм) значительно
превышает размеры элементов конструкций, изго¬
тавливаемых из раствора (швов каменных и бетон¬
ных сооружений; толщину штукатурных и облицовоч¬
ных слоёв; толщину различных защитных покрытий
и т.д.), толщина которых обычно не превышает 10-15
мм. Это приводит к неадекватному моделированию
расчётной схемы работы конструкции.
 3. 	При контроле прочности строительного раст¬
вора при его производстве (товарная растворная
смесь) и непосредственно в готовых конструкциях
(например, кирпичная кладка или кладка из различ¬
ных бетонных камней) неизбежны разногласия в
оценке прочности раствора в эталонном образце и в
шве за счёт трудно прогнозируемого изменения
прочности раствора в кладке по сравнению с проч¬
ностью раствора в эталонном образце. Как будет по¬
казано ниже, увеличение прочности раствора в клад¬
ке может достигать 25-40%.
 Нами была поставлена задача разработать бо¬
лее простую и надежную методику определения
прочности раствора в готовых конструкциях и на её
основе изучить возможность разделения интеграль¬
ного коэффициента перехода (от прочности образ¬
цов раствора, отобранных из конструкции, к прочнос¬
ти образцов раствора в образцах эталонного разме¬
ра) на два независимых коэффициента - "чистый"
масштабный коэффициент, а также суммарный ко¬
эффициент, зависящий от свойств материала, на ко¬
торый укладывают раствор, и от условий твердения
этого раствора (свойств вяжущего, способа укладки,
вида добавок и других факторов).
 Для решения поставленной задачи эксперимен¬
тально была разработана и использована методика
отбора, подготовки и испытания малых образцов
раствора, включающая в себя:
 - 	выбуривание из контрольных образцов-кубов
раствора эталонного размера с ребром 7 см, а также
из фрагментов кладки кернов диаметром от 1,4 до
2,5 см и высотой от 1,5 до 2,5 диаметров, а также вы¬
пиливание пластин толщиной от 0,8 до 2,0 см из об¬
разцов и фрагментов кладки;
 - 	изготовление из отобранных кернов контроль¬
ных образцов-цилиндров с отношением высоты к ди¬
аметру {hid) в интервале 0,9.. .1,1;
 - 	выравнивание и последующая шлифовка опор¬
ных плоскостей цилиндров и пластин для обеспечения
их плоскостности в соответствии с требованиями [2];
 - 	испытания цилиндров на осевое сжатие и испы¬
тание пластин штампом (круглого сечения) с отноше¬
нием диаметра штампа к толщине пластины в интер¬
вале 0,75...1,15;
 Кроме этого, были разработаны и опробованы
экспресс-методы неразрушающего контроля раство¬
ра с помощью разработанных и изготовленных об¬
разцов новых приборов неразрушающего контроля,
основанных на статическом и динамическом внедре¬
нии конических инденторов в тело раствора в пост¬
роечных условиях.
 В исследованиях, проведённых совместно с ла¬
бораториями ООО "ПКФ СТРОЙБЕТОН" (г. Королёв)
и ООО "ДСК-1" (г. Москва), контрольные образцы
эталонного размера изготавливали в стандартных
формах ЗФК70 по [3] с дном. Строительный раствор
марок от М50 до М300 имел удобоукпадываемость
от Пк 5 до Пк 8 см. Из указанных растворов, кроме
образцов эталонного размера, были заформованы
серии образцов-цилиндров диаметром 1,7 и 2,2 см с
отношением Ш = 1, а также серии образцов-кубов с
ребром 2,0 см. Из этих же растворов были изготов¬
лены фрагменты кирпичной кладки на керамическом
полнотелом кирпиче пластического формования, с
толщиной раствора в шве 1,5-2,2 см. Все заформо-
ванные контрольные образцы до распалубки тверде¬
ли в нормальных условиях Т = (20±3) °С и относи¬
тельной влажности воздуха <р = (95±5) %, а далее, до
начала испытания, в естественных условиях поме¬
щения лаборатории при температуре от 15 до 20 °С.
 Далее определяли прочность раствора в возрас¬
те от 13 до 68 сут:
 - 	эталонного размера (в кубах с ребром 7 см); в
отформованных цилиндрах диаметром 1,7 и 2,2 см;
в отформованных кубах с ребром 2,0 см; в цилинд¬
рах диаметром 1,4; 1,7; 2,2 и 2,5 мм, выбуренных из
образцов кубов эталонного размера; пластин толщи¬
ной 0,8; 1,0; 1,2; 1,5 и 2,0 см, выпиленных из образ¬
цов кубов эталонного размера; цилиндров диамет¬
ром 1,4; 1,7; 2,2 и 2,5 см, выбуренных из швов фраг¬
мента кирпичной кладки; пластин толщиной 0,8; 1,0;
1,2; 1,5 и 2,0 см, выпиленных из швов фрагмента
кирпичной кладки.
 По результатам определения прочности раство¬
ра в образцах эталонного размера и в малых образ¬
цах, формованных, а также отобранных из эталон¬
ных образцов, удалось рассчитать "чистый" масш¬
табный коэффициент. Сравнение прочности малых
образцов (формованных и отобранных из кубов эта¬
лонного размера) с прочностью образцов аналогич¬
ного размера, отобранных из фрагмента кладки, поз¬
волило оценить суммарный эффект влияния усло¬
вий твердения и свойств кладочного основания (кир¬
пича), использованного в эксперименте.
 В табл. 1, 2 приведены результаты эксперимен¬
тальных исследований.
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 3

Таблица 1
 Характеристики испытанных составов раствора
 № серии
 1,1
 2,1
 3,1
 4,1
 5,1
 6,1
 1,2
 2,2
 3,2
 4,2
 5,2
 6,2
 Возраст, сут
 13
 13
 16
 16
 24
 24
 68
 68
 64
 64
 57
 57
 Проектная
 марка
 100
 200
 50
 300
 200
 100
 100
 200
 50
 300
 200
 100
 Удобоукла-
дываемость
Пк, см
 7
 7
 5
 8
 8
 7
 7
 7
 5
 8
 8
 7
 Прочность в
серии эта¬
лонных об¬
разцов, при¬
нятая за еди¬
ницу, кгс/см;
 74
 120
 72
 146
 222
 162
 104
 220
 100
 232
 260
 166
 Таблица 2
 Полученные масштабные и переходные коэффициенты
 Условные обозначения: К10 - образец-куб с ребром 10 см;
К2 - образец-куб с ребром 2 см; Цв - цилиндр, выбуренный из ку¬
ба; Цф - цилиндр формованный; Цкл - цилиндр, выбуренный из
кладки; П - пластины, выпиленные из кубов и испытанные штам¬
пом указанного диаметра; Пкл - пластины, выпиленные из клад¬
ки и испытанные штампом указанного диаметра.
 Проведённые нами экспериментальные работы
позволяют сформулировать следующие выводы:
 • 	установлены "чистые" масштабные коэффици¬
енты для образцов разной формы и размеров:
 • 	для образцов-кубов с ребром 2,0 см "чистый"
масштабный коэффициент получен на уровне 0,95.
Для образцов аналогичного типоразмера по ГОСТ
5802-86 переходной коэффициент принят 0,56 и 0,46
(для летних и зимних растворов соответственно);
 • 	для образцов-цилиндров с 01,4...2,5 см "чистый"
масштабный коэффициент получен на уровне 0,95;
 • 	для образцов-пластин толщиной от 0,8 до 2,0 см
"чистый" масштабный коэффициент меняется от 0,44
(для толщины 0,8 см) до 0,71 (для толщины 2,0 см);
 - 	установлены переходные коэффициенты для
образцов разной формы и размеров при конкретных
условиях формования и твердения:
 • 	для образцов-цилиндров с 01,4...2,5 см пере¬
ходный коэффициент получен от 0,67 до 0,78;
 • 	для образцов-пластин толщиной от 0,8 до 2,0 см
переходный коэффициент получен от 0,32 (для тол¬
щины 0,8 см) до 0,50 (для толщины 2,0 см);
 - 	для пластин толщиной 1,5 и 2,0 см получены
близкие к принятому в СН 290-74 [6] переходные ко¬
эффициенты, равные 0,5. Для пластин толщиной ме¬
нее 1,5 см полученные коэффициенты заметно ниже
по сравнению с принятым в указанном документе.
Разница составляет около 30%;
 - 	фактическая прочность раствора в кирпичной
кладке превышает прочность готового раствора в
среднем на 25-40%;
 - 	значительные колебания прироста прочности
раствора в кладке (от 15 до 55 %), вероятно, связа¬
ны с качеством раствора, условиями его твердения и
свойствами материалов, на которые укладывают
строительный раствор;
 - 	полученные в эксперименте характеристики од¬
нородности прочности коэффициентов перехода и
масштабных коэффициентов подтверждают необхо¬
димость обеспечения выполнения высоких требова¬
ний к метрологической составляющей при испытани¬
ях образцов малого размера.
 Нам представляется, что полученные в работе
результаты могут быть использованы, во-первых,
при пересмотре действующего ГОСТ 5802-86 на оп¬
ределение прочности строительных растворов как в
стандартных образцах (переход от эталонного раз¬
мера ребра куба 7 см к другому типоразмеру), так и
непосредственно в конструкциях (применение "ма¬
лых” образцов различных типоразмеров); и, во-вто-
рых, при обсуждении вопроса о возможности и целе¬
сообразности учёта приращения прочности раство¬
ра в кладке при проектировании конструкций по
СНиП 11-22-81 [5]. Кроме этого, разработанная мето¬
дика определения прочности раствора по результа¬
там испытаний "малых" образцов в равной степени
применима к определению прочности мелкозернис¬
тых бетонов в тонкослойных (тонкостенных)
конструкциях, при условии установления "чистых"
масштабных коэффициентов и последующего вве¬
дения этих коэффициентов в ГОСТ 28570-90 [4].
 Библиографический список
 1. 	ГОСТ 5802-86 "Растворы строительные. Методы испытаний".
 2. 	ГОСТ 10180-90 "Бетоны. Методы определения прочности по
контрольным образцам".
 3. 	ГОСТ 22685-89 "Формы для изготовления контрольных об¬
разцов бетона. Технические условия".
 4. 	ГОСТ 28570-90 "Бетоны. Методы определения прочности по
образцам, отобранным из конструкций".
 5. 	СНиП 11-22-81 П 995) "Каменные и армокаменные конструкции".
 6. 	СН 290-74 "Инструкция по приготовлению и применению
растворов строительных".
 7. 	СП 82-101-98 "Приготовление и применение растворов стро¬
ительных".
 8. 	Пособие по проектированию каменных и армокаменных
конструкций (к СНиП 11-22-81) ЦНИИСК им. В.А. Кучеренко, Моск¬
ва, 1995.
 Типоразмер
 образцов
 Масштабные и
переходные
 коэффициенты Кср
 *
 X
 !*?
& i
 I
 S
 Прирост прочности в
кладке по сравнению
с эталоном, %
 Типоразмер
 образцов
 Масштабные и
переходные
 коэффициенты Кср
 к ^
 ы
 •е- 1
1 5
 ^ о.
 S
 Прирост прочности в
кладке по сравнению
с эталоном, %
 К10
 1,06
 6,9
 -
 П 0
2,0 см
 0,71
 40,1
 -
 К2
 0,95
 23
 -
 Пкл 0
2,0 см
 0,5
 19,8
 42
 Цв 0
1,4 см
 0,96
 14,9
 -
 П 0
1,5 см
 0,67
 22,6
 -
 Цкл 0
1,4 см
 0,7
 14,1
 37
 Пкл 0
1,5 см
 0,56
 0
 20
 Цф 0
1,7 см
 0,9
 19
 -
 П 0
1,2 см
 0,54
 11
 -
 Цв 0
1,7 см
 0,96
 15,8
 -
 Пкл 0
1,2 см
 0,35
 18,4
 57
 Цкл 0
1,7 см
 0,67
 17,7
 44
 П 0
1,0 см
 0,49
 21,3
 -
 Цф 0
2,2 см
 0,95
 18,3
 -
 Пкл 0
1,0 см
 0,36
 20
 35
 Цв 0
2,2 см
 1
 19,5
 -
 П 0
0,8 см
 0,44
 26
 -
 Цкл 0
2,2 см
 0,7
 19,8
 44
 Пкл 0
0,8 см
 0,32
 12,5
 38
 Цв 0
2,5 см
 0,91
 10,9
 -
 4
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

А.Б. ТОТУРБИЕВ, канд. техн. наук (ЗАО "Опытное научно-производственное
предприятие")
 ЖАРОСТОЙКОЕ КОМПОЗИЦИОННОЕ ВЯЖУЩЕЕ НА ПОЛИСИЛИКАТАХ НАТРИЯ
 В отечественной практике и за рубежом разрабо¬
таны составы жаростойких бетонов с температурой
службы до 1700°С. Основными вяжущими при этом
являются: гидравлические (портландцемент, шлако-
портландцемент, глиноземистый и высокоглинозе¬
мистые цементы), водные и безводные силикаты
натрия и фосфатосодержащие вещества.
 Весьма эффективны жаростойкие бетоны на жид¬
костекольных композициях [7]. Активное управление
структурой и эксплуатационными свойствами этих
бетонов путем изменения различных технологичес¬
ких факторов содержания в бетонной смеси жидкого
стекла, вида и количества добавок-отвердителей и
тонкомолотых огнеупорных добавок, гранулометрии,
вида и природы крупного заполнителя, режимов и
способов уплотнения бетонных и растворных сме¬
сей, их исходного водосодержания и т. п. позволило
создать надежную технологию жаростойких бетонов
различного назначения, обеспечивающую получение
материала с заданными свойствами.
 Однако анализ составов жаростойких бетонов на
жидком стекле [3, 8] показал их многокомлонент-
ность, что нельзя отнести к их достоинствам. Велик
также расход жидкого стекла на 1 м3 бетона (от 300
до 500 кг), что сопряжено с достаточно высоким во-
досодержанием бетонной смеси (300 и более кг) и
необходимостью введения в щихгу значительного
количества тонкомолотых добавок-отвердителей и
огнеупорных добавок (более 500 кг на 1 м3 бетона).
Это делает технологию весьма энергоемкой. Кроме
того, составы, содержащие значительное количест¬
во щелочного компонента (жидкостекольные компо¬
зиции), неспособны выдерживать действие высоких
температур, их огнеупорность низка.
 Проведенные в этом направлении исследования
[3, 8] показали возможность снижения содержания
вяжущего (жидкого стекла) в составе жаростойкого
бетона при использовании в качестве связующего
безводного силиката натрия взамен жидкого стекла.
 Использование в качестве связки безводного си¬
ликата натрия - сухого зернистого медленно гидрати¬
рующегося материала позволяет добиться высокой
степени гомогенизации его в смеси даже при низкой
дозировке его в составе массы. Концентрация связу¬
ющего компонента в этом случае определяется усло¬
виями гомогенизации и уплотнения смеси, т.е. не тех¬
нологическими, а только факторами эксплуатацион¬
ной стойкости. Это открывает возможность значи¬
тельного снижения концентрации силиката натрия в
массе, и как следствие, снижение в бетоне содержа¬
ния плавней, что в конечном счете приводит к повы¬
шению огнеупорности бетона на БСН и значительно¬
му улучшению его термомеханических свойств.
 Однако анализ получения и эксплуатации жарос¬
тойких бетонов на безводных силикатнатриевых ком¬
позиционных вяжущих позволяет вскрыть некоторые
негативные стороны этой технологии, отдельные из
которых носят принципиальный характер.
 Основным недостатком, предопределяющим
эксплуатационную стойкость жаростойких бетонов
на этих видах вяжущих, является повышенное со¬
держание щелочного компонента (Na20) в получае¬
мом материале. При этом чем выше содержание ще¬
лочи, тем ниже огнеупорность, термостойкость и
термомеханические свойства жаростойких вяжущих
и бетонов на их основе.
 В последние годы со ссылкой на фундаменталь¬
ные научные труды Айлера [1] в технической литера¬
туре приводятся результаты теоретических и экспе¬
риментальных исследований по получению полиси¬
ликатов натрия, калия, лития (высокомодульные ще¬
лочные силикаты) и их использования в качестве свя¬
зующих для жаростойких материалов [2, 4, 5, 6,13].
 Высокомодульные щелочные силикаты условно
разделяют на две группы. Системы с силикатным
модулем выше 25 обычно называют кремнезолями
(золями). Это чисто коллоидные растворы с частица¬
ми кремнезема размерами от 2-3 нм и выше. Другая
группа образует так называемые полисиликатные
растворы с силикатным модулем от 4 до 25 и явля¬
ется, по существу, переходной от истинных раство¬
ров к коллоидным системам.
 Полисиликаты обладают уникальными связующи¬
ми свойствами, что обеспечивает возможность их
применения в композициях с различным целевым
назначениям. Использование полисиликатов в кле¬
евых композициях придает материалам большую во¬
достойкость и улучшает термостойкость огнеупор¬
ных материалов.
 В этой связи можно отметить перспективность и
актуальность дальнейших исследований, направ¬
ленных на расширение номенклатуры связующих из
силикатных систем (жидкое стекло, безводные сили¬
каты натрия, полисиликаты натрия, золи), и на их ос¬
нове новых видов жаростойких композиционных вя¬
жущих и бетонов с повышенными эксплуатационны¬
ми свойствами.
 Обобщая результаты исследований получения
полисиликатов, можно отметить, что в большинстве
случаев исходными компонентами являются золи
кремниевой кислоты и водные или безводные сили¬
каты щелочных металлов. Однако полисиликатные
растворы, особенно натрия, обладают агрегативной
неустойчивостью по отношению к гелеобразованию
или коагуляции. Это, в свою очередь, является глав¬
ным недостатком, тормозящим широкое применение
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 5

