МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ Белорусский национальный технический университет С т р о и т е л ь н ы й ф а к у л ь т е т С О В Р Е М Е Н Н Ы Е М Е Т О Д Ы Р А С Ч E Т О В И О Б С Л Е Д О В А Н И Й ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И КАМЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ Материалы 69-й студенческой научно-технической конференции 25 апреля 2013 года Минск БНТУ 2013 МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ РЕСПУБЛИКИ БЕЛАРУСЬ Белорусский национальный технический университет Строительный факультет СОВРЕМЕННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТОВ И ОБСЛЕДОВАНИЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И КАМЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ Материалы 69-й студенческой научно-технической конференции 25 апреля 2013 года Минск БНТУ 2014 УДК 666.94.015.7 ББК 33.33я43 С56 Редакционная коллегия: В. Ф. Зверев – канд. техн. наук, зав. кафедрой «Железобетонные и каменные конструкции»; А. А. Хотько – канд. техн. наук, доцент кафедры «Железобетонные и каменные конструкции»; С. Н. Делендик – ас. кафедры «Железобетонные и каменные конструкции»; С. М. Коледа – ас. кафедры «Железобетонные и каменные конструкции» Рецензенты: Т. М. Пецольд – д-р техн. наук, профессор кафедры «Железобетонные и каменные конструкции»; Н. А. Рак – канд. техн. наук, профессор кафедры «Железобетонные и каменные конструкции»; А. Н. Жабинский – канд. техн. наук, зав. кафедрой «Металлические и деревянные конструкции» Сборник содержит материалы 69-й студенческой научно-технической конференции «Современные методы расчетов и обследований железобетонных и каменных конструкций». В издании освещены материалы пленарного заседания, исследующие проблемы проектирования, конструирования и обследования железобетонных конструкций. Издание предназначено для научно-педагогических работников, студентов, магистров и аспирантов. ISBN 978-985-550-265-5 © Белорусский национальный технический университет, 2014 3 СОДЕРЖАНИЕ Аббуд Сами, Юссеф Мохамад К вопросу о моделировании при исследовании конструкций .................................................................................. 6 Армянинов О.Д., Борисовец А.М. Различия в требованиях СНБ 5.03-01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009 по определению ползучести бетона ......................................................................... 9 Бурак И.А., Казимиров К.С. Особенности требований по обеспечению анкеровки арматуры по нормам РБ и стран Евросоюза ............................ 18 Васелюк П.С. Усталостная прочность материалов ..................................... 23 Врублевский П.С. Сравнение методов определения прогибов железобетонных балок переменного сечения ......................... 27 Гаранков Е.Б., Гончар О.В. Результаты обследования и оценки технического состояния несущих и ограждающих конструкций административного здания по ул. Смоленской, 33 в г. Минске в связи с реконструкцией ........................................................................ 32 Гусь О.В., Иванов А.Л., Соколовский А.И. Расчет колонн одноэтажного промышленного здания с использованием шагового метода последовательных нагружений и анализ влияния истории нагружения на несущую способность колонн .............................................. 37 Гутовец Р.В., Моджаро Е.Н. Характеристика и сравнительный анализ решетчатой и сплошностенчатой железобетонных балок ........................... 42 4 Девятень А.В., Шамко Е.В. Основные этапы развития и применения преднапряженных железобетонных конструкций в РБ ........................................... 49 Дудкина Н.Н. Контроль качества железобетонных изделий и конструкций ............................................................................. 55 Жихаревич А.В. Коррозия железобетона ......................................................... 61 Зикрацкий Н.В., Пташевский В.В., Старовойтов К.Г. Арматура используемая при проектировании железобетонных конструкций в Беларуси и странах Европы ............................. 68 Ильенков О.В. Особенности проектирования и расчета междуэтажного перекрытия с предварительно напряженной арматурой в построечных условиях ............................................................. 75 Козловский Е.А. Монолитное каркасное здание с использованием сборных железобетонных конструкций ................................... 80 Ладных И.А. Влияние технологии изготовления на свойства стеклопластиковой арматуры .................................................... 