столь уникального связующего для производства ком¬
позиций различного назначения. Следовательно, од¬
ной из важных задач при использовании полисиликат-
ных растворов в промышленности с различным целе¬
вым назначением является разработка теоретических
основ синтеза и управление их устойчивостью.
 В данной работе получение полисиликатов натрия
предусматривается путем взаимодействия тонкодис¬
персного безводного силиката натрия с кремнезолем
непосредственно в самой композиции при соответ¬
ствующей тепловой обработке, что исключает необхо¬
димость придания агрегативной устойчивости полиси¬
ликатам натрия. Это открывает возможность получе¬
ния полисиликатов натрия любой модульности и сле¬
довательно снижения концентрации легкоплавкого
составляющего Na20 в массе вяжущего, что в конеч¬
ном счете должно привести к повышению огнеупор¬
ности бетона на полисиликатах натрия и значительно¬
му улучшению его термомеханических свойств.
 Исследованию подвергались связки, изготовлен¬
ные из полисиликатов натрия, полученные как вне,
так и непосредственно в композиции, из молотого
безводного силиката натрия и кремнезоля, а также
без наполнителя из полисиликатов натрия разной
модульности. При этом можно ожидать более высо¬
кую клеящую способность связки на полисиликатах
натрия, полученных непосредственно в композиции,
чем вне ее, в силу теоретических положений, приве¬
денных ниже.
 Первое. Учитывая, что гидратация, растворение,
твердение связки из тонкодисперсного безводного
силиката натрия в жаростойком бетоне на сили-
катнатриевом композиционном вяжущем растянуто
во времени и происходит при низкотемпературной
обработке (80-200°С), идентичной условиям получе¬
ния полисиликатов натрия, и совершается в услови¬
ях сформированного пространственного каркаса из
зерен огнеупорного заполнителя - каркасообразова-
теля, появляется возможность в таких стесненных
условиях путем введения в ее состав кремнезоля по¬
лучения полисиликатов натрия любой модульности
и придания им вяжущих свойств путем введения в ее
состав кремнезоля непосредственно в самой компо¬
зиции. Это, в свою очередь, исключает необходи¬
мость придания агрегативной устойчивости полиси¬
ликатам натрия, значительно снижает содержание
Na20 в массе жаростойкого бетона и, следовательно,
 приводит к повышению его огнеупорности, термос¬
тойкости и значительному улучшению термомехани¬
ческих свойств.
 Второе. В процессе взаимодействия тонкодиспе¬
рсных частиц безводного силиката натрия с водой,
содержащейся в кремнезоле, будет иметь место из¬
бирательное инконгруэнтное растворение с ориента¬
цией новообразований в пространстве и относитель¬
но поверхности огнеупорного заполнителя. Естест¬
венно, вначале происходит гидратация катиона Na,
который активно соединяется с мельчающими части¬
 цами SI02 размерами от 2-3 нм и выше до установ¬
ления равновесия щелочного раствора силикатной
системы в целом. В результате образуется сильно
пересыщенная жидкая фаза полисиликата натрия с
высокой вязкостью, который остается в зоне контак¬
та зерен заполнителя. В этом случае дисперсная фа¬
за сближена до расстояния, при котором возможны
сильные взаимодействия и образования контактов
на агрегативном уровне различной природы. Такие
условия формирования связки всегда способствуют
повышенной адгезии клея к адгезиву и высокой коге¬
зии клеящего слоя [11].
 Таким образом, в жаростойких бетонах на полиси¬
ликатах натрия тоже обеспечивается плотная упа¬
ковка зернистых составляющих с контактным омоно-
личиванием, при котором создаются локализован¬
ные в пространстве межзерновые клеящие швы [12].
Здесь необходимо отметить, что для жаростойких
бетонов на полисиликатах натрия, как и для бетонов
на БСН, объемноомоноличенная структура неприем¬
лема и нежелательна, так как в этом случае на пове¬
рхности всех зерен заполнителя создается сплош¬
ная пористая прослойка связующего (толстая плен¬
ка), которая находится в напряженном состоянии.
Это будет усугубляться еще и тем, что прочность
связующей пленки из полисиликатов натрия с повы¬
шением силикатного модуля снижается.
 Такая специфическая структура омоноличивания
позволит при малом расходе связующего достигать
удовлетворительной прочности при сжатии и растя¬
жении, сохранять эту прочность при повышенной
температуре и, что очень важно, обеспечивать высо¬
кую трещиностойкость изделий при циклическом
нагревании - охлаждении (термостойкость) и хоро¬
шие термомеханические показатели.
 Кроме того, в отличие от водных растворов сили¬
катов натрия, растворы полисиликатов натрия, наря¬
ду с частицами золя, содержат в своем составе мо¬
номеры, олигомеры и полимерные разновидности
кремнезема, которые способствуют проявлению вы¬
сокой реакционной способности кремнезема в соста-'
ве различных композиций и характеризуются высо¬
кой водостойкостью, термостойкостью и температу¬
рой применения.
 Формирование структуры композиционного вяжу¬
щего из полисиликата натрия и бетона на его основе
зависит от многих факторов, важнейшим из которых
можно считать взаимодействие безводного силиката
натрия (его тонкодисперсных частиц) с кремнезолем с
образованием полисиликата натрия. При этом возни¬
кают адгезионные свойства, определяющие клеющую
способность этой связки, и появляется когезионная
прочность клеевых контактов, обеспечивающих меха¬
ническую прочность композиции и в целом бетона.
 Исследования показали, что большое влияние на
клеющую способность связки на полисиликатах нат¬
рия оказывает силикатный модуль. С повышением
его до 10 прочность связок, полученных из полисили¬
катов натрия как вне, так и в композиции, идентично
 6
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

снижается до небольших значений, а выше 10 наб¬
людается резкий провал прочности связки вне зави¬
симости от ее концентрации, условий и способа ее
получения. Возможность получения и использования
полисиликатов натрия высокой модульности и как
следствие снижение в связующем содержания Na20
 (легкоплавкого составляющего для изготовления жа¬
ростойких композиционных вяжущих и на их основе
бетонов) в конечном счете приведет к повышению ог¬
неупорности и значительному улучшению термоме¬
ханических свойств.
 Проведенные теоретические и эксперименталь¬
ные исследования позволили нам получить эффек¬
тивные виды жаростойких полисиликатнатриевых
композиционных вяжущих на основе тонкодисперс¬
ных БСН, кремнезоля и огнеупорных веществ: корун¬
да, алюмосиликатного шамота, карбида кремния и
циркониевого концентрата. Установлено, что при
нагревании композиции в интервале температур 80-
90°С происходит наиболее интенсивное поверхност¬
ное растворение зерен БСН и, как следствие, обра¬
зование полисиликата натрия и увеличение площа¬
ди клеевых контактов. Последующее повышение
температуры до 180-200°С приводит почти к полно¬
му обезвоживанию системы и, следовательно, к ее
упрочнению вследствие резкого повышения когези¬
онной прочности клеевых контактов. Кроме того,
увеличению прочности композиции способствует
контактное сцепление остальных тонкодисперсных
компонентов вяжущего, частицам которых при помо¬
ле сообщена поверхностная энергия. Этот эффект
тем значительнее, чем выше степень предваритель¬
ного уплотнения смеси.
 Термомеханические испытания образцов различ¬
ных композиционных вяжущих позволили устано¬
вить, что почти все использованные огнеупорные ве¬
щества (кроме корунда) вступают во взаимодей¬
ствие с полисиликатом натрия при средних и высо¬
ких температурах, и, следовательно, вяжущие могут
состоять из двух компонентов. В этом случае резко¬
го падения прочности при средних температурах не
наблюдается, уже при 800-1000°С начинают проте¬
кать физико-химические процессы, повышающие ог¬
неупорность системы.
 Необходимость введения в состав полисиликат-
натриевого вяжущего высокоогнеупорного тонкодис¬
персного вещества, вступающего при высоких тем¬
пературах в химическое взаимодействие с полиси¬
ликатом натрия, хорошо иллюстрируется результа¬
тами термомеханических испытаний образцов ко-
рундсиликатнатриевого композиционного вяжущего
(рисунок, кривая 1). Откуда следует, что при темпе¬
ратурах выше температуры начала размягчения си¬
ликата натрия (760-800°С) с кремнеземистым моду¬
лем 2,8-3,0 прочность этой композиции низкая. При
800°С она составляет всего 0,4 МПа. В интервале
температур 1000-1100°С за счет твердофазовых ре¬
акций между Si02 и стеклофазой заполнителя проч¬
ность несколько повышалась (до 0,6 МПа), но оста¬
 валась крайне неудовлетворительной. При 1200-
1250°С она практически равна нулю.
 Температура, 'С
 Зависимость прочности нагретых образцов из композицион¬
ных вяжущих от его состава и температуры нагрева
 1 	- корунд: Na2Si03 = 85:15, % по массе; 2 - корунд: Na2Si03: крвм-
незоль = 80:12,72:7,28, % по массе; 3 - корунд: мел: Na2Si03: крем-
незоль = 76:4:12,72:7,28, % по массе; 4 - корунд: боксит: Na2Si03:
кремнезоль = 58:22:12,72:7,28, % по массе
 Проведенные нами аналогичные термомехани¬
ческие испытания образцов композиционных вяжу¬
щих на полисиликатах натрия отдельно и с введени¬
ем кальцийсодержащего компонента-мела, боксита
приведены на рисунке (кривые 2, 3, 4). Выбор мела
был обоснован тем, что другие кальцийсодержащие
компоненты (например, известь) после сушки имели
невысокую прочность - не более 6,9 МПа. Образцы
же с мелом и известняком, практически инертные при
такой температуре материала, сохраняют приобре¬
тенную при тепловой обработке прочность. Здесь бо¬
лее высокие термомеханические характеристики вя¬
жущей композиции на полисиликатах натрия с каль¬
цийсодержащим компонентом - мелом как при сред¬
них (700-900°С), так и при высоких температурах
(1200°С и выше). Это объясняется тем, что начиная
с 800-900°С при взаимодействии эти компоненты об¬
разуют высокоогнеупорные соединения 2Ca0Si03;
далее, по мере повышения температуры, СаО-А12Оз;
Са0-2А1203 и при 1250-1350°С - муллита.
 Однако необходимо отметить влияние диссоциа¬
ции мела при высокой температуре на плотность жа¬
ростойкого корундового бетона с появлением порис¬
тости при удалении С02, что не дает полностью ис¬
пользовать огнеупорный ресурс заполнителя, в осо¬
бенности высокоогнеупорного. А введением в состав
корундполисиликатнатриевого связующего боксита
при сохранении определенных соотношений между
компонентами можно существенно улучшить термо¬
механические характеристики и тем самым повысить
температуру применения вяжущего и корундового
жаростойкого бетона на его основе (см. рисунок, кри¬
вая 4).
 Таким образом, испытания различных композици¬
онных вяжущих показали, что на основе полисилика¬
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 7

та натрия (Л/с = 4-10) можно получать практически
 любой вид жаростойкого вяжущего, изменяя вещест¬
венный состав огнеупорного компонента. Достаточ¬
но высокая огнеупорность такого вяжущего позволи¬
ла предположить, что на его основе можно разрабо¬
тать жаростойкие бетоны с температурой службы до
1850°С, используя в качестве заполнителя различ¬
ные огнеупорные материалы. При этом монтажная
прочность бетонов будет определяться главным об¬
разом прочностью клеевых контактов из полисилика¬
тов натрия, образованных при 80-90°С непосред¬
ственно в плотно упакованной системе "безводные
силикаты натрия - кремнезоль - огнеупорный напол¬
нитель - огнеупорный заполнитель", после низко¬
температурной обработки (сушки при 180-200°С).
Окончательное же структурирование будет иметь
место в процессе его службы под воздействием
средних и высоких температур при одностороннем
нагреве и установившемся тепловом режиме и опре¬
деляться ходом физико-химических процессов в
конкретных условиях службы в зависимости от ве¬
щественного состава компонентов бетона.
 Библиографический список
 1. 	Айлер Р.К. Химия кремнезема: в 2’ т. - М.: Мир, 1982. - 1127 с.
 2. 	Айтжанова О.Г. Коллидно-химические закономерности полу¬
чения полисиликатов на основе гидрозолей кремнезема: Дис. ...
канд. хим. наук: 02.00.11. - М., 1998.
 3. 	Горлов Ю.П. Меркин А.П. и др. Жаростойкие бетоны на осно¬
ве композиций из природных и техногенных стекол. - М.: Стройиз-
дат, 1986. - 144 с.
 4. 	Корнеев В.И., Данилов В.В. Растворимое и жидкое стекло. -
C.-Пб.: Стройиздат, 1996. - С. 23.
 5. 	Патент РФ на изобретение № 2124475 от 29.03.1999.
 6. 	Патент РФ на изобретение № 2118642 от 02.08.2010.
 7. 	Тарасова А.П. Жаростойкие вяжущие на жидком стекле и бе¬
тоны на их основе. - М.: Стройиздат, 1982. - 133 с.
 8. 	Тотурбиев Б.Д. Строительные материалы на основе силикат-
натриевых композиций. - М.: Стройиздат, 1988. - 208 с.
 10. 	Тотурбиев А.Б. Термомеханические свойства жаростойкого
бетона//Бетон и железобетон. - № 1. - 2011. - С. 6-8.
 11. 	Тотурбиев А.Б. Формирование клеящей пленки и омоноличи-
вание жаростойкого бетона на полисиликатах натрия//Бетон и же¬
лезобетон. - №3. - 2011. - С. 5-7.
 12. 	Тотурбиев А.Б. Теоретические предпосылки формирования
структуры жаростойкого бетона на полисиликатнатриевом компо¬
зиционном вяжущем// Бетон и железобетон. - №6. - 2011. - С. 2-4.
 13. 	Шабанова Н.А., Саркисов П.Д. Основы золь-гель технологии
кремнезема. -М.: ИКЦ "Академкнига", 2004. - 208 с.
 А. 	В. КАСАТКИНА, аспирант (ФГБОУ ВПО ПГУПС)
 ГИДРОИЗОЛЯЦИОННЫЙ МАТЕРИАЛ ПРОНИКАЮЩЕГО ДЕЙСТВИЯ НА ЦЕМЕНТНОЙ
ОСНОВЕ
 В последнее время широкое применение в стро¬
ительстве находят гидроизоляционные материалы
на цементной основе, в том числе обладающие спо¬
собностью проникать в бетонное или другое порис¬
тое основание, таким образом улучшая его свойства,
и при этом защищая основание от воздействия
внешних факторов.
 Цель исследования - разработать гидроизоляци¬
онные материалы, которые максимально улучшали
бы параметры качества защищаемого бетонного ос¬
нования и которые одновременно надежно защища¬
ли бы его от негативного воздействия воды, агрес¬
сивных сред и т.п.
 Одним из путей решения подобных задач может
быть химическая активация цементсодержащих ком¬
позиций, в основе которой лежит использование ве¬
ществ различной природы, оказывающих влияние на
изменение скорости процессов гидратации цемент¬
содержащего компонента гидроизоляционного мате¬
риала, и при этом обладающих способностью глубо¬
ко проникать в поровое пространство защищаемого
основания, оказывая влияние на непрореагировав¬
шие частицы цемента. Для решения задач такого ро¬
да требовалось определить природу веществ, обла¬
дающих указанными свойствами.
 На первом этапе исследования в качестве акти¬
ваторов рассматривали хорошо растворимые соли
на основе металлов первой группы главной подгруп¬
 пы с разными анионами, не образующие труднораст¬
воримых гидроксидов, которые являлись бы барье¬
ром для продвижения частиц в глубь основания. Ус¬
тановлено, что независимо от катиона наибольшей
проникающей способностью обладают соли, содер¬
жащие сульфат- или хлорид-ионы, что согласуется с
данными работы [1], и дальнейшие исследования
проводились с использованием солей такого типа.
 Проникающая способность обусловлена не толь¬
ко природой раствора, но и его концентрацией. Экс¬
периментально определено, что наибольшей прони¬
кающей способностью характеризуются растворы
6%-ной концентрации, которая принята за рацио¬
нальную и использована в дальнейших исследовани¬
ях. Глубину проникновения оценивали в течение про¬
межутка времени, равного 4 ч. Проникновение иссле¬
дуемых растворов осуществлялось в образцы-кубы
из бетона В22.5 с одинаковой пористостью, оценива¬
емой по величине водопоглощения, равной 4,7%. По¬
лученные результаты представлены в табл. 1.
 Анализ данных табл. 1 показывает, что наимень¬
шей глубиной проникновения характеризуется чис¬
тая вода. Наибольшей глубиной проникновения об¬
ладают растворы K2SO4 и КС1, а также установлено,
что соли Na2S04 в большей степени оказывают вли¬
яние на гидратационные процессы цементсодержа¬
щей системы, что подтверждено повышением проч¬
ности на сжатие цементного камня.
 8
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

Таблица 1
 Сравнительная оценка глубины проникновения
электролитов разной природы в глубь бетонного основания
 Название
 электро¬
 лита
 Объем
раствора,
прошед¬
шего в
бетонное
основа¬
ние за
4 ч, мл
 Глубина
проникно¬
вения
электроли¬
та за 4 ч
(расчетно-
экспери-
менталь-
ная), см
 Во до пог¬
лоще¬
ние, %
 Прочность
гидроизоляционного
материала в
возрасте 28 сут,
МПа
 на
 сжатие
 на растяже¬
ние при
изгибе
 н2о
 14,0
 3,0
 4,7
 5,2
 3,38
 h2S04
 16,0
 3,4
 4,7
 5,3
 3,25
 Na2S04
 24,9
 5,3
 4,7
 7,4
 3,98
 k2so4
 32,4
 6,9
 4,7
 6,9
 4,23
 LiCl
 15,0
 3,2
 4,7
 4,8
 3,23
 NaCl
 24,4
 5,2
 4,7
 7,2
 3,84
 ка
 31,5
 6,7
 4,7
 6,7
 4,20
 По результатам исследований (табл. 2) установ¬
лено, что растворы, проникающие в глубь бетонного
основания, способствуют повышению его прочности.
 Таблица 2
 Прочность бетонного основания, насыщенного 6%-ными
растворами разной природы
 Определено, что K2S04 и КС1 в наибольшей сте¬
пени увеличивают прочность бетонного основания
(см. табл. 2). Верояно, это связано с более глубоким
проникновением раствора в бетонное основание и
формированием при этом его структуры с повышен¬
ной степенью однородности по всему объему, что
уменьшает вероятность образования дефектов внут¬
ри бетона.
 В связи с этим исследована трещиностойкость
образцов-балочек, изготовленных из мелкозернисто¬
го бетона В10, которые насыщались растворами
Na2S04 и K2S04. При использовании последнего глу¬
бина проникновения составляла 16 см, при исполь¬
 зовании первого проникновение раствора составля¬
ло 11 см (за один и тот же промежуток времени, рав¬
ный 6 ч).
 Сравнительные данные по изменению прочности
бетонного основания в 28-суточном возрасте после
насыщения представлены в табл. 3.
 Таблица 3
 Наиме¬
 нование
 раствора
 электро¬
 лита
 Водо пог¬
лощение
мелкозер¬
нистого
бетона
В10, %
 Глубина
проникно¬
вения в
течение
6 ч, мм
 Прочность бетонного основания,
МПа
 на растя¬
жение
при изги¬
бе
 на сжатие 112
балочки,
расположенной
 со сторо¬
ны насы¬
щения
 со сторо¬
ны, проти¬
вополож¬
ной насы¬
щению
 -
 6,8
 -
 3,10
 15,1
 15,2
 Na2S04
 6,8
 110
 3,15
 17,8
 15,4
 ^2^4
 6,8
 160
 3,50
 17,5
 17,4
 Результаты (см. табл. 3) подтверждают высказан¬
ное предположение о том, что чем больше глубина
проникновения, тем более однородной становится
структура основания, что повышает его трещинос¬
тойкость и, как следствие, долговечность.
 Данные проведенных исследований показали,
что для повышения надежности защитной конструк¬
ции целесообразно использовать растворы, облада¬
ющие максимальной проникающей способностью,
несмотря на то, что они характеризуются меньшим
активирующим эффектом. Поэтому мы рекомендуем
использовать K2S04 или КС1, катионы которых обла¬
дают наибольшей подвижностью и наибольшей глу¬
биной проникновения.
 Представляло интерес оценить проникающую
способность не только солей электролитов, но и
гидроизоляционных материалов, активированных
указанными солями. Для исследования использо¬
вали базовый эффективный гидроизоляционный
материал, включающий портландцемент, глинозе¬
мистый цемент (до 5 мас.%), минеральный поро¬
шок, песок и 3 мас.% полимерной добавки, состоя¬
щей из сополимера органических акрилатов и вини-
лацетатов, а также других специальных добавок,
уменьшающих расслаиваемость. В базовый состав
вводили исследуемую соль в количестве 1% от
массы цемента.
 Толщину гидроизоляционного материала опре¬
деляли из возможности содержания в нем жидкости,
достаточной для проникновения в глубь основания
на максимальную величину. Расчетно-эксперимен¬
тальным путем показано, что толщина покрытия
должна быть не менее 5 мм. Определение рацио¬
нальной толщины гидроизоляционного покрытия
осуществлялось по изменению прочности на сжатие
бетонного основания класса В15, обработанного ак¬
тивированным гидроизоляционным материалом и
 Наименование
 раствора
 электролита
 Водопоглоще-
ние бетонного
основания
 В22.5, %
 Глубина
проникновения
за 4 ч, см
 Прочность на
сжатие бетонного
основания через
28 сут после
насыщения, МПа
 -
 4,5
 -
 19,0
 н2о
 4,5
 3,05
 17,5
 LiCl
 4,5
 3,10
 17,7
 NaCl
 4,5
 5,15
 23,2
 ка
 4,5
 6,65
 24,7
 \a2S04
 4,5
 5,25
 23,5
 k2so4
 4,5
 6,80
 25,4
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 9

Съемка рентгеновских дифрактограмм
 № 0 - бетонное основание в нормальных условиях; № 1 - бетонное основание, обработанное гидроизоляционным материалом,
модифицированным K2S04; V - калиевые алюмосиликаты К. jAb[.\l. Si^O^HOH^n^O
 после этого твердевшего в течение 28 сут. Результа¬
ты исследований представлены в табл. 4.
 По изменению прочности на сжатие определено,
что наилучшие результаты по прочности имеет бе¬
тонное основание при толщине покрытия 5 мм.
Дальнейшее увеличение толщины не оказывает за¬
метного влияния на рост прочности бетонного осно¬
вания. Толщина покрытия, равная 2,5 мм, содержит
недостаточное количество жидкой составляющей,
необходимой для проникновения частиц из гидрои¬
золяционного покрытия на всю глубину бетонного ос¬
нования. Поэтому оно способно выполнять роль
только защитного покрытия от воздействия внешних
факторов.
 Таблица 4
 Прочность на сжатие бетонного основания, обработанного
активированным гидроизоляционным материалом
 Сравнение данных табл. 2 и 3 показывает, что
рост прочности бетонного основания, обработанного
активированным гидроизоляционным материалом,
выше, чем при использовании чистых растворов-ак-
тиваторов, что, по-видимому, обусловлено проникно¬
вением вглубь не только химических добавок, но и
компонентов гидроизоляционного материала.
 В дальнейшем представляло интерес определить,
какие продукты дополнительно образуются при воз¬
действии активированных гидроизоляционных ма¬
 териалов. По проведенным рентгенофазовым иссле¬
дованиям бетонного основания, обработанного гидро¬
изоляционным материалом с K2S04, обнаружено (по¬
зиция б на рисунке) образование новых фаз - калие¬
вых алюмосиликатов K<j A12[AI, Si)4O10) (OH)2 nH2O
переменного состава меоду мусковитом и каолини¬
том по наличию линий при d/n= 2,56; 2,40; 2,28)-10 ’° м.
 Таким образом, формирование новых фаз,
представленных калиевыми алюмосиликатами,
способствует повышению плотности бетонного ос¬
нования и, как следствие, росту его долговеч¬
ности.
 Заключение:
 1. 	Установлено, что наибольшей проникающей
способностью характеризуются растворы K2S04 или
КС16%-ной концентрации.
 2. 	Показано, что чем больше глубина проникно¬
вения раствора в глубь основания, тем выше сте¬
пень однородности его структуры и тем меньше ве¬
роятность образования дефектов внутри затвердев¬
шего бетона.
 3. 	Улучшение параметров качества бетонного ос¬
нования выше при использовании активированного
гидроизоляционного материала, чем в случае чисто¬
го активатора.
 4. 	Определено, что частицы, проникающие в
глубь бетонного основания, способствуют вовлече¬
нию в гидратационные процессы непрореагировав¬
ших частиц цемента и образованию новых калиево-
алюмосиликатных фаз, способствующих повыше¬
нию прочности.
 Библиографический список
 1. 	Соловьев Д.В. Улучшение свойств гидроизоляционных тон¬
кослойных цементных композиций поверхностного и проникающе¬
го действия. Автореф. дисс. канд. техн. наук - Уфа, 2008 - 23 с.
 2. 	Сватовская Л.Б., Сычев М.М. Активированное твердение
цементов. - П.: Стройиздат, 1983 -159 с.
 Наименование
 материала
 Используемые
 активаторы
 Прочность на сжатие, МПа
 толщина покрытия, мм
 0
 2,5
 5
 7,5
 10
 Бетон В15
 -
 19,0
 19,0
 19,0
 19,0
 19,0
 Гидроизоляци¬
 онное
 покрытие
 базовый
 -
 20,4
 20,5
 21,2
 21,0
 K2S04
 -
 23,1
 28,0
 28,1
 28,0
 КС1
 -
 22,6
 27,8
 27,8
 27,5
 10
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

Д. С. СТАРЧУКОВ, канд. техн. наук (ВКА имени А. Ф. Можайского, Санкт-Петербург)
 РАЗРАБОТКА КОМПЛЕКСНОЙ ДОБАВКИ НА ОСНОВЕ ЗОЛЯ ГИДРОКСИДА ЖЕЛЕЗА,
ОТЛИЧАЮЩЕЙСЯ ПОВЫШЕННЫМ АКТИВИРУЮЩИМ И ПЛАСТИФИЦИРУЮЩИМ
ЭФФЕКТАМИ ДЕЙСТВИЯ
 Проблема повышения прочности и качества бе¬
тона в настоящее время весьма актуальна, так как
наращиваются темпы и объемы высотного монолит¬
ного домостроения, мостостроения, а также другие
направления строительства [1].
 Одним из путей создания высокопрочного бетона
является химическая активация бетонной смеси. В
качестве эффективной добавки рассмотрим золь
гидроксида железа (III), имеющий следующие физи¬
ко-химические характеристики: агрегатное состоя¬
ние и цвет - жидкость светло-коричневого цвета;
плотность р= 1,018 г/см5; концентрация ионов водо¬
рода рН= 4,5...5,5 ед.
 Экспериментально установлено, что золь гидрок¬
сида железа (III) повышает прочность на сжатие на
34%, на растяжение при изгибе на 39%, а также ока¬
зывает пластифицирующее действие на цементсо¬
держащую систему. При этом уменьшается количе¬
ство воды затворения на 11 %, что способствует
формированию более плотной структуры, о чем
можно судить по уменьшению величины водопогло-
щения до 10%.
 Несмотря на повышенный активирующий эф¬
фект действия рассматриваемой добавки на основе
золя гидроксида железа (III), достигаемый пластифи¬
цирующий эффект является недостаточным. Это ог¬
раничивает область применения данной добавки при
производстве строительных работ. Поэтому для по¬
вышения указанного эффекта было рассмотрено
совместное действие золя гидроксида железа (III) со
следующими известными высокоэффективными
пластификаторами:
 1. 	Суперпластификатор С-3, ТУ 2493-010-
32543788-2006 (далее СП С-3);
 2. 	Гиперпластификатор "Peramin" SMF-10 на ос¬
нове поликарбоксильных полимеров шведской ком¬
пании "Perstarp" (далее ГП);
 3. 	СП Мурапласт ФК 63, DIN EN ISO 9001 (далее
СП).
 Для оценки подвижности готовилась бетонная
смесь для бетона класса В25 с осадкой конуса
 O.K. = 2,0 см [2]. Результаты по изменению В/Ц отно¬
шения при одинаковой подвижности бетонной смеси
класса В25 (М350) при использовании различных
пластификаторов представлены в табл. 1.
 Из рассмотренных пластификаторов в сочетании
с золем гидроксида железа (III) наиболее высокие
показатели по уменьшению В/Ц отношения получе¬
ны при использовании СП С-3.
 Дальнейшие исследования были посвящены
оценке степени уплотнения структуры бетона в при¬
сутствии предложенной комплексной добавки и, как
 следствие, определению параметров водонепрони¬
цаемости бетона. Полученные результаты представ¬
лены в табл. 2.
 Таблица 1
 Расход материалов на 1 м бетонной смеси, кг
 В/Ц
 Подвиж¬
ность,
O.K., см
 Ц
 Добавка
 СП
 С-3
 Золь
 Fe(OH)3
♦ СП С-3
 ГП
 Золь
 Fe(OH)3
 + ГП
 СП
 Золь
 Fe(OH)3
 + СП
 500
 -
 -
 -
 -
 -
 -
 0,48
 2,0
 500
 3,75
 -
 -
 -
 -
 -
 0,41
 2,0
 500
 -
 3,75+1,25
 -
 -
 -
 -
 0,38
 2,0
 500
 -
 -
 3,5
 -
 -
 -
 0,40
 2,0
 500
 -
 -
 -
 3,5+1,25
 -
 -
 0,39
 2,0
 500
 -
 -
 -
 -
 2,5
 -
 0,43
 2,0
 500
 -
 -
 -
 -
 -
 2,5+1,25
 0,41
 2,0
 Таблица 2
 Класс
 бетона
 (марка)
 Расход
материалов на
1 м3 бетонной
смеси, кг
 В/Ц
 Под¬
 виж¬
 ность,
 O.K.,
 см
 Водо¬
 погло¬
 щение,
 %
 Водо-
 непро-
 ницае-
 мость,
 МПа
 Проч¬
ность
на
сжатие
в воз¬
расте
28 сут,
МПа
 ц
 Добавка
СП С-3 + золь
 Fe(OH)3
 В25
 (М350)
 500
 (контрольный)
 0,48
 2,0
 6,3
 0,6
 32,5
 500
 3,75+1,25
 0,38
 2,0
 4,4
 1,2
 42,4
 В20
 (М250)
 420
 (контрольный)
 0,50
 2,0
 6,4
 0,6
 26,4
 420
 3,15+1,05
 0,40
 2,0
 4,5
 1,2
 38,5
 Анализ полученных данных показывает, что в
присутствии комплексной добавки водопоглощение
бетона уменьшается на 30%, при этом водонепрони¬
цаемость повышается на 3 ступени до значения рав¬
ного 1,2 МПа, а прочность на сжатие увеличивается
на 46 %.
 Проведенные физико-химические исследования
при помощи рентгенофазового метода анализа (см.
рисунок) показали, что в присутствии комплексной до¬
бавки, представленной СП С-3 и золем гидроксида же¬
леза (III), увеличивается гидратационная активность
цемента, о чем можно судить по значительному умень¬
шению пиков при d/n = (2,77; 2,73; 2,63; 1,76)х10'10 м,
характерных для алита (C3S). Причем следует отме¬
тить, что в присутствии СП С-3 увеличивается интен¬
сивность пиков при dn = (4,93; 2,60; 1,93)хЮ10 м, ха¬
рактерных для образования Са(ОН)2, по сравнению с
 рентгенограммой цементного камня, активированно¬
го золем гидроксида железа (III) (кривая 2).
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 11

г* 79 Л М it 11 	90 	1» 	it 	17 	19 	15 	14 	fj 	It 	11 	19 	9 	• 	7 	«
 Рентгенограммы образцов цементного камня
 1 - контрольный (бездобавочный состав); 2 - цемент с добавкой
золя Fe(OH)3; 3 - цемент с комплексной добавкой СП С-3 + золь
 Fe(OH)3
 Таким образом, проведенные комплексные
физико-механические и физико-химические иссле¬
дования показали, что сочетание добавки СП С-3
и золя гидроксида железа (III) является благопри¬
ятным, так как способствует повышению активиру¬
ющего и пластифицирующего эффектов действия
добавки, а также повышению долговечности бето¬
на.
 Библиографический список
 1. 	Соловьева В.Я., Степанова И.В., Ершиков Н.В. и др. Проек¬
тирование высокопрочного бетона с улучшенными физико-меха¬
ническими характеристиками/ /Бетон и железобетон. - 2007. - № 3.
- С. 16-18.
 2. 	Баженов Ю.М. Технология бетона. Учебник. -М.: ABC, 2002. -
500 с. илл.
 А. 	В. КОРОЧКИН, канд. техн. наук, доцент кафедры “Изыскание и проектирование
дорог" МАДИ, главный инженер проекта ООО “ТрансПроект”, Москва
 ИССЛЕДОВАНИЕ ЦЕМЕНТОБЕТОННОГО ОСНОВАНИЯ КОМБИНИРОВАННОЙ
ДОРОЖНОЙ ОДЕЖДЫ НА АЛТУФЬЕВСКОМ ШОССЕ
 Комбинированная дорожная одежда представля¬
ет собой жесткое цементобетонное несущее основа¬
ние с асфальтобетонным покрытием. Данная
конструкция используется преимущественно на ав¬
томобильных магистралях и городских дорогах, име¬
ющих высокую интенсивность движения большег¬
рузных автомобилей и предъявляющих повышенные
требования к прочности и долговечности дорожной
одежды.
 Исследование жёсткой дорожной одежды с ас¬
фальтобетонным покрытием на Алтуфьевском шоссе
было выполнено в рамках разработки проектной до¬
кументации по объекту "Реконструкция Алтуфьевско¬
го шоссе от МКАД до Садового кольца" в 2011-2012 гг.
Данная работа осуществлена на основании распо¬
ряжения Правительства Москвы от 2 августа 2011 г.
№ 579-РП "О проектировании и реконструкции линей¬
ных объектов улично-дорожной сети", планировочных
заданий Москомархитектуры № 079-03-66/11 от
31.08.2011 г., № 079-02-1290/11-1 от 25 января 2012 г.,
проектных решений ГУП "НИ и ПИ Генплана Моск¬
вы" от 08.08.2011 г. и государственного контракта
№ 0173200001511000684 (цифровой код объекта 11-
20) с техническим заданием, утверждённым департа¬
ментом строительства г. Москвы.
 Трасса начинается от МКАД (пересечение с Во¬
логодским проездом) и заканчивается на пересече¬
нии с Третьим транспортным кольцом, проходит по
Алтуфьевскому шоссе - Ботанической улице - ули¬
це Комдива Орлова - улице Милашенкова - Огород¬
ному проезду - улице Шереметьевской.
 Целью проводимых исследований является оп¬
ределение параметров, условий работы, состояния
и дальнейшей работоспособности цементобетонно¬
го основания жёсткой конструкции.
 При расчёте основания и покрытия дорожных
одежд необходимо учесть все факторы, оказываю¬
щие разрушающее и изнашивающее воздействие на
конструкцию. В связи с этим при разработке проект-
но - сметной документации было уделено значитель¬
ное внимание экспериментальным исследованиям и
инженерно - геологическим работам по изучению су¬
ществующей конструкции дорожной одежды.
 Процесс высверливания асфальтобетонных и
цементобетонных кернов (монолитов) (рис. 1) осу¬
ществляется посредством вращательного движе¬
ния рабочего органа-коронки, приводимой в движе¬
ние бензиновым двигателем и поступательного
движения режущей кромки коронки, осуществляе¬
мого за счёт ручной подачи. Частота вращения ра¬
бочего органа (коронки) колеблется от 300 до 600
об/мин. При этом максимальный диаметр сверле¬
ния достигает 300 мм. Испытания проводились в
лаборатории на сертифицированном оборудовании
(рис. 2).
 Рис. 1. Керны (образцы), полученные в результате инженер¬
но - геологических изысканий
 12
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