84 Лалов Д.В., Семижон А.С. Основные положения расчета железобетонных элементов на действие поперечных сил по СНБ 5.03-01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009 ............................................................ 88 Лученок Т.П., Шилов А.А. Анализ и особенности требований по назначению номинальной толщины защитного слоя бетона по нормативным документам СНБ 5.0.3.01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009. ........................................................... 95 5 Мадалинская Н.Г. Конструкции фундаментов под высотные здания ............ 103 Новик В.В., Сивец Е.О. Особенности моделирования отдельных элементов монолитного перекрытия в расчётном комплексе «Лира» ... 106 Петрусевич В.А., Расанец М.А. Прогрессивные виды бетонов нового поколения ............. 113 Русин А.А. Дренаж в промышленном и гражданском строительстве, как функция комплексной защиты подземных сооружений от увлажнения и подтопления ................................................. 118 Сабук И.В. Анализ эффективности применения трубобетонных колонн квадратного сечения ................................................................. 122 Сидоренко А.Д. Адаптация проектных решений крупнопанельных жилых домов в условиях применения технологического оборудования зарубежных производителей. ......................... 128 Специан В.С. Вторичное использование бетона ....................................... 136 Титов А.Л. Прогрессирующее обрушение ............................................ 142 Хоціна М.Ул. Асаблівасці рэканструкцыі з рэстаўрацыяй палаца-паркавага ансамбля XVIII стагоддзя .......................... 148 Щербак Е.В. Моделирование сцепления с бетоном стеклопластиковой арматуры .................................................................................... 158 6 УДК 624.012 К вопросу о моделировании при исследовании конструкций Аббуд Сами, Юссеф Мохамад (Научный руководитель – Босовец Ф.П.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Наряду с совершенствованием существующих методов расчета и исследования конструкций весьма актуальным является разработка и дальнейшее развитие метода моделирования, который имеет огромные возможности широкого применения во всех областях науки и техники. Особенно он эффективен при проектировании но- вых, сложных, уникальных и ответственных сооружений и кон- струкций. В ряде случаев метод моделирования позволяет упро- стить или полностью исключить трудоемкие и дорогостоящие натурные испытания и снизить стоимость исследований в 5–10 раз. Вопросами моделирования широко занимаются как в нашей стране, так и в странах ближнего и дальнего зарубежья. Моделиро- вание бывает физическое, математическое и вероятностное, осо- бенно в процессах исследования трещинообразования и разрушения элементов. Известно, что наиболее целесообразно производить моделирова- ние в следующих случаях: 1. При разработке и уточнении методов расчета на прочность и устойчивость сжатых и изгибаемых элементов. 2. При проверке правильности результатов статического расчета. 3. При замене аналитического расчета экспериментальным ис- следованием для ускорения полученных результатов. 4. При невозможности произвести аналитический расчет слож- ных конструкций. 5. При изысканиях, связанных с выбором наиболее рационально- го конструктивного решения. Модели бывают косвенные и прямые. Косвенные модели ис- пользуются для определения линий и поверхностей влияния в кон- струкциях, работающих в упругой стадии, когда деформация прямо пропорциональна нагрузкам. Для изготовления косвенных моделей каркасных и поверхностных конструкций широко используются 7 пластмассы. Эти модели обеспечивают получение общих расчетных реактивных сил или моментов в сечении, но не позволяют устано- вить их распределение и деформирование. Прямые модели при линейном упругом режиме дают возмож- ность сразу получить окончательный результат и могут быть ис- пользованы при исследовании конструкций с нелинейным режимом работы. Если потребуется произвести испытания на модели какой- нибудь единичной конструкции, то: 1. Необходимо построить и нагрузить модель в соответствии с определенными правилами (расчетной схемой). 2. Необходимо результаты, полученные при испытаниях модели, преобразовать так, чтобы предсказать поведение самой конструк- ции или прототипа, т.