Рис. 2. Процесс испытания цементобетонных кернов (образ¬
цов)
 Общее количество скважин керноотбора соста¬
вило 100 шт. Скважины устраивались как на чётной,
так и на нечётной сторонах Алтуфьевского шоссе.
 По результатам инженерно-геологических изыс¬
каний толщина цементобетонной плиты находится в
пределах от минимального значения 13,2 см до-мак¬
симального 27,7 см. Результаты статистической об¬
работки измерений толщины цементобетона показа¬
ны на рис. 3.
 - 	^—в— 	Ч -
 1214 	14 16 	16-18 	18-20 	20-22 	22-24 	24-26 	26-78
 Толина слов цементобетона, см
 Рис. 3. Изменение толщины цементобетонного основания
 Средняя толщина цементобетонной плиты сос¬
тавляет Иср = 19,2 см. Коэффициент вариации тол¬
щины цементобетона составил Ктр = 22,1 %. Следу¬
ет отметить, что преобладает конструкция толщиной
15-25 см. Данное значение несколько ниже отмечен¬
ных на федеральных загородних автомобильных ма¬
гистралях. Так, например, средняя толщина цементо¬
бетона на автомагистрали М-2 "Крым" Иср = 23,59 см,
 а на автомагистрали М-9 "Балтия" - 20,17 см.
 Результаты лабораторных исследований проч¬
ности цементобетона представлены на рис. 4. Сред¬
няя прочность цементобетонной плиты на сжатие по
всему участку дороги составила Еср = 16,84 МПа
 (171,77 кгс/см2). Преобладает конструкция с проч¬
ностью плиты порядка 13,6-21,1 МПа. Коэффициент
вариации прочности на сжатие составил = 28,2 %.
 Согласно приложению 1, табл. 6 ГОСТ 26633-91
"Бетоны тяжёлые и мелкозернистые" [1], цементобе¬
тон, расположенный в конструкции дорожной одеоды
на рассматриваемом участке Алтуфьевского шоссе,
относится к классу В12,5 (средняя прочность бетона
 согласно нормативному документу R = 163,7 кгс/см2).
Данному классу соответствует ближайшая марка бе¬
тона по прочности М150. Но, принимая во внимание
коэффициент вариации, марка и класс возможно бу¬
дут несколько ниже.
 40 0 J
35 0
 5-10 	10-15 	15-20 	20-25 	25-30
 Прочность образцов. МПа
 Рис. 4. Распределение прочности цементобетона на сжатие
 Обращает на себя внимание большой разброс
значений прочности цементобетонной плиты (от 6,7
до 27,2 МПа), что подтверждено высоким коэффици¬
ентом вариации. При этом средняя прочность це¬
ментобетонной плиты на сжатие на рассматривае¬
мой автодороге существенно ниже, чем аналогичные
значения на других федеральных автомобильных
магистралях (М-2 "Крым" (Еср = 29,35 МПа) и М-9
 "Балтия" (Еср = 28 МПа)).
 Результаты исследований прочности цементобе¬
тона на растяжение при изгибе показаны на рис. 5.
 Средняя прочность цементобетонной плиты на
растяжение при изгибе составила Еср = 2,16 МПа
 (22,03 кгс/см2). Коэффициент вариации прочности на
растяжение при изгибе Кдар = 33,2 %. Преобладаю¬
щая прочность плиты на растяжение составляет
1,35-3,2 МПа. Однако в пределах полученного разб¬
роса значений прочность распределяется достаточ¬
но равномерно.
 —
 □
 Ш..
 05Ю 	1&1 	5 	1 	5-2 	0 	2.0-2 5 	2 	5-3 	0 	3 	0-3 	5 	3 	5-4 	0
 Прочность образцов, МПа
 Рис. 5. Распределение прочности цементобетона на растяже¬
ние при изгибе
 Согласно приложению 1, табл. 6 ГОСТ 26633-91
"Бетоны тяжёлые и мелкозернистые", из условия
растяжения при изгибе цементобетон относится к
классу Btb 0,4 (средняя прочность бетона согласно
нормативному документу R = 5,2 кгс/см2). Данному
классу соответствует ближайшая марка бетона по
прочности Ptb 5. Но, принимая во внимание коэффи¬
циент вариации, а также минимальное значение па¬
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 13

раметра, марка и класс возможно будут несколько
ниже. Следовательно, прочность цементобетонного
основания по критерию растяжения при изгибе не
соответствует нормативным требованиям.
 Данные измерения плотности цементобетонных
образцов приведены на рис. 6.
 Плотность оОротцд», г*смД
 Рис. 6. Распределение плотности цементобетона
 Средняя плотность цементобетона составила
Рср = 2,24 г/см3. Коэффициент вариации плотности
 = 0,97 %. Преобладающая плотность цемен¬
тобетонных образцов находится в пределах 2,21-
2,43 МПа. Обращает на себя внимание малый разб¬
рос значений плотности цементобетона, что подтве¬
рждено значением коэффициента вариации и указы¬
вает на однородность структуры.
 На основании результатов исследования в насто¬
ящее время корректируются и уточняются методы и
алгоритмы расчёта жёсткой дорожной одежды с ас¬
фальтобетонным покрытием [2].
 По результатам изучения асфальтобетонного
покрытия, уложенного на цементобетонное основа¬
ние, можно сделать вывод, что при значительных
толщинах асфальтобетона, работа конструкции ста¬
 новится малоэффективной. Это приводит к преждев¬
ременному разрушению дорожной одежды. По мате¬
риалам проведённых работ и изучения цементобе¬
тонного основания жесткой дорожной одежды с ас¬
фальтобетонным покрытием можно сделать вывод,
что возможный срок службы цементобетона должен
превышать 30-40 лет [3]. При этом наличие на жёст¬
ком основании асфальтобетонных слоёв значитель¬
но улучшает условия работы комбинированной
конструкции, увеличивая не только её долговеч¬
ность, но и повышая транспортно-эксплуатационные
показатели автомобильной дороги.
 В заключение отметим, что в настоящее время
идёт продолжение развития и совершенствования
теории расчёта и проектирования цементобетонных
плит, асфальтобетонного покрытия [4]. Появляются
новые подходы к расчёту, такие как метод конечных
элементов, расширяется применение современных
вычислительных комплексов. Всё это позволит раз¬
работать методику, учитывающую весь спектр воз¬
действий и многообразие факторов, влияющих на
конструкцию. Текущей же задачей является обеспе¬
чение высокой прочности и долговечности конструк¬
ции.
 Библиографический список
 1. 	ГОСТ 26633-91 "Бетоны тяжёлые и мелкозернистые”. - М.:
Стандартинформ, 2010.
 2. 	"Методические рекомендации по проектированию жёстких
дорожных одежд". М., Информавтодор, 2004.
 3. 	Методические рекомендации по устройству оснований до¬
рожных одежд из "тощего" бетона. М.: РосдорНИИ, 2003.
 4. 	Корочкин А.В. Расчёт толщины асфальтобетонных слоёв
жёсткой дорожной одежды // Строительные материалы. - 2009. -
№11.-С.62-64.
 В ПОМОЩЬ ПРОЕКТИРОВЩИКУ
 И.Н. СТАРИШКО, канд. техн. наук (Вологодский государственный ун-т)
 ВАРИАНТЫ И СЛУЧАИ, ПРЕДЛАГАЕМЫЕ ДЛЯ РАСЧЕТОВ ВНЕЦЕНТРЕННО
СЖАТЫХ ЭЛЕМЕНТОВ
 Для повышения надежности результатов расчета
внецентренно сжатых элементов в предельном сос¬
тоянии по прочности нормальных сечений автором
статьи предлагается методика расчета, которая ос¬
нована на совместном решении ряда основных и
вспомогательных уравнений, отражающих напря¬
женно-деформированное состояние исследуемых
элементов при достижении в них предельных напря¬
жений.
 Предлагаемая методика расчета, в зависимости
от величины эксцентриситета продольной силы А',
включает все случаи напряженно-деформированно-
го состояния в элементах с учетом возможных нап¬
 ряжений <js в продольной арматуре площадью As пе¬
ред их разрушением от значений равных Rs до Rsc.
 Напряжение в арматуре площадью As определя¬
ется по формуле:
 с* =
 (1)
 Если относительная высота сжатой зоны бетона
в предельном состоянии элемента равна:
 (2)
 14
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

то из формулы (1) значение ах = 0. При этом на фак¬
тической (криволинейной) эпюре напряжений в бето¬
не сжатой зоны напряжение в бетоне на уровне
центра тяжести арматуры площадью As также равно
 нулю, т.е. *ф = Хф //j0 = 1. Из формулы (2) высота сжа¬
той зоны бетона при условной (прямоугольной) эпю¬
ре напряжений равна:
 *0 = 0,5А0(1 + £r) ■ 	(3)
 Или же значение v0 можно определить по формуле
 *0 = ^0*0-
 Разработаны расчеты для двух вариантов, вклю¬
чающих четыре случая возможных напряжений в
продольной арматуре:
 Вариант 1 - когда арматура с площадью в пре¬
дельном состоянии элемента окажется растянутой:
 Вариант 2 - когда арматура с площадью в пре¬
дельном состоянии элемента окажется сжатой.
 Вариант 1 включает расчеты для двух случаев
возможных напряжений растяжения в продольной
арматуре площадью As:
 Случай 1 - когда напряжение растяжения в ука¬
занной арматуре, определяемое по формуле (1),
достигает предельных значений, т.е. cts>Rs;
 Случай 2 - когда растягивающие напряжения в
арматуре находятся в пределах 0 < as < Rs.
 Вариант 2 также включает расчеты для двух слу¬
чаев возможных напряжений сжатия в продольной
арматуре площадью As:
 Случай 3 - когда напряжение сжатия в продоль¬
ной арматуре не достигает предельных значений,
т.е. 0 < crJC < Rsc.
 Случай 4 - когда напряжение сжатия в продоль¬
ной арматуре достигает предельных значений, т.е.
 °SC — ^SC-
 В расчетных формулах внецентренно сжатых
элементов, в предельном их состоянии, напряжение
в продольной арматуре площадью As принимается
 не более расчетного сопротивления растяжению, т.е.
<js < Rs, а также не более расчетного сопротивления
 сжатию, т.е. <т5С < Rsc.
 При решении практических задач по определе¬
нию несущей способности или по определению пло¬
щади поперечного сечения продольной арматуры
внецентренно сжатых элементов необходимо уста¬
новить, к какому расчетному варианту и случаю вне-
центренного сжатия относится решаемая задача.
 В начале расчета для определения as по форму¬
ле (1) значение £ неизвестно. Поэтому на основании
обработки значительного количества опытных ре¬
зультатов определение расчетного варианта и слу¬
чая ориентировочно, в первом приближении, уста¬
навливается по значению эксцентриситета продоль¬
ной силы e0rj, что будет уточняться в кахедом приме¬
ре по ходу его расчета:
 1. 	Если значение е0г7 > 0.3Л0 - имеем случай рас¬
чета 1-случай больших эксцентриситетов, при этом в
предельном состоянии элемента напряжение <js в
 арматуре площадью As будет достигать предельных
значений, т.е. сг5 > ЯЛ.;
 2. 	Если значение 0,17Ло < е0г) < 0,ЗЛ0 - имеем слу¬
чай расчета 2 - малых эксцентриситетов. При этом
напряжение растяжения в арматуре площадью ,-15 в
 предельном состоянии элемента будет находиться в
пределах 0 < as < Rs,
 3. 	Если значение 0,09Л0 < е0т < 0,17Л0 - имеем
случай расчета 3 - также случай малых эксцентриси¬
тетов, но при этом напряжение сжатия в арматуре
площадью As в предельном состоянии элемента бу¬
дет находиться в пределах: -Rs < as < 0, т.е. по абсо¬
лютной величине 0 < <т,с < Rsc\
 4. 	Если значение е0г? < 0,09Л0 - имеем случай
 расчета 4 - при этом расчет необходимо выполнять
как для внецентренно сжатых элементов со случай¬
ными эксцентриситетами, принимая asc=Rsc.
 Если условная критическая сила Ncr определяет¬
ся в соответствии с [3 - Пособие к СП-52-101-2003],
вышеназванные границы, приведенные в пунктах 1-4,
рекомендуется несколько увеличить до значений со¬
ответственно равных:
 1. 	«?оп > 0.35Л0 - случай расчета 1 внецентренно
сжатых элементов;
 2. 	0,2Л0 < е0г; < 0,35Л0 - случай расчета 2;
 3. 	O.IAq < e0ri < 0,2Л0 - случай расчета 3;
 4. 	<?0г7 < ОД/jq - случай расчета 4.
 Вышеуказанные границы значений эксцентриси¬
тета продольных сил e0ri, влияющие на границы воз¬
можных напряжений в продольной арматуре в пре¬
дельном состоянии элементов, зависят от многих
факторов и могут незначительно изменяться, поэтому
в дальнейших исследованиях возможно их уточнение.
 Теория расчета для вышеуказанных вариантов и
случаев изложена в [1]. В настоящей же статье, в об¬
щем виде, с дополнениями повторяется методика
расчета только для варианта 1-случай 1 (случай
больших эксцентриситетов), когда напряжение рас¬
тяжения в арматуре площадью As, определяемое по
 формуле (1), в предельном состоянии элемента дос¬
тигает предельных значений, т.е. as >RS.
 Цель повторения теоретического материала пре¬
дусмотрена для необходимых ссылок на расчетные
формулы при решении Примера-1, приведенного ни¬
же.
 Для определения высоты сжатой зоны бетона х в
предельном состоянии внецентренно сжатых эле¬
ментов прямоугольных сечений с учетом влияния ос¬
новных факторов вначале используем уравнение
равновесия изгибающих моментов от внешней наг¬
рузки и внутренних усилий:
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 15

N-e< Rbbx(fiQ - 0,5x) + RSCAS (Л0 -a'),
 (4)
 где e - эксцентриситет продольной силы Л' относительно центра
тяжести площади поперечного сечения арматуры с учетом уве¬
личения прогиба rf в гибких внецентренно сжатых элементах, ко¬
торый определяется по формуле:
 л
 е = ео 4 + -~a’
 1-
 N
 (5)
 (6)
 АЛ.
 Решая совместно уравнения (4), (5) и (6), получим:
 N
 Л
 + — а
N„-N 2
 Ncreо
 < Rbbx(h0 - О,5дг) +
 +RscA’s(h0-a') 	(7)
 Умножая на (Лгсг - Долевую и правую части фор¬
 мулы (7), получим:
 (h л
NNcreQ + --а
 V £
 т„-
 —а
2
 N2-
 -Rbbh0Ncrx + 0,5RbbNcrx +Rbbh0Nx-
-0,5RbbNx2 - R,sA; (Ль - a')Ncr +
 (Ad - a')N = о
 (8)
 В формуле (8) неизвестными значениями явля¬
ются несущая способность N и высота сжатой зоны
бетона х в предельном состоянии элемента.
 1. Определение несущей способности внецент¬
ренно сжатых элементов по варианту 1 - случай 1
(случай больших эксцентриситетов), когда арматура
с площадью As в предельном их состоянии растяну¬
та и выполняется условие § < При этом в даль¬
нейших расчетах необходимо принимать <т5 = RS.
 Уравнение равновесия продольных сил и внут¬
ренних усилий имеет вид:
 N = Rkbx+R^A* -R*A*
 (9)
 Подставляя значение N из формулы (9) в форму¬
лу (8), обозначив RSCA S = Р и после преобразо¬
ваний получим:
 *3-
 f N -РЛ
h + -&-
Rkb
 х2-
 еп +—а
 -bo(Ncr-P)+RKAAK-«oIti*-
 J О
 N„P
 e0 + --a
 ±-a\r>-
 -R^hs-aWc-P)]-^ = 0
 Уравнение (10) можно записать в виде:
х3 ЬуХ1 Ь2х />з = 0.
 (11)
 После определения высоты сжатой зоны бетона
х несущую способность внецентренно сжатого эле¬
мента по величине нагрузки можно определить из
уравнения равновесия продольных сил и внутренних
усилий в сечении элемента по формуле (9), или из
уравнения равновесия изгибающих моментов по
формуле (7) после ее преобразования. В процессе
преобразования формулы (7), где обозначим
 Rhbx(hQ - 0,5х) + RSCAS (Л0 - а') = Мсеч , 	(12)
 а значение h/2 - а = 0,5z5 (см. рисунок) получим:
 Г д, 	n
 сЛ) + 0,5z <Мсеч,
 Ncr-N 	)
 'Ncre0+(Ncr-N)Q,5zs^M
 Расчетная схема внецент¬
ренно сжатых элементов
прямоугольного сечения
 Так как е0 + 0,5zs = е (см. рисунок), то
 N
 r Nсге - 0,5Nz, Л
N„-N
 -(И- 2а)Р -
 Раскрываем скобки и после преобразований
формула (7) окончательно будет иметь вид:
 ■> М + N е М N
 jy2 	1V1 сеч ^ ЛУсг* дг 1УЛ сеч1'cr _ q .
 0,5г.
 0,5z„
 Решая приведенное квадратное уравнение, по¬
лучим формулу для определения несущей способ¬
ности внецентренно сжатого элемента.
 Rub
 АЛ + N о
 (10) N = сеч 	.
 Мсеч ^cr ^
 0,5zr
 16
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

Пример 1 - колонна с несимметричной продоль¬
ной арматурой.
 Проверить несущую способность колонны мно¬
гопролетного одноэтажного здания высотой II = 4.5 м
(/0 = 5.4 м) при следующих данных. Размеры сечения:
 Ь = 40 см, h = 60 см; бетон класса В25 (Rb = 40 МПа,
Ед= ЗО Ю’МПа); арматура из стали класса А400,
As = 19,64 см2 (4025А4ОО), А, = 9,82 CM2 (2025А4ОО),
Rs = Rsc = 355 МПа, Es = 2.0-10’ МПа. Расчетная наг¬
рузка N = 980 кН приложена с эксцентриситетом
е0 = 38 см, а ее длительная составляющая Л) = 980 кН
 с эксцентриситетом е()/ = 38 см.
 Решение. В соответствии с данными, приведенны¬
ми в примере, принято: а = а = 4 см, Л0 = 60 - 4 = 56 см,
 zs = А0 - а = 56 - 4 = 52 см. Условная критическая си¬
ла определена в соответствии с п.3.24[2], которая
составляет Ncr = 18887450Н ~ 19000000//= 19000 кН.
 Значение коэффициента т\, учитывающего влия¬
ние прогиба на значение эксцентриситета продоль¬
ного усилия е0, определяется по формуле:
 г] = —— = 1,054
]_А 	j_ 980_
 ~ Ncr 	~ 19000
 Значение эксцентриситета продольной силы N
относительно центра тяжести площади растянутой
(или менее сжатой) арматуры As равно:
 е = e0ri + 0,5h-a = 38-1,054 + 0,5-60—4 = 66,05 см
 Относительная граничная высота сжатой зоны
бетона = 0,54, чему соответствует aR = 0,4.
 В дальнейшем, для сравнения надежности суще¬
ствующей и предлагаемой методики расчета, внача¬
ле приводится проверка несущей способности ко¬
лонны в соответствии с действующими нормативны¬
ми документами [2], затем проверка несущей спо¬
собности по предлагаемой методике расчета [1].
 Расчет по действующим нормативным доку¬
ментам.
 1-й вариант расчета: из уравнения равновесия
продольных сил и внутренних усилий в сечении эле¬
мента
 N = 980000Я < Rbbx + RSCA S - R^4S =
 = 14,5(100)-40х + 355(100) 9,82 - 355(100)-19,64 ,
определяем высоту сжатой зоны бетона х, которая
равна х = 22,91 см.
 Так как х=22,91 СМ < ХЛ = 	= 0,54-56 = 30,24 СМ -
 сечение не переармировано и в предельном состоя¬
нии элемента напряжение в продольной арматуре
площадью As достигает предельных значений на
 растяжение равных Rs.
 При этом несущая способность элемента по величи¬
не нагрузки равна:
 _ Мсеч _ Rbbx(J\)-0.5x) + Rsc,\s (fy -а) _
 л сеч
 е 	е
 _ 14,5(100)-40-22.91(56 -0,5 -22,91) +355(100) 9,82(56-4) _
 66,05
 = 1170802,6 Я =1170,8 кН.
 Условие N = 980 кН < Nce4 = 1170,8 кН удовлетво¬
ряется, следовательно несущая способность колон¬
ны обеспечена.
 2-й вариант расчета: если же в начале расчета
значение х определить из уравнения равновесия из¬
гибающих моментов от внешних нагрузок и внутрен¬
них усилий в сечении элемента относительно оси,
проходящей через центр тяжести растянутой арма¬
туры площадью As через ат, то значение ат равно:
 980000 -66,05 -355(100) 9,82 -52 _
14,5(100)-40-562
 = 0,2562 <aR =0,4 .
 Полученному значению ат = 0,2562 соответству¬
ет значение £ = 0,3. При этом высота сжатой зо¬
ны бетона в предельном состоянии элемента
х = £Л0 = 0,3-56 = 16,8 см, что также меньше значения
 xR =30,24 см.
 Так как значение х определено из уравнения рав¬
новесия изгибающих моментов, то несущую способ¬
ность элемента по величине нагрузки необходимо
определить из уравнения равновесия продольных
сил и внутренних усилий:
 Nce4 = Rbbx + RSCA S - RSAS = 14,5(100)-40-16,08 +
 + 355(100) 9,82 - 355(100) 19,64 = 584030Я = 584,03 кН.
Так как N = 980 кН > Nce4 = 584,03 кН - несущая спо¬
собность колонны не обеспечена.
 Несмотря на то, что в обоих вариантах расчета
при определении высоты сжатой зоны бетона х сече¬
ние внецентренно сжатого элемента оказалось не-
переармированным, разница в их значениях, опре¬
деляемых по действующим нормативным докумен¬
там, х = 22,91 см и х = 16,8 см составила 29,8%. Это,
безусловно, повлияло на точность определения несу¬
щей способности: \!сеч = 1170,8 кН и Nce4 = 584,03 кН.
 Расчет по предлагаемой автором методике.
 Вариант расчета 1 - случай 1. когда арматура
площадью As в предельном состоянии элемента рас¬
тянута, и напряжение в ней достигает предельных
значений, т.е. сг5 = RS.
 Высоту сжатой зоны бетона х и несущую способ¬
ность внецентренно сжатого элемента определяем
из совместного решения уравнения равновесия про¬
дольных сил и внутренних усилий и уравнения рав¬
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 17

новесия изгибающих моментов, включая и ряд до¬
полнительных уравнений, отражающих напряженно-
деформированное предельное состояние элемента.
 Так как ер грЗв-1,054=40,05 CM>0,3A0=0,3-56 = 16,8 СМ,
 то условно принимаем, что напряжение в продоль¬
ной арматуре площадью As, в предельном состоянии
 элемента достигает предельных значений равных/?,,
что будет уточняться в дальнейшем расчете.
 При этом имеем вариант расчета 1 - случай 1
(случай больших эксцентриситетов).
 Высота сжатой зоны бетона определяется по
формуле (10), где: Р = RSC4 S-RSAX = 355(100)9.82-
 - 	355(100)-19,64 = -348610Я.
 Определяем коэффициенты Ъх и Ь2 при неизве¬
стном значении х в кубическом уравнении (10), а так¬
же свободный член уравнения
 N -Р
 bl-h +
 = 60 +
 b~> —
 Rbb
 19-106 + 348610
14,5(100)-40
 h
 = 393,6 см;
 е0 + — а \-(И-2а)Р
 ~ho(Ncr - Р) + RSCAS (Л0 -а')
 R„b
 19-10°
 60
 38 + —-4 |-(60-2-4)348610 -
 -56(19-10 +348610) +
+355(100)-9,82(56 -4)>
 x 	- 	= 5818,39 см2;
 14,5(100)-40
 *3 =
 N P
 СГ1
 f h 4
e0 + --a
 \
 j
 —^(/«o-a')(7Vcr-P)]
 Rbb2
 =19-10 (-348610)
 60
 38 + 	4
 2 j
 — ~4
2
 (-348610) -
 355(100) -9,82(56 -4)(19 -10 6 +348610) x
 (14,5-100)2 -402
 = -462435 cm
 Для определения высоты сжатой зоны бетона в
предельном состоянии элемента полученные значе¬
ния bi, Ь2 и *з подставляем в формулу (11) и полу¬
чим: х1 - 393,6*= - 5818,39* + 462435 = 0.
 Из решения приведенного кубического
уравнения значение х = 28,5 см. При этом от¬
носительная высота сжатой зоны бетона
 х 28 5
 = — = -7— = 0,509 < 	= 	0,58 - т.е. сечение дейст-
 £ —
 ho 56
 вительно оказалось не переармировано, и значение
х = 28,5 см определенно правильно.
 Несущую способность колонны по величине наг¬
рузки можно определить из уравнения равновесия
продольных сил и внутренних усилий в сечении эле¬
мента по формуле (9).
 \сеч = Rbbx + Rsc/l s ~ 	= 14,5(100)40-28,5 +
 + 355(100) 9,82 -355(100) 19,64= 1304390Я= 1304,4 кН.
 Условие N = 980 кН < \'сеч = 1304,4 кН удовлетво¬
ряется, следовательно несущая способность колон¬
ны обеспечена.
 Несущую способность колонны по величине наг¬
рузки можно также определить из уравнения равно¬
весия изгибающих моментов от внешней нагрузки и
внутренних усилий в сечении элемента относитель¬
но оси, проходящей через центр тяжести поперечно¬
го сечения продольной арматуры площадью As по
 формуле (13):
 М +N е
 //12 = “и +™сге ±
 2
 1Мсеч +Ncre^
 ^сеч ^сг
 0,5 г,
 где по формуле (12)
 Кеч = Rbbx(h0 ~ °,5*) + RsAs(h0 ~ а) =
 = 14,5(100)-40-28,5-(56 - 0,5-28,5) +
 + 355(100) 9,82(56 - 4) = 87140470# см;
 zs = h0-a = 56-4 = 52 см;
 е = е0 + 0,5z5 = 38 + 0,5-52 = 64 см.
 При этом:
 87140470 +19 -106 -64
 N, 2 = 	±
 12 	52
 ^87140470 +19-106 -64^
52
 25060393,65 ±
 87140470 -19 -10 6
0,5-52
 ±7628023330083000 -63679574230700 =
= 25060393,65 ±23755920,45;
 Nce4 = 25060393,65 -23755920,45 =
 18
 = 1304473,2 Я =1304,4 кН
 Бетон и железобетон. - 2012. - Ns3

С учетом полученной по предлагаемой методике
расчета несущей способности элемента значение
коэффициента ц равно:
 1 1
 Л =
 f 	j_ 1304,4
 Л'сг 19000
 = 1,074 , что несколько отлича¬
 ется от ранее полученного по существующей
методике расчета значения г\ = 1,054. Величи¬
на эксцентриситета продольной силы N равна:
 е = е0т] + 0,5Л - а = 38 1,074 + 0.5-60 - 4 = 66,81 СМ.
 При этом если определить несущую способность
третий раз, через момент, воспринимаемый сечени¬
ем Мсеч (см. расчет выше по формуле (12)), то она
 Мсеч 87140470 	,
 также равна А „„ = —^ = 	= 1304,3 .
 с<?ч е 	66,81
 Если значение условной критической силы
определить по формуле (3.87) п.3.54 [3 - Посо¬
бие к СП 52-101-2003], то она окажется равной
 Ncr = 16944-10Jtf ~ 17-10* tf ~ 17-103 кН.
 При этом для определения высоты сжатой зоны
бетона х в предельном состоянии элемента необхо¬
димо аналогично, как изложено выше, определить
коэффициенты Ь\ и Ь2 при неизвестном значении х в
 кубическом уравнении (10), а также свободный член
уравнения by
 I , Ncr-P 	17-106+348610 „Л
 Ьх=и+ _ : — = 60 + 		_ 	=359 	см;
 Ъ2 -
 Rub
 NCr\eo + --a
 -h0(Ncr-P) + RscAs(h0-a')
 14,5(100)-40
 -(h-2a)P -
2
 Rub
 А
 (с 60 А
 17-10
 38 + 	4
 1 2 J
 -(60-2-4)348610-
 -56(17-106+348610) +
+355(100)-9,82(56 -4)]
 14,5(100)-40
 = 6439 cm ;
 h
 2
 e0+—a
 ' rh
— a
\2
 \
 P2-
 -R^iho-a'XN^-P)]
 Rh2b2
60 N
 = 17-10 (-348610)^38 + --4
 J
 --4
. 2 ,
 (17-10 +348610)
 (-348610) -355(100) -9,82(56 -4)
2
 (l4,5-100)2-402
 = -414351 cm"
 Полученные значения A], b2 и подставляем в
формулу (11) И получим: Xs- 359лг- 6439л: + 414351 =0.
 Из решения приведенного кубического уравнения
 значение х = 26,93 см, I =^-= 26’93 = 0.48 <6? =0,58 -
 Ч) 56
 сечение не переармировано. Несущую способность
колонны можно определить из уравнения равнове¬
сия продольных сил и внутренних усилий в сечении
элемента по формуле:
 Ла?ч = Rbbx + Rs^s ~ 	= 	14,5(100)40-26,93 +
 + 355(100)9,82-355(100) 19,64 = 1213330Я= 1213,3 кН.
 Условие N = 980 кН < .\'сеч = 1213.3 кН также удов¬
летворяется, следовательно несущая способность
колонны обеспечена.
 Несущую способность колонны по величине наг¬
рузки можно также определить из уравнения рав¬
новесия изгибающих моментов путем решения
квадратного уравнения (13), которая также равна
Nce4 = 1213,3 кН.
 Из приведенного выше примера расчета установ¬
лено, что при определении условной критической си¬
лы Ncr по СП 52-101-2003 несущая способность ко¬
лонны оказалась на 6,98% ниже, чем при определе¬
нии по СНиП 2.03.01-84*, 2002.
 На основании теоретических исследований и
примеров расчета также установлено, что при опре¬
делении высоты сжатой зоны бетона из решения
кубического уравнения, полученного путем совме¬
стного решения ряда уравнений, отражающих
напряженно-деформированное предельное состоя¬
ние элемента, несущая способность получается
одинаковой при определении ее по любым ис¬
пользованным в расчетах формулам (например, по
формулам (9), (13) или через Мсеч по формуле
(12)).
 По мнению автора статьи, это является сущест¬
венным преимуществом по сравнению с существую¬
щими методами расчета, где при использовании
уравнения равновесия продольных сил получается
одно значение х , а из уравнения равновесия изги¬
бающих моментов - другое, примеры расчета 22 [3],
И.7 [4] и др.
 При этом из решения примера II.5 [4] и ряда
других примеров, в соответствии с действующими
нормативными документами, оказалось, что при
определении высоты сжатой зоны бетона из урав¬
нения равновесия продольных сил и внутренних
усилий значение х > xR, т е. имеем случай расчета 2
 (случай малых эксцентриситетов), а при определе¬
нии высоты сжатой зоны бетона из уравнения рав¬
новесия изгибающих моментов (через ат) значе¬
ние х < xR, т.е. имеем случай расчета 1 (случай
больших эксцентриситетов), что существенно пони¬
жает надежность расчетов по существующей мето¬
дике в сравнении с предлагаемой автором методи¬
кой.
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 19