е. установить маcштабные коэффициенты. Между моделью и прототипом должны существовать законы по- добия: 1. Относительные деформации в модели и прототипе должны быть равны εm = εp 2. Коэффициент Пуассона материалов модели и прототипа должны быть равны νm = νp 3. Модель и прототип должны обладать геометрическим подоби- ем. Коэффициент масштаба длины SL должен быть одинаков во всех направлениях Lm SL = Lp 4. Модель и прототип должны обладать одинаковым коэффици- ентом линейного расширения. 5. Допускается некоторое различие в материалах модели и про- тотипа, но тогда должно соблюдаться условие: σm/Em = σp/Ep или σm/σp = Em /Ep В этом случае следует определять коэффициент масштаба напряжения Sf:σm = Sf σp, где m – индекс модели, p – прототип (натурный элемент). При проектировании опытных образцы должен быть соблюден закон подобия, что касается зерен песка и цемента – это очень трудно осуществить практически. Как показали исследования, 8 осуществленные в нашей стране и за рубежом, при моделях не слишком малых (порядка 1:5) масштабный фактор практически не влияет [1]. Опыты показывают, что прямые модели дают качественную кар- тину работы конструкций, но в количественном отношении резуль- таты работы модели и натурного элемента могут существенно от- личаться. ЛИТЕРАТУРА 1. Питлюг Д.А. Моделирование при расчете зданий и сооружений – «Строительство и архитектура», Ленинград, 1963, №8 2. Зайцев Ю.В. Моделирование деформаций и прочности бетона методами механики разрушения – Москва, Стройиздат, 1982. 3. Прис Б.В., Дэвис Д.Д. Моделирование железобетонных кон- струкций – Минск, 1974 (перевод с английского). 9 УДК 624.012 Различия в требованиях СНБ 5.03-01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009 по определению ползучести бетона Армянинов О.Д., Борисовец А.М. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В ходе сравнительного анализа двух нормативных документов СНБ 5.03-01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009 были выявлены опреде- ленные отличия в методике определения ползучести бетона. Методика определения коэффициента ползучести бетона (t,t0) по ТКП EN 1992-1-1-2009 При проведении испытаний на образцах, отличных от базовых предельные значения ползучести следует умножать на коэффициент К2, приведенный в таблице 1. Таблица 1. – Переходные коэффициенты при определении пол- зучести Размер ребра поперечного сечения образца, см Переходные коэффициенты при определении ползучести К2 7 0,83 10 0,90 15 1,0 20 1,10 Коэффициенты, указанные в таблице, применимы для тяжелых и мелкозернистых бетонов, а также бетонов на пористых заполните- лях, приготовленных на цементных вяжущих. Значения переходных коэффициентов для ячеистых и силикат- ных бетонов должны быть установлены экспериментально. Основные формулы для определения коэффициента ползучести по ТКП EN 1992-1-1-2009: (1) Коэффициент ползучести (t,t0) может быть определен по формуле: 0 0 0, ,ct t t t 10 0 – условный коэффициент ползучести, который может быть определен следующим образом: 0 0RH cmf t RH – коэффициент, учитывающий влияние относительной влажности воздуха на условный коэффициент ползучести: 3 0 1 1001 0 1RH RH , h для fcm 35 МПа 1 23 0 1 1001 0,1RH RH h для fcm > 35 МПа RH – относительная влажность воздуха окружающей среды, %; (fcm)–коэффициент, учитывающий влияние предела прочности при сжатии бетона на условный коэффициент ползучести: 16,8 cm cm f f fcm – средняя прочность при сжатии бетона, МПа, в возрасте 28 сут; (t0) – коэффициент, учитывающий влияние возраста бетона при начале нагружения на условный коэффициент ползучести: 0 0 20 0 1 0 1 , t , t h0 – условный приведенный размер элемента, мм: 0 2 cAh u Ac – общая площадь поперечного сечения бетона; u – периметр элемента, контактирующий с атмосферой; c(t,t0) – коэффициент, описывающий развитие ползучести после приложения нагрузки, который рассчитан по следующей формуле: 0 3 0 0 0 , , c H t t t t t t Здесь t – возраст бетона на рассматриваемый момент, сут; t0 – возраст бетона в момент приложения нагрузки, сут; t – t0 – неот- корректированная продолжительность нагружения, сут; Н – коэф- 11 фициент, учитывающий относительную влажность воздуха (RH, %) и условный размер элемента (h0, мм). Он может быть определен следующим образом: 18 01,5 1 0 012 250 1500H , RH h для fcm 35 МПа 18 0 3 31,5 1 0 012 250 1500H , RH h для fcm>35 МПа 1/2/3 – коэффициенты для учета влияния прочности бетона: 0 7 0 2 0 5 1 2 3 35 35 35; ; , , , cm cm cmf f f (2) Влияние вида цемента (см. 3.1.2 (6)) на коэффициент ползу- чести бетона может быть учтено посредством модифицирования возраста при начале нагружения t0, в соответствии со следующим выражением: 0 0, 1 2 0 9 1 0,5 2T ,,T t t t t0,Т – откорректированный с учетом температуры