Библиографический список
 1. 	Старишко И.Н. Пути повышения надежности результатов
расчета внецентренно сжатых элементов// Бетон и железобетон. -
2012.-№ 2.
 2. СНиП 2.03.01 -84*. Бетонные и железобетонные конструкции. -
М., 2002.
 3. 	Пособие по проектированию бетонных и
железобетонных конструкций из тяжелого бетона без
предварительного напряжения арматуры (к СП 52-101-2003) /
ЦНИИПромзданий, НИИЖБ. - М.: ЦНИИПромзданий, 2005. -
214 с.
 4. 	Примеры расчета железобетонных конструкций / под ред.
М.С. Торяника. - М.: Стройиздат, 1979. - 240 с.
 ДОЛГОВЕЧНОСТЬ
 В.Н. МИГУ НОВ, канд. техн. наук, доц., ЮЛ. СКАЧКОВ, д-р техн. наук, проф.
 (Пензенский государственный ун-т архитектуры и строительства);
 И.И. ОВЧИННИКОВ, канд. техн. наук, доц. (Саратовский государственный
технический ун-т)
 ВЛИЯНИЕ ПОПЕРЕЧНЫХ И ПРОДОЛЬНЫХ ТРЕЩИН НА ДОЛГОВЕЧНОСТЬ,
ДЕФОРМАЦИОННЫЕ И ПРОЧНОСТНЫЕ СВОЙСТВА ОБЫЧНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
ЭЛЕМЕНТОВ В РАЗЛИЧНЫХ АГРЕССИВНЫХ УСЛОВИЯХ
 Нормативные параметры газовоздушной среды в
животноводческих зданиях представлены в техноло¬
гических нормах проектирования НТП 1-99 [1] и
ВНТП 2-96 [2]. В нормах помещения животноводчес¬
ких зданий разделены на 6 групп по наиболее небла¬
гоприятным параметрам физических характеристик
газовоздушной среды: относительной влажности и
температуре внутреннего воздуха, концентрации в
нем сероводорода (H2S), аммиака (NH2) и углекисло¬
го газа (СО2).
 Согласно СНиП 2.03.11-85*, степень агрессивно¬
го воздействия газовоздушной среды по отношению
к строительным металлическим конструкциям в шес¬
ти группах животноводческих помещениях оценива¬
ется как среднеагрессивная [3]. В данной среде зап¬
рещается применение металлических конструкций
без вторичной защиты. В то же время использование
поверхностной противокоррозионной защиты строи¬
тельных металлических конструкций в животновод¬
ческих зданиях технически и экономически не эф¬
фективно. Оно может быть получено путем примене¬
ния железобетонных конструкций.
 Одной из основных причин снижения норматив¬
ного срока эксплуатации обычных железобетонных
конструкций в газовоздушной среде животноводчес¬
ких зданий является неучет в процессе проектиро¬
вания последствий коррозионного поражения арма¬
туры в расчетных поперечных трещинах бетона при
переменной ширине их раскрытия от действия кли¬
матических и технологических нагрузок. Образую¬
щиеся коррозионные продукты арматуры в попереч¬
ных трещинах бетона способствуют образованию
продольных трещин в защитном слое бетона вдоль
несущих арматурных стержней с одновременным
нарушением сцепления бетона с арматурой. Появ¬
 ление продольных трещин является показателем
предаварийного состояния железобетонных
конструкций [4, 5].
 По данным натурных обследований долговеч¬
ности 12 тыс. железобетонных ребристых плит пок¬
рытия на 85 животноводческих зданиях общий пери¬
од их эксплуатации до наступления аварийного сос¬
тояния, из-за образования продольных трещин в за¬
щитном слое бетона вследствие коррозии армату¬
ры, был научно обоснован 25 годами вместо норма¬
тивных 50 [6]. Результаты обследования несущих
железобетонных полурам, изготовленных из тяже¬
лого бетона нормальной проницаемости, в газовоз¬
душной среде зданий свиноводческого комплекса
"Тамалинский" в Пензенской области показали, что
из обследованных 86 полурам на 11 из них в защит¬
ном слое бетона вдоль арматурных стержней были
зафиксированы продольные трещины с раскрытием
50 мкм и длиной более 1 м. В то же время за 13 лет
эксплуатации производственных сельскохозяй¬
ственных зданий среднее значение глубины карбо¬
низации защитного слоя бетона толщиной 30 мм
составило 17 мм [7].
 Для исследования долговечности железобетон¬
ных элементов при действии эксплуатационной наг¬
рузки в газовоздушной среде животноводческого зда¬
ния этого комплекса были проведены длительные
испытания 6 нагруженных прямых моделей несущих
обычных железобетонных конструкций. Кроме того, 9
контрольных ненагруженных опытных образцов ис¬
пытывали такое же воздействие агрессивной среды,
что и образцы под нагрузкой. В качестве прямых мо¬
делей использовались балки из тяжелого бетона
класса ВЗО пониженной проницаемости размером
1500x200x70 мм. В качестве вяжущего применялся
среднеалюминатный портландцемент с эффектив¬
 20
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

ным коэффициентом диффузии углекислого газа в
бетоне D = 0,17-104 см2/с. Плоский арматурный кар¬
кас имел одиночную несущую арматуру класса А-Ill с
маркой стали 35ГС и диаметром стержня 12 мм. Для
получения объективных характеристик коррозионно¬
го поражения арматуры в поперечных трещинах зо¬
на чистого изгиба образцов на расстоянии 600 мм
была свободной от поперечной арматуры. Толщина
защитного слоя бетона составляла б = 30 мм.
 Опытные образцы испытывали воздействие пе¬
ременной ступенчато-повторной нагрузки с мини¬
мальным и максимальным уровнями загружения со¬
ответственно 0,4-0,7 \fpa3p и режимом приложения
уровней нагрузки 14сут-14сут в периоде цикла
действия нагрузки. Опытная нагрузка моделировала
воздействие снега на конструкции покрытия в реаль¬
ных условиях их эксплуатации. Испытания прямых
моделей проводились на силовых установках. Каодая
из них рассчитана на одновременное загружение двух
балок на изгиб в условиях длительного воздействия
переменной нагрузки и агрессивной среды [8].
 После 18 лет испытания прямых моделей железо¬
бетонных конструкций под нагрузкой ширина макси¬
мально раскрытых трещин асгс = 0,160 мм при верх¬
нем уровне загружения увеличилась в 1,80 раза, при
нижнем - в 2,27 раза. Жесткость балок при верхнем
и нижнем уровнях загружения уменьшилась в 1,82
раза. Данные изменения жесткости и ширины раск¬
рытия трещин при верхнем и нижнем уровнях загру¬
жения показывают существенное влияние продуктов
коррозии арматуры на кинетику закрытия трещин
при переходе с верхнего уровня переменной нагруз¬
ки на нижний. Несущая способность образцов, испы¬
тывающих воздействие переменной нагрузки, оказа¬
лась на 14% ниже, чем контрольных. Средняя глуби¬
на карбонизации бетона составила 14 мм. Снижение
величины физико-механических характеристик ар¬
матуры диаметром 12 мм класса А-Ill наблюдалось
при средней глубине коррозионного поражения бо¬
лее чем на 200 мкм (3,3%).
 Средняя глубина поражения стальных стерж¬
ней в поперечных трещинах с шириной раскрытия
асгс = 0,30 мм составила 6ср - 310 мкм. По отноше¬
нию к контрольным образцам арматуры, не подвер¬
женных коррозионному воздействию среды, физичес¬
кий предел текучести уменьшился на 20 МПа (4,2%),
а временное сопротивление - на 30 МПа (4,5%).
 На 18 году испытания на поверхности бетона за¬
щитного слоя в зоне чистого изгиба вдоль арматур¬
ных стержней было отмечено появление отдельных
волосяных продольных трещин с шириной раскры¬
тия 20-30 мкм, являющихся причиной прекращения
длительного эксперимента. Результаты натурных и
экспериментальных исследований показывают, что
для снижения негативного эффекта влияния попе¬
речных трещин на образование продольных трещин
в железобетонных конструкциях необходимо исполь¬
зовать ингибиторы коррозии арматуры. Применение
их в виде добавок в бетонную смесь практически не
 отражается на отпускной стоимости железобетонных
конструкций [9].
 В нормативных документах по расчету и защите
железобетонных конструкций от коррозии при опре¬
делении их деформационных и несущих свойств на¬
личие продольных трещин в защитном слое бетона
не учитывается [3,10]. Несмотря на очевидное влия¬
ние продольных трещин на долговечность железобе¬
тонных конструкций, в технической литературе до
настоящего времени не отмечено появление экспе¬
риментальных работ, направленных на изучение ко¬
личественных показателей изменения деформацион¬
ных и прочностных свойств железобетонных элемен¬
тов с продольными коррозионными трещинами, полу¬
ченными в результате прямых натурных испытаний.
 Для изучения влияния продольных трещин на де¬
формационные и прочностные свойства центрально
и внецентренно сжатых железобетонных элементов
с малым эксцентрицитетом (е = 30 мм) в Пензенском
государственном университете архитектуры и строи¬
тельства проведены длительные эксперименталь¬
ные исследования на прямых моделях железобетон¬
ных колонн. Длина и размеры поперечного сечения в
центральной части моделей двухконсольных колонн
соответственно составляют 100 см и 12x10 см с тол¬
щиной защитного слоя бетона 15 мм. Образцы ар¬
мированы объемным арматурным каркасом с несу¬
щей арматурой 408 мм класса А-Ill и распредели¬
тельной 05 мм класса Вр-1. Шаг хомутов по высоте
колонны равен 140 мм. Конструктивная и распреде¬
лительная арматура каркаса консолей принята из
арматурной проволоки 05 мм класса Вр-1, шаг хому¬
тов переменный: в опорной части 30 мм, а затем по
высоте 100 мм. Бетон изготовлен на портландцемен¬
те марки 400 и гранитном щебне фракции 5... 10 мм
с водоцементным отношением 0,45.
 Для нейтрализации щелочи поровой влаги бето¬
на и активизации коррозионного процесса на арма¬
туре в процессе изготовления образцов в бетонную
смесь вводили хлорид-ионы в виде добавки 5 %-ного
NaCl от массы цемента. В контрольных образцах до¬
бавка отсутствовала. Железобетонные элементы
два раза в сутки увлажнялись водопроводной водой.
По интенсивности коррозионного поражения армату¬
ры данные условия воздействующей среды характе¬
ризуются как сильноагрессивные [11]. Время до по¬
явления продольных трещин на образцах с добавка¬
ми составило 17 мес, что при эксплуатации в слабо¬
агрессивной среде с хлорид-ионами может прирав¬
ниваться к 20 годам [12].
 После 3,2 лет натурных испытаний образцы в ла¬
бораторных условиях были подвергнуты кратковре¬
менному испытанию до разрушения для определе¬
ния деформационных и прочностных свойств. На
действия центрально и внецентренно сжимающей
приложенных нагрузок было испытано соответствен¬
но 11 и 7 образцов.
 Экспериментальные данные кратковременных
испытаний образцов приведены на рис. 1, 2, 3 и 4 в
 21
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

«Т ,Ш V Т .1*1 n Q
 и>8
 in 0,7
 Ч
 А
 -1 0,6
 ю. °’5
 S
 А-
 1 ЮТ
 0,4
 да
 «а 0,3
 «а ОЛ
 л
 -
 * 9В ^
■ 0.1
 ]
 2 I
 Э 1
 * 1
 S 1
 1 Г
 V 2
 • г
 1 S
 1 1
 1 X
 I I
 I 1
 L I
 1 1
 г 1 v» 4
1
 0
 ат*ш,мм
 Ррврх1000,кг
 S N В » 	В 	« 	I 	I
 ^— АРрир,%
 Рис. 2. Зависимости изменения прочности Ррщ, и относитель¬
ной величины ее уменьшения (Д/’дер) от средних максималь¬
ных значений ширины раскрытия (атьш*7) и длины продоль¬
ных трещин (^ттлтТ) А11" центрально сжимающей нагрузки
 1, 2 - соответственно: ( 	) оТтахер и ( 	) (Тт
 зависимости от усреднённых значений ширины раск¬
рытия и длины продольных трещин по четырём гра¬
ням образцов.
 В результате анализа данных натурных и экспе¬
риментальных исследований получены следующие
выводы:
 - 	по степени агрессивного воздействия газовоз¬
душная среда животноводческих зданий по отноше¬
нию к железобетонным конструкциям с расчетными
поперечными трещинами является сильноагрессив¬
ной из-за условия распространения коррозионного
процесса вдоль арматурного стержня в зоне влияния
поперечных трещин, приводящего к возникновению
продольных трещин в защитном слое бетона;
 \ \
\\
 \1
 V
 \ч
 \
 2
 —
 <
 к
 ч1
 tZm,MM
 160
 0,7 0,8 0,9 1,0 1,1 1,2 1,3 1,4 1,5 1,6 1,7
В*10\ кг-см1—►
 140
 120
 100
 80
 60
 40
 20
 О
 <— ЛРрир,%
 Рис. 1. Зависимости изменения прочности Рразр и относи¬
тельной величины ее уменьшения (ДPpaip) от средних значе¬
ний ширины раскрытия (а/*) и длины продольных трещин
(tj*) для центрально сжимающей нагрузки
 1, 2 - соответственно: ( 	) afp и ( 	) tfp
 50
 35
 5 О
 20
ДВ, %
 Рис. 3. Зависимости изменения жесткости В и относительной
величины ее уменьшения АВ от средних максимальных зна¬
чений ширины раскрытия (^ттатТ) и Длины продольных
 трещин (^Ттлх^ A™ внецентренно сжимающей нагрузки
 1, 2 - соответственно: ( 	) аТтлхгр и ( 	) ^jmaxcp
 мм
 мм
 Рршф*1000, кг
 40 35 30 25 20 15 10 	5 О
 <— АРразр, %
 Рис. 4. Зависимости изменения прочности на сжатие Рр{
относительной величины ее уменьшения АРразр от средних
максимальных значений ширины раскрытия 	и 	дли¬
ны продольных трещин 	для 	внецентренно 	сжимаю¬
 щей нагрузки
 1, 	2 - соответственно: ( 	) 	аТтл” 	и 	( 	) СТт^р
 - 	проведенные экспериментальные исследова¬
ния на прямых моделях железобетонных балок в ус¬
ловиях длительного воздействия на них эксплуата¬
ционной ступенчато-повторной нагрузки и газовоз¬
душной среды, содержащей сероводород (H2S), ам¬
миак (NH3) и углекислый газ (СО2), показали увели¬
чение ширины раскрытия поперечных трещин и сни¬
жение жёсткости более 1,5 раз, а также прочности
на 14%;
 - 	установлены зависимости изменения прочнос¬
ти центрально сжатых опытных образцов от средних
и средних максимальных значений ширины раскры¬
тия и длины продольных трещин. Наличие послед¬
 22
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

них с а/р = 0,602 мм и (Ттл^" = 243 мм привело к сни¬
жению кратковременной прочности на 35,9%;
 - 	получены зависимости изменения жесткости и
прочности на внецентренно сжатых с малым эксце¬
нтриситетом (е = 30 мм) образцах от средних макси¬
мальных значений и CTmasip продольных трещин. На¬
личие продольных трещин с /7-тах"’ = 140 мм привело
к снижению кратковременных жесткости и прочности
соответственно на 50,3 и 38,4%;
 - 	в аналогичных образцах с одинаковыми гео¬
метрическими параметрами продольных трещин
дейст-вие центрально приложенной сжимающей
нагрузки на 7% меньше снижает несущую способ¬
ность по сравнению с действием приложенной
сжимающей нагрузки с малым эксцентрицитетом
(е = 30 мм).
 Библиографический список
 1. 	НТП 1-99. Нормы технологического проектирования предпри¬
ятий крупного рогатого скота - М.: НПЦ - Гипрониисельхоз, 1999. -
38 с.
 2. 	ВНТП 2-96. Ведомственные нормы технологического проек¬
тирования свиноводческих предприятий - М.: Нипиагропром,
1996.-70 с.
 3. СНиП 2.03.11-85*. Защита строительных конструкций от кор¬
розии. - М.: ЦИТП Госстрой СССР, 1996. - 46 с.
 4 Москвин В.М, Иванов Ф.М., .Алексеев С.Н., Гузеев Е.А.
 Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты. - М.:
Стройиздат, 1980. - 536 с.
 5. 	Алексеев С.Н., Иванов Ф.М., Модры С., Шиссль П. Долго¬
вечность железобетона в агрессивных средах - М.: Стройиздат,
1990. -316 с.
 6. 	Кесюолла Т.Э., Мильян Я. А., Новгородский В.И. Коррози¬
онное разрушение железобетонных конструкций животноводчес¬
ких зданий // Бетон и железобетон. - 1980. - № 9. - С. 43-45.
 7. Мигунов В.Н. Исследование долговечности железобетонных
конструкций, эксплуатирующихся в свиноводческих зданиях//По-
вышение долговечности строительных конструкций в агрессивных
средах: Тез. докл. и сообщ. республ. науч.- техн. семинара. - Уфа:
НИИЖБ, НИИпромстрой, 1987. - С. 71-73.
 8. 	Мигунов В.Н. Установка для режимных испытаний железобе¬
тонных балок при действии медленно меняющихся нагрузок в
присутствии агрессивной среды (статья) /Реферативный журнал
строительства и архитектуры, ВНИИИС, серия 17, вып. 7 - М.,
1983. - 1 пс.
 9. 	Новгородский В.И., Островский А.Б., Мигунов В.Н. Метод
определения эффективности ингибиторов коррозии стали в трещи¬
нах бетона // Методические рекомендации по исследованию ингиби¬
торов коррозии арматуры в бетоне. - М.: НИИЖБ, 1980. -18-^24 с.
 10. 	СНиП 52-01-2003. Бетонные и железобетонные конструкции.
Основные положения. - М.: ФГУП ЦПП, 2004. - 24 с.
 11. 	Мигунов В.Н. Влияние внутренних факторов на скорость об¬
разования продольных трещин железобетонных конструкций с
учетом коррозионного поражения арматуры класса А-I и А-Ill //
Изв. вузов. Строительство. - 2003. - № 3. - С. 121-123.
 12. 	Мигунов В.Н. Влияние переменной нагрузки и амплитуды из¬
менения ширины раскрытия трещин на коррозионное поражение
арматуры в трещинах железобетонных конструкций //Изв. вузов.
Строительство - 2002. - № 10. - С. 134-137.
 БЕЗОПАСНОСТЬ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ
 С. 	В. КЛЮЕВ, канд. техн. наук, доц. (Белгородский государственный технологический
ун-т им. В. Г. Шухова)
 УСИЛЕНИЕ И ВОССТАНОВЛЕНИЕ КОНСТРУКЦИЙ С ИСПОЛЬЗОВАНИЕМ
КОМПОЗИТОВ НА ОСНОВЕ УГЛЕВОЛОКНА
 Усиление и восстановление железобетонных ар¬
мированных конструкций с применением прогрес¬
сивных композиционных материалов в настоящее
время получает широкое распространение. Это
обусловлено наличием у данных материалов таких
преимущественных свойств, как легкость, высокая
прочность, коррозионная устойчивость, простота
производства.
 Растет необходимость разработки композиций
для новых инфраструктурных систем, что позволит
вести более длительную эксплуатацию и нести
меньшие затраты на ремонт. В целом, железобетон¬
ные конструкции нуедаются в усилении по причине
их повреэдения, например вследствие коррозии ар¬
матуры, а также недочетов и ошибок при проектиро¬
вании и конструировании, изменениях в функцио¬
нальном назначении или нагружении, либо несоблю¬
дении строительных норм и правил.
 Сфера использования железобетонных конструк¬
ций в России в настоящий момент весьма широка. В
 то же время многие сооружения меняют свое функ¬
циональное назначение. Это приводит к необходи¬
мости производить и проектировать более экономич¬
ные, легкие, надежные и долговечные конструкции.
Увеличиваются перекрываемые пролеты, высота
зданий и сооружений, и традиционные материалы
не в состоянии решить весь комплекс поставленных
задач. Использование композиционных материалов
позволяет разрешить данные проблемы. Выясни¬
лось, что среди них существуют такие, которые име¬
ют широкий спектр применения; это в первую оче¬
редь полимеры, армированные волокнами, среди ко¬
торых наиболее распространены углеродные волок¬
на и стекловолокно.
 Восстановление железобетонных конструкций
связано с решением ряда проблем:
 - 	остановка коррозии арматуры и бетона;
 - 	восстановление сечения конструкции;
 - 	устройство дополнительного армирования с
целью компенсации потерь прокорродировавшей ар¬
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 23