возраст бетона при начале нагружения, сут, откорректированный также согласно формуле приведенной ниже: – показатель степени, который зависит от вида цемента: = –1 — для цемента класса S; = 0 — для цемента класса N; = 1 — для цемента класса R. (3) Влияние повышенных или пониженных температур в диапа- зоне от 0 С до 80 С на степень зрелости бетона может быть учтена посредством корректировки возраста бетона в соответствии со сле- дующей формулой: 4000 273 13 65 1 ,i n / T t , T i i t e t где tТ – откорректированный с учетом температуры возраст бетона, который заменяет t в соответствующих формулах; T( ti) – темпера- тура, С, в течение периода времени ti; ti – количество суток, ко- гда температура Т преобладает. 12 Средний коэффициент вариации определенного указанным выше методом коэффициента ползучести, определенный по компьютер- ной базе данных результатов лабораторных исследований, находит- ся в пределах 20%. Значения (t,t0), определенные по приведенным выше формулам, должны быть связаны с касательным модулем Ес. Если менее точная оценка является удовлетворительной, значе- ния, приведенные на рисунке 3.1 из 3.1.4 Еврокода, могут быть применены для определения ползучести бетона в возрасте 70 лет. Методика определения коэффециента ползучести бетона Ф по СНБ 5.03-01-02 Предельные значения коэффициента ползучести бетона Ф(∞, t0), полученные по графикам, применимы для расчетных ситуаций, ко- гда уровень сжимающих напряжений в бетоне при первом загруже- нии в момент времени t0 не превышает 0,45fcm(t0). Если сжимающие напряжения в момент времени t0 превышают 0,45fcm(t0), следует выполнять модификацию значений коэффициента ползучести Ф(∞, t0), полученных по графикам с учетом нелинейной ползучести по формуле где Ф(∞, t0) – предельное значение модифицированного (нелиней- ного) коэффициента нелинейной ползучести; σс – сжимающие напряжения в бетоне в момент времени t0; fcm(t0) – средняя проч- ность бетона на сжатие в возрасте t0, определяемая согласно п.6.1.2.8. Согласно п.6.1.4.3 и п. 6.1.4.4 предельные значения коэффициен- та ползучести бетона Ф(∞, t0), полученные по графикам, приведен- ным на рисунке 1, применимы при расчетах конструкций в услови- ях сезонных колебаний температуры от минус 25 до 40°С и относи- тельной влажности RH от 20 до 100%. Предельные значения коэффициента ползучести бетона Ф(∞, t0), полученные по графикам, применимы для бетонов классов по проч- ности на сжатие не более С55/67 из смесей, имеющих марки по удо- 13 боукладываемости П2 и П3. Для бетонных смесей других марок по удобоукладываемости значения коэффициентов ползучести Ф(∞, t0), следует умножать на поправочные коэффициенты: при СЖ3, СЖ2, СЖ1, Ж4, Ж3, Ж2 — не более 0,70; при Ж1, П1, П2 — 0,80; при П3 — 1,00; при П4, П5, РК-1, РК-2 — 1,20; при РК-3, РК-4, РК-5, РК-6 — 1,30. Для бетонов классов по прочности на сжатие более С55/67 незави- симо от марки бетонной смеси по удобоукладываемости предель- ные значения коэффициентов ползучести Ф(∞, t0), полученные по графикам, приведенным на рисунке 1, следует умножать на попра- вочный коэффициент, равный 1,2. Согласно приложению Б последовательность определения коэф- фициента ползучести бетона следующая: Коэффициент ползучести бетона следует определять по формуле 0 0, ct t , где 0 – условный коэффициент ползучести, определяемый: 0 0RH cmf t , Здесь RH – коэффициент, учитывающий влияние относительной влажности окружающей среды и определяемый: 3 0 1 RH 1001 0,1RH h для fcm 35 МПа 1 23 0 1 RH 1001 0,1RH h для fcm>35 МПа RH – относительная влажность, %; (fcm) – коэффициент, учиты- вающий влияние прочности бетона на условный коэффициент пол- зучести: 16,8 cm cm f f fcm – средняя прочность бетона, МПа, в возрасте 28 сут; 14 (t0) – коэффициент, учитывающий влияние возраста t0 бетона к моменту нагружения: 0 0,20 0 1 0,1 t t h0 – приведенный размер элемента, мм, определяемый: 0 2 cAh u Ac – площадь поперечного сечения; u – открытый периметр се- чения, контактирующий с атмосферой; с – коэффициент, описы- вающий развитие ползучести во времени 0,3 0 0 с н t t t t t – возраст бетона к рассматриваемому моменту времени в про- ектной ситуации, сут; t0 – возраст бетона к моменту нагружения, сут; н – коэффициент, учитывающий влияние относительной влажности и приведенного размера сечения на развитие ползучести во времени, определяемый: при fcm 35 Мпа 18 01,5 1 0,012RH 250 1500н h при fcm>35Мпа 18 0 3 31,5 1 0,012RH 250 1500н h 1, 2, 3 – коэффициенты, учитывающие влияние прочности бе- тона и принимаемые равными: 0,7 0,2 0,5 1 2 3 35 35 35, , cm cm cmf f f Влияние вида цемента на величину коэффициента ползучести допускается учитывать путем модификации времени t0 в формуле (Б.5) по формуле: 0 0, 1,2 0, 9 1 0,5 2Т Т t t t , где t0,Т – возраст бетона к моменту нагружения, сут, модифициро- ванный с учетом влияния изменения температуры при t = t0; – коэффициент, учитывающий вид цемента: 15 = –1 — для нормальнотвердеющего портландцемента ПЦ 400-Д20 по ГОСТ 10178, шлакопортландцемента по ГОСТ 10178, ЦЕМ II класса по прочности на сжатие 32,5, ЦЕМ III по ГОСТ 31108; = 0 — для нормальнотвердеющего портландцемента ПЦ 500-Д20 по ГОСТ 10178, ЦЕМ II класса по прочности на сжатие 42,5 по ГОСТ 31108; = 1 — для быстротвердеющего портландцемента и ПЦ 550-Д0 по ГОСТ 10178, нормальнотвердеющего портландце- мента ПЦ 500-Д0 по ГОСТ 10178, ЦЕМ I класса по прочности на сжатие 42,5 по ГОСТ 31108. Влияние изменения температуры (в интервале от 0 до 80 С) на величину ползучести учитывается путем модификации времени tТ в расчетных формулах: 1 exp 4000 273 13,65 n Т i i i t T t t , где tТ – модифицированный возраст бетона, сут, с учетом влияния изменений температуры; T( ti) – температура, С, действующая на временном интервале ti; ti – временной интервал, сут, для которо- го принимают постоянное значение температуры T( ti). Вывод: Отличия в определении коэффициентов пластичности представлены на диаграмме ниже: 16 17 ЛИТЕРАТУРА 1. СНБ 5.03.01-02. «Бетонные и железобетонные конструкции».- Мн.:Стройтехнорм, 2003г. – 274 с. 2. ЕN 1992-1-1:2004 Еврокод 2: Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-1: Общие правила проектирования и пра- вила проектирования зданий». 18 УДК 624.012.04 Особенности требований по обеспечению анкеровки арматуры по нормам РБ и стран Евросоюза Бурак И.А., Казимиров К.С. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Цели работы – проанализировать требования по обеспечению анкеровки арматуры по нормативным документам СНБ 5.03.01-02. «Бетонные и железобетонные конструкции» и ТКП EN 1992-1- 1:2004+AC:2008, IDT. «Еврокод 2. Проектирование железобетон- ных конструкций». Предельное напряжение сцепления Еврокод (п. 8.4.2) Предельное напряжение сцепления должно быть достаточным для исключения разрушения от потери сцепления. Расчетное значение предельного напряжения сцепления fbd для стержней периодического профиля может быть рассчитано следу- ющим образом: 1 22,25 ,bd ctdf f fctd — расчетное значение предела прочности бетона при растя- жении. С учетом повышенной хрупкости высокопрочного бетона fctк, 0,05 должно быть ограничено до значений для С60/75, если не может быть проверено, что средняя прочность сцепления увеличивается выше указанного предела; 1 — коэффициент, учитывающий качество условий сцепления и положение стержней во время бетонирования; 1 = 1,0 — коэффициент, учитывающий качество условий сцеп- ления и положение стержней во время бетонирования; 1 = 0,7 — для всех других случаев, а также для конструктивных элементов, которые были изготовлены с применением слипформе- ров, если не может быть показано, что обеспечиваются хорошие условия сцепления; 2 — коэффициент, учитывающий диаметр стержня: 19 2 = 1,0 — для 32 мм; 2 = (132 – )/100 — для > 32 мм. СНБ (п. 11.2.33) fbd — предельное напряжение сцепления по контакту арматуры с бетоном, определяемое по формуле 1 2 3bd ctdf f , fctd — расчетное сопротивление бетона растяжению (при с = 1,5). Для бетонов, у которых fck более 55 Н/мм 2, при расчете по формуле (11.5) расчетное сопротивление fctd следует принимать как для бето- на с fck =55 Н/мм 2; 1 — коэффициент, учитывающий влияние условий сцепления и положение стержней при бетонировании; 1 =0,7, за исключением случаев, показанных на рисунке 1. Рисунок 1. Случаи, для которых в формуле (11.5) следует принимать 1 =1 2 — коэффициент, учитывающий влияние диаметра стержня: при 32 мм 2 = 1,0; при > 32 мм 2 = (132 - )/100; 3 — коэффициент, учитывающий профиль арматурного стерж- ня, равный: для гладких стержней – 1,5; для арматуры с вмятинами – 2; для стержней периодического профиля – 2,25. 