матуры, а также из-за увеличения действующих наг¬
рузок;
 - 	обеспечение защиты конструкций от вредного
воздействия внешней среды.
 Используемые для ремонта и усиления конструк¬
ций композитные материалы на базе углеродных во¬
локон можно подразделить на две группы: формиру¬
емые непосредственно при производстве работ на
строительном объекте и заводского изготовления.
На рис. 1 представлена ткань, используемая для
внешнего армирования.
 Рис. 1. Углеродная однонаправленная ткань
 Успех применения композитных материалов для
усиления строительных конструкций зависит не
только от выбора эффективных композитов, но в
значительной мере от решения проблем совмест¬
ности их работы с восстанавливаемой или усилива¬
емой конструкцией. Это связано с выбором матери¬
алов и технологий для ремонта деструктивной пове¬
рхности железобетона, обеспечивающих их высокую
адгезию в подложке. Этот ремонтный слой, в свою
очередь, должен быть надежным основанием для
приклейки усиливающих композитных материалов и
работать с ними совместно. Подготовка железобе¬
тонной конструкции к ремонту и последующему уси¬
лению должна включать мероприятия по блокирова¬
нию коррозии арматуры, которая, как правило, раз¬
вивается при первых признаках деструкции. Без это¬
го образующиеся продукты коррозии будут отрывать
защитный слой из ремонтных материалов, что све¬
дет на нет работы по наклейке композитов.
 Система внешнего армирования предусматрива¬
ет использование материалов и технологии ремонта,
обеспечивающих остановку и предотвращение даль¬
нейшего развития коррозии арматуры и бетона, на¬
дежное сцепление ремонтных составов со старым
бетоном, повышенную водонепроницаемость, моро¬
зостойкость и химическую стойкость. К числу таких
материалов относятся: пенетрирующие ингибиторы
коррозии арматуры; специальные латексные эмуль¬
сии для повышения сцепления со старым бетоном;
полимерцементные сухие смеси с быстрым набором
прочности; защитные покрытия для предотвращения
проникновения ионов хлора; низковязкие эпоксид¬
ные составы для ремонта трещин и специальные
эпоксидные компаунды для ремонта конструкций в
условиях повышенной влажности и под водой.
 В систему ремонта входит также усиление
конструкций. Последнее осуществляется путем внеш¬
него армирования особо высокопрочными тканями из
углеродных и специальных стеклянных волокон на
эпоксидном связующем. Армирующие элементы соз¬
 даются наклейкой соответствующих тканей на отре¬
монтированную поверхность специальными эпоксид¬
ными составами, обеспечивающими надежное сцеп¬
ление с бетоном и ремонтными материалами.
 Проведенные экспериментальные исследования
связаны с изучением поведения бетонных элемен¬
тов, усиленных композиционными материалами на
растяжение при изгибе. Для изготовления бетонных
образцов применяли товарный цемент ЗАО "Белго¬
родский цемент" Цем I 42,5Н (табл. 1 и рис. 2), отхо¬
ды мокрой магнитной сепарации (отходы ММС) и су¬
перпластификатор С-3.
 Таблица 1
 Химический состав цемента
 Марка
 цемента
 Химический состав, % по массе
 S1O2
 ai2o3
 Fe2°3
 СаО
 MgO
 so3
 r2o
 СаОсв
 ППП
 ЦЕМ I
42,5Н
 22,49
 ±0,5
 4,77
 ±0,3
 4,40
 ±0,1
 67,22
 ±1,0
 0,43
 ±0,03
 2,04
 ±0,01
 0,20
 ±0,05
 0,20
 ±0,05
 1,5
 ±0,5
 А Ь
 1
 Рис. 2. Дифрактограмма цемента
 В качестве заполнителя применяли отсевы дроб¬
ления кварцитопесчаника. Для получения более
плотной упаковки заполнителя использовался песок
Нижне-Ольшанского месторождения. Для оценки ка¬
чества применяемых заполнителей были изучены их
основные физико-механические свойства (табл. 2).
 Таблица 2
 Физико-механические характеристики заполнителя
 Наименование показателя
 Отсев дробления
КВП
 Нижне-Ольшанский
 песок
 Модуль крупности
 3,50
 1.12
 Насыпная плотность в
неуплотненном
состоянии, кг/м
 1415
 1467
 Насыпная плотность в
уплотненном состоянии,
кг/м3
 1490
 1648
 Истинная плотность, кг/м’
 2710
 2630
 Пустотность, %
 47,8
 44,2
 Водопотребность, %
 5,5
 11
 Цементопотребность
 0,530
 0,63
 Проведенные исследования по определению ми¬
нералогического состава заполнителя позволили ус¬
тановить, что:
 1) 	мелкий заполнитель в виде кварцевого песка
Нижнее-Ольшанского месторождения в качестве
 24
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

главного минерала содержит кварц (р-Si02), иденти¬
фицируемый по отражениям 3,34, 4,25, 1,82 А. Ак-
цессорием в исследуемом материале является каль¬
цит (СаСОз), содержание которого не превышает 5 %
 (рис. 3 и табл. 3).
 8
 I
 Рис. 3. Дифрактограмма кварцевого песка Нижне-Ольшанско-
го месторождения
 Таблица 3
 Минералогический состав кварцевого песка
Нижне-Ольшанского месторождения
 №
 пробы
 Формула
 Название
 Основные
 отражения
 Уел*
 конц.,%
 Эталоны
№ ICDD
 06746
 Si02
 Quartz
 3,34* 4,252 1,822
 95,2
 46-1045
 СаС03
 Calcite
 3,03х 2,282 2,092
 4,8
 5-586
 2) 	основным минералом мелкого заполнителя в
виде отсева дробления кварцитопесчаника является
кварц, содержание которого составляет около 87 %
(рис. 4, табл. 4). Акцессорными минералами высту¬
пают мусковит (6 %), альбит (3 %) и кальцит (1,6%).
 J
 Рис. 4. Дифрактограмма отсева дробления кварцитопесчанника
 Таблица 4
 Минералогический состав отсева дробления
кварцитопесчанника
 №
 пробы
 Формула
 Название
 Основные
 отражения
 Уел*
 конц.,
 %
 Эталоны
№ ICDD
 Si02
 Quartz
 3,34* 4,252
1,822
 87,3
 46-1045
 СаС03
 Calcite
 3,03x 2,282
2,092
 1,6
 5-586
 06747
 Al203-2Si02 2Н20
 Kaolinite
 7,14x3,576
 4,365
 1,6
 80-886
 K20-3Al203-6Si02-
 •2Н20
 Muscovite
 10,03x 2,57x
3,34g
 6,3
 Горшков,
с. 207-
208
 NaAlSi^Og
 Albite
 CO
 oo
 ^ CN
CO 00
x<°
CD CO
 CO
 3,2
 9-466
 В качестве связующего для внешнего армирова¬
ния бетонной призмы, был использован клей эпок¬
сидный марки ЭДП (ТУ 2385-012-54804491-2002), из¬
готовленный из эпоксидной смолы ЭД-20. Клей пред¬
назначен для приклеивания углеродной ткани на бе¬
тонный образец. Соотношение между углеродной
тканью и эпоксидным клеем 60:40. Испытывались
призмы размером 100x100x400 мм (рис. 5).
 Рис. 5. Призма, усиленная
углеродной тканью
 На рис. 6. показан характер разрушения бетон¬
ных призм, а в табл. 5 представлены результаты их
испытания.
 б)
 - Ш 1 m Jt
 M щш
 Рис. 6. Характер разрушения бетонных призм
 а - усиленной; б - не усиленной
 Таблица 5
 Результаты испытаний на сжатие бетонных призм,
усиленных углепластиком
 Число слоев
 Предел прочности, МПа
 Прирост прочности, %
 0
 12,4
 -
 1
 24,8
 200
 2
 29,3
 236,3
 3
 31,6
 254,8
 Экспериментальная оценка подтверждает доста¬
точно высокие результаты при использовании компо¬
зитов на основе углеволокна. Испытания показыва¬
ют нелинейное увеличение прочности усиленных об¬
разцов в зависимости от числа наклеенных слоев уг¬
леродных лент. Изменяется характер разрушения
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 25

бетона, поскольку он работает совместно с косвен¬
ной внешней арматурой (см. рис. 6, а). При исполь¬
зовании косвенного армирования напряженное сос¬
тояние бетона подобно трехосному сжатию, что поз¬
воляет усиленному образцу воспринимать более вы¬
сокую нагрузку по сравнению с контрольными образ¬
цами.
 Библиографический список
 1. 	Хаютин Ю.Г. Повышение надежности железобетонных
конструкций при ЧС (зарубежный опыт) [Текст] / Ю.Г Хаютин,
В.Л. Чернявский // Высотные здания. - 2007. - № 3.
 2. 	Чернявский В.Л. Усиление железобетонных конструкций
композитными материалами [Текст] / В.Л. Чернявский, Е.З. Ак¬
сельрод // Жилищное строительство. - 2003. - №3. - С.15-16.
 ЗАРУБЕЖНЫЙ ОПЫТ
 В.В. ЩЕКИН-ГРАЙПЕЛЬ (ООО "ИПЦ "ИнтерАква")
 НОВАЯ ОСНАСТКА ДЛЯ ИНЪЕКТИРОВАНИЯ ЭПОКСИДНОЙ СМОЛОЙ ТРЕЩИН В
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЯХ
 На ежегодной выставке World of Concrete, прохо¬
дящей в США, были представлены несколько нови¬
нок оборудования для инъекционных работ по ре¬
монту трещин в железобетонных конструкциях. Одна
из них - это пакер южнокорейской компании У&К
TECH CO., LTD, называемый "К-инъектор".
 Эти пакеры накладного типа устанавливаются на
эпоксидный клей вдоль поверхности инъектируемой
трещины с шагом 150-250 мм (в зависимости от ши¬
рины раскрытия трещины и толщины конструкции).
Устье трещины между приклеенными инъекторами
запечатывают герметизирующим материалом (обыч¬
но эпоксидной смолой, используемой и для установ¬
ки пакеров) (рис. 1).
 Рис. 1. Схема расположения пакеров на поверхности
конструкции вдоль трещины
 Пакер К-инъектор предназначен для использова¬
ния главным образом при низконапорном (до 20 бар)
инъектировании. Последнее используют для предо¬
твращения отрыва состава, запечатывающего устье
трещины, или самого инъектора. В этом случае про¬
исходит вытекание инъекционного материала через
устье трещины.
 Инъектирование трещин при малом давлении
нагнетания занимает длительное время, так как ско¬
рость проникновения смолы в тонкие трещины весь¬
ма низкая. Для качественного заполнения мелких
трещин необходимо продолжительное поддержание
давления инъектирования, что требует продолжи¬
 тельного нахождения рабочего с насосом у каждого
пакера.
 К-инъектор позволяет повысить производитель¬
ность труда на работах по ремонту трещин за счет
возможности поддержания инъекционного давления
без подсоединенного насоса. Это обеспечивается
конструкцией пакера.
 В составе пакера имеется накопительная ем¬
кость с установленным внутри подпружиненным
поршнем, под который подается инъекционная смо¬
ла. После отсоединения насоса смола поступает в
трещину через пакер под давлением за счет энергии
сжатой пружины (рис. 2).
 Пакер оснащен устройством, позволяющим уста¬
навливать его либо в режим "инъектирование”, либо
в режим "вентиляционное отверстие". В то время как
через один из установленных пакеров производится
нагнетание, остальные установлены в режим "венти¬
ляционного отверстия" и выпускают вытесняемый
материалом воздух, обеспечивая высокое качество
 26
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

заполнения всех пустот и трещин (включая волося¬
ные). Благодаря такой конструкции пакера работа по
инъектированию сводится к периодическому запол¬
нению накопительных емкостей установленных па¬
керов.
 Аналогичная идея использования в пакерах про¬
межуточной аккумулирующей емкости использована
компанией Adhesives Technolody (США). Эта компания
предлагает инъекционные пакеры "T-Port" с накопи¬
 тельной емкостью в виде резиновой вставки, раздува¬
ющейся при закачке в пакер инъекционной смолы.
 Практическое использование "К-инъектора" или
"T-Port" связано с ограничениями по времени жизни
и вязкости инъекционных смол. В этом отношении в
последние годы произошли существенные сдвиги.
Уже известны инъекционные эпоксидные смолы с
особо низкой вязкостью (80 МПа-c) и со временем
жизни до 5 ч при температуре 20 °С.
 В ПОРЯДКЕ ОБСУЖДЕНИЯ
 А.А. ВАРЛАМОВ, канд.техн.наук, доц. (Магнитогорский государственный технический
ун-т)
 ОБЩИЙ ЭНЕРГЕТИЧЕСКИЙ ПОДХОД К ОЦЕНКЕ ДЕФОРМАЦИИ БЕТОНА
 Для оценки поведения бетона как постепенного
кинетического, термоактивационного процесса необ¬
ходимо рассматривать процесс во времени. Сам ма¬
териал представляется совокупностью частиц, свя¬
занных в единую систему, и энергия связи этой сис¬
темы равна разности мееду суммарной энергией
частиц в свободном состоянии (т.е. когда частицы не
взаимодействуют) и энергией связанной системы тех
же частиц.
 Далее в рамках феноменологического подхода
сделаем некоторые предположения. Для этого рас¬
смотрим взаимодействие двух систем: бетонного об¬
разца и пресса, передающего на образец внешнюю
разрушающую энергию. Внешняя энергия А направ¬
лена на разрушение энергии связи и частиц бетонно¬
го образца. Энергию связи, в целом представляющую
совокупность различных видов энергии, рассматрива¬
ем как единую распределенную во времени энергию.
 Запишем условие разрушения энергии связи об¬
разца во времени: dA/dt > dUldt - т.е. в каждый мо¬
мент времени внешняя энергия пресса (мощность)
должна превосходить внутреннюю энергию связи
(мощность) образца. Теперь предположим, что су¬
ществует некий график распределения мощности во
времени. Рассмотрим такой график по рис.1 (верти¬
кальная ось - ускорение энергии В, Дж/с2, горизон¬
тальная - время t; ускорение энергии В примем как
некоторую условную величину, необходимую для
дальнейших построений). Момент времени t0 - на¬
чало разрушения образца, разность tL - t0 характе¬
ризует продолжительность испытания.
 Некоторые возможные распределения мощности
энергии связи и отмечены на рис. 1 позициями 1, 2,
 3. 	Форму мощности внешнего воздействия мы мо¬
жем задать. Если принять форму мощности внешне¬
го воздействия пресса на изучаемый объект в виде
прямоугольника B*tx, то условие разрушения энер¬
гии связи образца запишется
 Рис.1. Распределения мощности объектов во времени
 я”,, 2
 , I'.‘втл
 Величина в =—
 (1)
 будет являться приве-
 I х
 денным ускорением энергии связи образца (полу¬
ченная величина В* предсказывает поведение энер¬
гии во времени, возможно правильнее эту величину
называть "потенциалом", чему она соответствует по
своей сущности и поведению - всегда уменьшается
во времени). Величина Bdt является элементарной
мощностью сопротивления энергии связи образца.
Тогда распределение собственной мощности иссле¬
дуемого образца во времени от начала воздействия
ta до текущего момента времени tx запишется:
 />(/)=
 ■\^ 	dt
 t.
 (2)
 В зависимости (2) рассматривается интервал вре¬
мени от /0 = 0 до tL, при условии f0 = 0 <ta tx tL.
 Значение ta появляется вследствие невозможности
 ix принять значение 0. В этом случае график P(t)
 всегда положительный, и при tx, стремящемся к ta,
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 27