20 Таким образом, различия заключаются в определение коэффици- ента 3 , в Европе предельное напряжение сцепления рассчитывает- ся сразу с учетом стержней периодического профиля, а соответ- ственно коэффициент 3 =2,25. Обусловлено это тем, что за период 1991-1997 основные европейские страны перешли на единый класс свариваемой арматуры периодического профиля для ненапряжен- ных железобетонных конструкций с пределом текучести σт = 500 МПа. Расчетная длина анкеровки Еврокод (п. 8.4.4) Расчетная длина анкеровки lbd равна: 1 2 3 4 5 , ,min,bd b rqd bl l l где 1, 2, 3, 4 и 5 — приведенные в таблице 8.2 коэффициен- ты: 1 — для учета влияния формы стержней при достаточном за- щитном слое; 2 — для учета влияния минимальной толщины защитного слоя бетона; 3 — для учета влияния усиления поперечной арматурой; 4 — для учета влияния одного или нескольких приваренных поперечных стержней ( t > 0,6 ) вдоль расчетной длины анкеров- ки lbd; 5 — для учета влияния поперечного давления плоскости раска- лывания вдоль расчетной длины анкеровки. Произведение 2 3 5 0,7; lb,rqd — следует из формулы 4 sd b,rqd bdf l lb,min — минимальная длина анкеровки, если не действует другое ограничение, принимается: — для анкеровки при растяжении lb,min ≥ max [ 0,3 lb, rgd ; 10Ø; 100 мм]; — для анкеровки при сжатии lb,min ≥ max [ 0,6 lb, rgd ; 10Ø; 100 мм] 21 СНБ (п. 11.2.31-11.2.32) Продольные стержни растянутой и сжатой арматуры должны быть заведены за нормальное к продольной оси элемента сечение, в котором они используются с полным расчетным сопротивлением на длину не менее lbd. При этом расчетную длину анкеровки ненапрягаемых стержней lbd следует рассчитывать по формуле l l l,1 2 3 4 , , s req bd b b min s prov A A , где As, req — площадь продольной арматуры, требуемая по расче- ту; As, prov — принятая площадь продольной арматуры; 1, 2, 3, 4 — коэффициенты, определяемые по таблице 11.6; lb — базовая длина анкеровки, определяемая по формуле l 4 yd b bd f f (11.4) или таблице 11.8; lb, min — минимальная длина анкеровки, принимаемая: — для растянутых стержней , 0,6 ; 15 ; 100ммb min bmaxl l ; — для сжатых стержней , 0,3 ; 15 ; 100ммb min bmaxl l ; Для стержней периодического профиля произведение 1 2 4 должно удовлетворять условию 1 2 4 0,7. В СНБ расчетная длина анкеровки рассчитывается с учетом от- ношения As, req — площади продольной арматуры, требуемая по рас- чету к As, prov — принятой площади продольной арматуры; т.к. As, prov > As, req, то lbd уменьшается, т.е. расчет по нормам СНБ полу- чается более экономичным. По европейским нормам в расчетах участвует на один коэффи- циент больше, который учитывает форму стержней (прямая, от- личная от прямой). Также коэффициент, учитывающий усиление поперечной арма- турой, не приваренной к главной арматуре, в отличие от СНБ имеет ограничения ≥ 0,7 1,0. В Еврокоде коэффициента, который бы 22 учитывал усиление поперечным давлением для сжатых стержней, нет, в свою очередь нормы Беларуси принимают его равным 1. Рисунок 2. Правила отгиба гладких арматурных стержней В СНБ имеется примечание для коэффициента, учитывающего влияние приваренной поперечной арматуры, которое отсутствует в европейских нормах: значения коэффициента α3 в общем случае принимают для стержней периодического профиля, имеющих не менее трех приваренных поперечных стержней на длине анкеровки. В противном случае α3 = 1,0. ЛИТЕРАТУРА 1. СНБ 5.03.01-02. «Бетонные и железобетонные конструкции».- Мн.:Стройтехнорм, 2003г. – 274 с. 2. ТКП EN 1992-1-1:2004+AC:2008, IDT. «Еврокод 2. Проектиро- вание железобетонных конструкций». – Мн.: Стройтехнорм, 2010 г. – 208 с. 23 УДК 624.012 Усталостная прочность материалов Васелюк П.С. (Научный руководитель – Босовец Ф.П.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Одной из самых непредсказуемых причин разрушения машин и инженерных конструкций является не статическое нагружение, а так называемая усталость материала от постепенно накапливающе- гося эффекта действия циклических динамических нагрузок. При многократной (миллионы раз) повторной нагрузке происхо- дит явление усталости металла и его разрушение при напряжениях, меньших, чем предел прочности и даже предел текучести. напряже- ние, при котором происходит такое разрушение металла называется вибрационной прочностью или усталостью. Вибрационная проч- ность неодинакова для различных марок сталей и зависит от харак- тера циклов, нагрузки и их количества. Вибрационная прочность зависит от числа циклов нагрузки и имеет гиперболический характер, асимптотически приближается к определенной величине напряжений, называемой пределом вынос- ливости или пределом усталости. σ, Кн/см2 Рисунок 1. Кривые вибрационной прочности стали 1 – низколегированной; 2 – углеродистой 24 На рисунке 1 показаны кривые вибрационной прочности стали. На выносливость проверяют не только металлоконструкции, но и железобетонные элементы. При длительном воздействии циклической нагрузки постепенно развиваются внутрикристаллические микротрещины. В дальнейшем эти микротрещины переходят на соседние кристаллы и образуют усталостные трещины. По А.А. Гриффитсу трещины, длина кото- рых меньше критической длины lg не опасны. Опасны трещины, длина которых больше критической длины, т.к. они интенсивно развиваются. Трещины докритической длины тоже растут, только очень мед- ленно. В частности, при циклических нагрузках ослабляется кри- сталлическая структура металла, и трещина постепенно увеличива- ется. Рано или поздно «усталостная трещина» достигает критиче- ской длины. Тогда скорость ее распространения резко возрастает и наступает усталостное разрушение. Поверхность излома - крупно- зернистая, кристаллическая. Первые представления об усталостных эффектах появились два столетия назад. Промышленная революция породила новую техни- ку, и было замечено, что движущиеся части машин выходят из строя при сравнительно малых нагрузках, совершенно безопасных для неподвижных конструкций. Тогда было выявлено, что внезапно ломаются валы, турбинные лопатки, штоки машин, железнодорож- ные рельсы и т.д. В середине XIX века немецкий исследователь- инженер А. Вёлер провел тщательное исследование этой проблемы и выяснил, что усталость материала наступает в результате много- кратных повторений нагрузок во времени (циклов). С увеличением числа циклов разрушающее напряжение сначала падает, а потом после миллиона циклов, выходит почти на некоторый постоянный уровень (рис. 1). В реальных конструкциях материал подвергается не только зна- копеременным нагрузкам типа растяжение-сжатие, а нагружается одновременно и переменным и статическим напряжением. Понятно, что в конструкциях, подвергающихся совместному действию стати- ческих и динамических нагрузок, опасность усталостного разруше- ния особенно велика. 25 Изучение характера поломок деталей машин показало, что важ- ную роль играет форма деталей, способы их обработки, способы соединения деталей. Каждое соединение создает дополнительную концентрацию напряжений. Если стержень ввинчивается в отвер- стие, то концентрация напряжений возникает именно у отверстия. Дополнительную концентрацию напряжений создают надрезы, от- верстия, швы и т.д. Опытные инженеры обычно предусматривают такую возможность и проводят тщательную дефектоскопию в ме- стах возможной концентрации напряжений с целью их устранения. Чем более плавным будет соединение, тем меньше концентрация напряжений, тем менее вероятны поломки. Но особенную опасность представляют трещины. Известны слу- чаи, когда паровые котлы, выдерживавшие при испытании большое статическое давление, взрывались после нескольких часов эксплуа- тации в динамическом режиме. При расследовании выяснилось, что сварные швы котла имели дефекты, и нескольких циклов нагруже- ния при небольших нагрузках было достаточно для усталостного разрушения. Развитию усталостных трещин может способствовать не только периодическая вибрация двигателей, но и случайные колебания ат- мосферных и акустических потоков. Дело в том, что для возникно- вения усталости важна не периодичность, а общее число циклов, поэтому различные по спектру случайные колебания представляют не меньшую потенциальную опасность, чем периодические воздей- ствия. Одна из основных причин аварий, обусловленных усталостными трещинами, заключается в трудности их обнаружения. Поэтому сейчас вводятся новые акустические средства диагностики и дефек- тоскопии. Конечно, в конце концов, все конструкции со временем выходят из строя или разрушаются сами. Задача инженера – продлить срок службы машины. Если же авария может повлечь за собой гибель людей, то надо позаботиться еще и о «живучести» конструкции. На воздушных или морских судах конструктор обычно дублирует или усиливает те узлы, которые подвержены разрушению. Тем не ме- нее, в тех конструкциях, где возможно усталостное разрушение, дефектоскопия должна быть особенно тщательной. 26 Особенно опасной для элементов металлических конструкций является работа, когда циклические напряжения растяжения-сжатия превышают предел текучести. В этом случае разрушение может произойти при числе циклов в 10-100 раз меньшем. Такое разруше- ние металла носит название малоцикловой усталостью или мало- цикловой прочностью. Разрушение конструкций от усталости носит всегда хрупкий ха- рактер. ЛИТЕРАТУРА 1. Металлические конструкции. А.А. Васильев - М., Стройиздат, 1976. 2. Вибрация – друг или враг? Н.В. Фролов - М., Наука, 1984. 3. Динамический расчет железобетонных конструкций. Н.Н. По- пов, Б.С. Расторгуев. - М., Стройиздат, 1974. 27 УДК 624.012 Сравнение методов определения прогибов железобетонных балок переменного сечения Врублевский П.