мощность стремится к 0. Однако здесь возникает
вопрос, какое значение ta надо принимать. Принятие
определенного постоянного значения ta создает мно¬
жество вопросов, не имеющих логического объясне¬
ния. В данном случае предлагается принять начало
воздействия ta как величину, определяемую из зави¬
симости ta = Pei/Bm, где Pei - текущее значение упру¬
гой мощности, а Вт - модуль упругости материала (в
 данном случае) в осях "Р - Л Тогда линия Р = Bt на
плоскости Р -1 отделяет зону работы материала без
старения от зоны старения и разрушения материала
(пластических, псевдопластических деформаций).
Производная этой линии на плоскости "В -1" являет¬
ся горизонтальной прямой, что показывает, что дви¬
жение до этой линии не вызывает изменение "потен¬
циала" объекта во времени, и объект не стареет - не
разрушается.
 Далее рассмотрим некоторые простейшие ус¬
ловные варианты распределения мощности образца
P(t), показанные на рис. 2 (на рисунке условно tL
 обозначено как L, a tx обозначено х).
 Bo+Bjh
 l> ^max^’ а IJV V^max'х Vй (r^max1 ^ ^v-
Исходя из изложенного, перепишем уравнение (3)
 Fv = F
 /max
 = В\
 laL
 ^ln^-^ + 1)
 la la la
 Рассмотрим испытание призматического образца
сечением ахв и высотой />. Определим внешнюю си¬
лу через упругие деформации F=Eee(ab и перемеще¬
ния через относительные деформации /тах =
lx = cji. Учитывая, что в последнем уравнении выра¬
жение в квадратных скобках принимает значение
равное нулю при условии 1Х = 1а, определяем дефор¬
мации 1а упругими, т.е. принимаем 1а = /е/ = ee^i. Да¬
лее, учитывая, что abh = Гопределяет объем испыту¬
емого образца, запишем:
 EVSt
 (4)
 шах
 о max 	о х _ с. х _|_ J — .
 Bel 	Bel Bel 	B\U
 Считая, что текущие упругие деформации бетона
достигли максимальных значений ее/ тах (при этом об¬
щие деформации достигают значения eR), получаем
 EV4?
 2Lx ’ 	“ 	“l 	х ’ В ~В| х тВ0 2Lx
 Рис. 2. Графики распределения мощности образца и соотве¬
тствующие им выражения для определения потенциала
 Общий анализ данных, приведенных на рис. 2,
показывает:
 1. 	Полученные зависимости имеют слагаемые,
состоящие из двух независимых множителей, один
из которых зависит от времени, другой от энергии;
 2. 	Приведенные ускорения энергий (потенциалы)
можно складывать и вычитать;
 3. 	Графики приведенных ускорений энергии име¬
ют близкую друг к другу форму (гипербола). Это оз¬
начает, что поведение во времени объектов с разной
формой распределения энергии в целом будет по¬
добно.
 Дальше в формулах для простоты оставим одни
индексы. Тогда, принимая форму распределения по
рис. 2, б, получим выражение изменения полной
мощности объекта во времени (/0 = 0)
 и' = £вл——0=
 *-хо
 = B\(L\nx-x-L\na + a) =
 .L. х х
 = Я,а(-1п 	+1) . 	(3)
 а 	а а
 Преобразуем полученную зависимость для слу¬
чая постоянной скорости перемещения деформа¬
ций во времени и максимальной деформации образ-
ца /тах. Тогда скорость загружения образца равна
 В\ =
 ьЧ
 BR
 In
 BR
 BR
 £e/?max £e/,max £ e/,max
 +i)
 (5)
 Зная величины E, Г, eR, L и задавая величины уп¬
ругих деформаций, по зависимостям (4,5) строим
график поведения бетона. Изменяя продолжитель¬
ность испытания получим изменение деформа¬
ций во времени. При этом надо учитывать, что вели¬
чина BjZ, остается постоянной.
 Из (4) и (5) для постоянного значения L получаем:
/ \
 В R 	В х _ В х _
 Bel 	Bel 	Bel
 BR
 -In-
 BR
 BR
 Bel, max 	£ el .max 	Bel, max
 При постоянной скорости роста напряжений
 и = le! m3LX/L из (4) и (5) имеем:
 / \
 £ f/.max
 Bel
 In 	=
 Bel Be!
 In
 BR
 BR
 В el ,max 	В el ,max
 Фактический график распределения ускорения
энергии построим из графика работы бетона, взятого,
например, из работы [1]. Для преобразования графи¬
ка считаем скорость деформирования постоянной и
равной 107 м/с. Анализ провели на графике '7- И" по
 зависимости В =
 Е
 28
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

Задавая значение L = 8800с и различные значе- ствующая треугольной эпюре зависимость примени-
ния Е, построили зависимость В(х), определяя значе- тельно к бетону запишется в виде:
 ние а по исходному графику. Соответствующие гра¬
фики показаны на рис. 3.
 1пе/ --(е* 	) 	+-{Sel
 / s el 2 	£ 	max 	2 	£ 	max
 2 EV
 ~ £ el£ max 9 *
 B\L
 для прямоугольной эпюры:
 - +
 2
 ) =
 |ГС £ x 	S x , 	£ 	el
 г el
 EV
 — S elS max 2
£ max 	D\L
 (6)
 (7)
 Определяя исходную энергетическую характерис¬
тику бетона В по данным кратковременных испытаний,
можем рассчитать пластические деформации образ¬
цов при кратковременном и длительном нагружениях.
Приведем вычисления для тяжелого бетона.
 1. Определяем значение Вj, подставляя в зави¬
симость (6) экспериментальные значения опытной
кривой при кратковременных испытаниях [2].
 в = 	/1л£5 	2
 /2 	/ /Cel 2
 1 (Eel/
 /Е } +тс% >2 =
 етах 2 	/ 	ьтах
 2 , /0. \2
 84 x 200 x 2x1,8 x 0,010125 / 200 	1 Г200 Г f 1 Г 84
 2400 x 2400 	/ 	84 	21200 J П200
 = 233,3 х1(Г6
 Нш
 Значение ВхЮ5, Дж/с:
 Рис. 3. Изменение величины ВО за время испытания образца
для разных значений начального модуля упругости
 1 -£=1,05x10-’ Нм/с:; 2-£=1,02хЮ'5 Нм/с:; З-^lxlO’ Нм/с:;
4 - Е=0,96х 10 ' Нм/с-’
 Обрабатывая графики работы бетона, испытан¬
ного в течение известного времени и строя графики
распределения энергии во времени, можно затем
предполагать другую продолжительность испытания
и оценивать работу бетона за любое другое предпо¬
лагаемое время. Влияние внешней энергии на рабо¬
ту бетона (например, тепловых воздействий) можно
оценивать с помощью корректировки распределения
энергии или путем проведения испытаний и постро¬
ения графиков распределения энергии с учетом теп¬
ловых воздействий.
 Построение аналогичного графика по другим за¬
висимостям работы бетона V- е" дало аналогичные
картины распределения энергии, отличающиеся
только размерами зон, однако характерные точки пе¬
релома сохраняются.
 Далее, для примера, обработаем результаты ис¬
пытаний, приведенные в работе [2]. Возраст загру¬
жаемых образцов составлял 53...62 дня, что значи¬
тельно снижало влияние деформаций усадки. Выде¬
ржка под нагрузкой достигла 465 дней. За основу
взяты треугольная и прямоугольная эпюры распре¬
деления ускорения мощности во времени. Соответ-
 Для прямоугольной эпюры (зависимость (7))
 С el с max^El
 В\
 L~
 _ 84x2,025x1,8
2400x2400 /
 = 184,9хю_6
 Inе х/ -еу +Се/
 / Cel /Cel /Стах
 In
 200/
 '84
 .200/ 	+84/
 /200 /200
 Нш
 2. Для кратковременных испытаний продолжи¬
тельностью 40 минут (2400 с) определим пластичес¬
кую часть деформаций при величине относительных
упругих деформаций 34x10-5. Для этого запишем урав¬
нение (6), определяя величину ех как неизвестную:
 In с шах/ __Lfcmax
1П /34 И /
 >-4<5% »
 2 / Е max
 = 34х£.
 ИЛИ lnev
 чаем
 L / £max
 2 х 1,8x0,15 хО, 15 хО,45
 233,3xjo”6x2,4x2,4 хю6х( /525^
 - 0,0000125ev:
41x105.
 3,6964 - 0. Из которого полу-
 Для прямоугольной эпюры
 ln£i- 	34
 34
 200 + 200
 -10 1,8хю10х0,15x0,15x0,45
 = 34x200x10 10 X 			—
 184,9х ю-6х5,76 х ю6
 получаем сх ~ 39x10 ’.
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3
 29

Бетон
 Уровень
 нагружения
 Относительные деформации, 10
 Се1
 Ее1 1 Ер1
 Бе1 * ср( ~ срГ
 Тяжелый,
призменная
прочность 14,9МПа
 0,15
 Эксп.
 11,7
 1,9
 32,6
 Теор.
 11,7
 12,3
 28
 Эксп./теор.
 -
 0,97
 1.16
 0,4
 Эксп.
 36,5
 38,8
 97
 Теор.
 34
 41
 84(94)
 Эксп./теор.
 -
 0,95
 1,15(1,03)
 0,59
 Эксп.
 54,8
 60,9
 136,8
 Теор.
 55
 72,6
 131
 Эксп./теор.
 -
 0,84
 1,04
 0,7
 Эксп.
 73,1
 82,9
 189,3
 Теор.
 73
 85
 176
 Эксп./теор.
 -
 0,98
 1,08
 Керамзитовый,
призменная
прочность 13,ЭМПа
 0,15
 Эксп.
 8,4
 8,9
 24,4
 Теор.
 8,4
 9,1
 24
 Эксп./теор.
 -
 0,98
 1,02
 0,4
 Эксп.
 27,7
 29,4
 68,7
 Теор.
 22,4
 28,8
 64
 Эксп./теор.
 -
 1,02
 1,07
 0,64
 Эксп.
 48,9
 52,9
 97,5
 Теор.
 35,9
 54,8
 102
 Эксп./теор.
 -
 0,96
 0,96
 Керамзитовый,
призменная
прочность 26,6МПа
 0,15
 Эксп.
 18,8
 19,2
 32,6
 Теор.
 15
 17
 28
 Эксп./теор.
 -
 1.13
 1,16
 0,4
 Эксп.
 45,8
 47,9
 77
 Теор.
 40
 45
 73
 Эксп./теор.
 -
 1,06
 1,05
 0,7
 Эксп.
 87,3
 94,6
 157,6
 Теор.
 70
 88
 154
 Эксп./теор.
 -
 1,08
 1,02
 Примечания:^/ + ер(- относительные деформации при кратковременном сжатии;eei + ер( + epf- относительные деформации при
длительном сжатии (450... 460 сут).
 При длительном нагружении на этой же ступени
примем е*
 В отличие от предыдущих расчетов, снизится об¬
щая мощность воздействия в (1/0,4)2 = 6,25 раз (уро¬
вень нагружения 0,4). Тогда
 In е та*/. -- (е таУ 	)2 + - (3// 	)2 =
 /34 2 	/£тах 	2 /£тах
 = 34 х £
 max'
 2x1.8x0,15x0,15x0,45
233,3x10^x2,4x2,4x10^ х( ^525^
 решение этого уравнения е,^ ~ 84x105. Если в про¬
цессе деформирования произошло изменение энер¬
гии и начальные деформации достигли величины
Зб,5хЮ5 (модуль упругости на последней ступени
уменьшился), то ожидаемые конечные деформации
выйдут равными 94x10 '.
 Для прямоугольной эпюры:
 I Стах Стах . 	34 		0,018225x6,25
 1л— 	+ 	== 34 х g тах х -
 34
 с max £ max
 184,9x5,76
 получаем ~ 83хЮ\
 Полученные в результате дальнейших расчетов
данные для треугольной эпюры и сопоставление их
с экспериментом показаны в таблице.
 Анализ полученных данных говорит об удовлетво¬
рительной сходимости экспериментальных и теорети¬
ческих результатов для кратковременных и для дли¬
тельных испытаний. Наибольшее расхождение в ве¬
личинах деформации ползучести наблюдается при
низких уровнях нагрузки, что, вероятно, связано с точ¬
ностью выделения доли упругих деформаций из об¬
щих. Так как результаты расчетов по треугольной и
прямоугольной эпюрам отличаются незначительно
(вследствие аналогии кривых), для предварительной
оценки деформаций можно использовать любую из
эпюр. Можно отметить, что максимальные пластичес¬
кие деформации расположились по прямой линии.
 Как показывают полученные результаты, предла¬
гаемый подход к определению неупругих деформа¬
ций бетона может быть применен к анализу дефор¬
маций бетона во времени.
 Библиографический список
 1. Таль К.Э., Чистяков Е.А. Исследование несущей способности
гибких железобетонных колонн, работающих по первому случаю
внецентренного сжатия // Расчет железобетонных конструкций. Тру¬
ды НИИЖБ. выпуск 23. - М.: Госстройиздат, 1963. - с.127-196.
 2. 	Житкевич Р.К. Исследование ползучести высокопрочного ке-
рамэитобетона/Длительные деформативные процессы в бетонных
и железобетонных конструкциях. Материалы конференции моло¬
дых специалистов. НИИЖБ. - М., Стройиздат, 1970. - С134-159
 30
 Бетон и железобетон. - 2012. - №3

Вышли в свет:
 Шилин А.А. Кирпичные и каменные конструкции.
Повреждения и ремонт: Учебное пособие для ВУЗов. -
М.: издательство "Горная книга", издательство Московско¬
го государственного горного университета, 2009. - 214с.:
ил. (Стройтехиздат)
 В книге изложены важнейшие принципы и методы диаг¬
ностики и оценки состояния каменных и кирпичных строи¬
тельных конструкций. Дан серьезный анализ особенностей
эксплуатации каменных и кирпичных зданий и сооружений.
 Рассмотрены современные технологии и материалы
для ремонта, реставрации, а также защиты от воздействий
окружающей среды и несоблюдения правильного эксплуа¬
тационного режима.
 Описаны и систематизированы различные типы и
виды повреждений и дефектов конструкций. Проанализи¬
рованы причины, их вызывающие.
 В книге обобщены результаты многолетнего изучения
отечественного и зарубежного опыта ремонта и реставра¬
ции кирпичных и каменных конструкций, включая более
чем двадцатилетний опыт автора, полученный им при
выполнении подобных работ на объектах различного наз¬
начения.
 В книге собран богатейший иллюстративный материал -
технологические схемы, рисунки, чертежи, а также боль¬
шое количество фотографий из разных городов и стран.
 Методы контроля качества материалов и строи¬
тельных конструкций. Лабораторный практикум /
 Шилин А.А., Кириленко А.М., Закоршменный А.И. и др. /
Под ред. проф., д.т.н. Шилина А.А. - М.: издательство "Гор¬
ная книга", издательство Московского государственного
горного университета, 2009. - 214с.: ил. (Стройтехиздат)
 В лабораторном практикуме описаны методы, осно¬
ванные на многолетнем опыте практических и научно-ис-
следовательских работ по контролю качества строитель¬
ных конструкций и материалов с учетом самых современ¬
ных разработок, используемых в мировой и отечественной
практике.
 Рассмотрены схемы применения методов неразру¬
шающего и разрушающего контроля для оценки состояния
строительных конструкций. Приведены примеры наиболее
типичных видов дефектов и повреждений конструкций и
сооружений.
 Описаны виды и типы самых современных приборов,
используемых для определения и оценки самых различных
параметров и характеристик конструкций и материалов.
 Даны практические, а также научно-теоретические
рекомендации для специалистов, занимающихся вопроса¬
ми диагностики и оценки состояния строительных кон¬
струкций.
 Книга рекомендована также как учебное пособие для
студентов и аспирантов соответствующих ВУЗов и спе¬
циальностей.
 Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
 Шилин А.А. Ремонт строительных конструкций с
помощью инъецирования: Учебное пособие для ВУЗов. -
М.: издательство "Горная книга", издательство Московского
государственного горного университета, 2009. - 170с.: ил.
(Стройтехиздат)
 В книге рассматриваются практически все аспекты
использования современных инъекционных технологий
при строительстве, ремонте, реставрации и усилении кон¬
струкций и сооружений различного назначения, а также
при укреплении грунтовых и породных массивов.
 Описаны технологии герметизации трещин и пористых
участков в кирпичных, каменных и железобетонных кон¬
струкциях; упрочнения кирпичных, каменных и трещинова¬
тых бетонных конструкций больших размеров; заполнения
пустот в конструкциях и за ними.
 Приведены варианты технических приемов и проект¬
ных решений, а также принципы расчета параметров
инъецирования.
 Описано большое число практических примеров при¬
менения новейших материалов для инъецирования, при¬
ведены технические характеристики.
 Рассмотрены способы нагнетания, виды используемо¬
го оборудования.
 Значительное внимание уделено такому важному фак¬
тору, как контроль производства инъекционных работ.
 Книга написана на основе изучения зарубежного и оте¬
чественного опыта, а также многолетних научных и практи¬
ческих работ автора в этой области.
 Книга оснащена богатым справочно-иллюстративным
материалом.
 По вопросу приобретения книг обращаться в ЗАО "Триада-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: infb@triadaholding.ru
 Редакционная коллегия: Ю.М. Баженов, В.М. Бондаренко, Ю.С. Волков,
В.В. Гранев, А.И. Звездов (главный редактор), Ю.П. Назаров,
 В.А. Рахманов, А.С. Семченков, А.Г. Тамразян, В.Р. Фаликман,
 Ю.Г. Хаютин, АЛ. Шлыков (зам. главного редактора)
 Подписано в печать 29.05.12. Формат 60x88 1/8. Печать офсетная. Бумага офсетная № 1
Усл.печл. 4,0. Тираж 940 экз. Заказ №
 Адрес для писем:
 111672, Москва, ул. Новокосинская, д. 14, корп. 2, кв. 172
 E-mail :magbeton@rambler.m 	http://www.cstroy.ru/kindwork/izdat/beton
 Тел. (495) 703-9762
 Отпечатано в ООО “Фирма “ФИЛОМАТ”
109033, Москва, Волочаевская ул., д. 40


==================================================================
Весьбетон www.allbeton.ru
Проект Открытый доступ
Электронная Библиотека Строителя. Версия 4. Релиз 2013
Постоянное место хранения файла на сервере  http://www.allbeton.ru/mw/Файл:журнал - бетон и железобетон 2012 №03.djvu
редактор - Сергей Ружинский
~~~журнал - бетон и железобетон 2012 №03.djvu