С. (Научный руководитель – Щербак С.Б.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В своем развитии конструкции из железобетона имеют тенден- цию к уменьшению объемов материалов необходимых для их изго- товления. В этом контексте балки переменного сечения решают проблему уменьшения массы несущих конструкций. В балке, рабо- тающей на изгиб, наиболее напряженной зоной будет нижняя часть сечения, требующая обеспечения необходимого армирования. Сле- довательно, при проектировании зданий с большими величинами пролета необходима установка продольных стержней арматуры. Балки переменного сечения позволяют лучше использовать не- сущую способность элемента по всей их длине. Они дают эконо- мию материалов в сравнении с балками постоянного профиля, зна- чительная часть которых работает при напряжениях, значительно меньших допускаемых. В технологическом отношении изготовле- ние балок переменного профиля несколько сложнее. Вопрос выбора конструкций решается с экономических позиций, а иногда и с уче- том общей компоновки и эстетики. Принцип определения прогиба железобетонного элемента Расчет железобетонных элементов по прогибам производят из условия a ≤ alim, где a – прогиб железобетонного элемента от действия внешней нагрузки; alim – значение предельно допустимого прогиба железобе- тонного элемента. Прогибы железобетонных конструкций определяют по общим правилам строительной механики в зависимости от изгибных, сдви- говых и осевых деформационных характеристик железобетонных 28 элементов в сечениях по его длине (кривизны, углов сдвига, отно- сительных продольных деформаций). В тех случаях, когда прогибы железобетонных элементов, в ос- новном, зависят от изгибных деформаций, значение прогибов опре- деляют по кривизне элемента. Прогиб железобетонных элементов, обусловленный деформаци- ей изгиба, определяют по формуле: dxkMa x l x 0 , где Mx – изгибающий в сечении x от действия единичной силы, приложенной в сечении, для которого определяется прогиб, в направлении этого прогиба; kx – полная кривизна элемента в сечении от внешней нагруз- ки, при которой определяется прогиб. Порядок определения кривизны и радиус кривизны изогнутой оси железобетонной балки в её центре при кратковременном дей- ствии нагрузки. Проверим сечение балки на образование трещин нормальных к продольной оси элемента. Расчёт по образованию трещин выполняется исходя из условно упругой модели сечения по упрощённой методике в соответствии с п. 9.8.1.4 СНБ 5.03.01-02. Проверка по образованию трещин производится по условию: crSd MM , cctmcr WfM , где Wc – упругий момент сопротивления бетонного сечения при образовании трещин нормальных к продольной оси элемента; fctm – прочность бетона на осевое растяжение, установленная для проек- тирования конструкций. Кривизна оси балки определяется по следующей формуле: B M k Sd Однако, в случае образования трещин в растянутой зоне балки, её жестокость B(x) определяется по формуле: 29 I II 2 21 II, 11 I I M M IE B Sd cr effc , где II – упругий момент инерции бетонного сечения без трещин; III – упругий момент инерции бетонного сечения с трещинами в растянутой зоне; Ec, eff – эффективный модуль упругости бетона; cmeffc EE , – при кратковременном действии нагрузки. В расчёте железобетонное сечение считается бетонным при при- ведении арматуры к бетону, а именно: Площадь приведённого сечения: sEc AAA , где A – площадь приведённого бетонного сечения; Ac – площадь сечения бетона; As – площадь рабочей арматуры; αE – коэффициент приведения. Статический момент приведённого сечения: sEc SSS , где S – статический момент приведённого бетонного сечения; Sc – статический момент сечения бетона; Ss – статический момент рабочей арматуры; αE – коэффициент приведения. Момент инерции приведённого сечения рассчитывается по упрощённым формулам приведённым ниже. Определение момент инерции сечения балки без трещин при кратковременном действии нагрузки: hkx xII ; I I 1 5,0 I I   E E x h d h x k , effc s E E E , , 30 hb As I , 2 I 2 II I 125,0121 xEx k h d kk  , 12 3 II hb kI . Определение момент инерции сечения балки с трещинами в рас- тянутой зоне при кратковременном действии нагрузки: IIIIII 22IIII  EEEx d x k , db As II , 2 II 3 IIII 1124 II xEx kkk  , 12 3 IIII db kI . В случае отсутствия образования трещин принимается III II . В соответствии СНБ 5.03.01-02, для железобетонных элементов прямоугольного, таврового и двутаврового сечений с арматурой, сосредоточенной у верхней и нижней граней, и усилиями, действу- ющими в плоскости симметрии сечения, допускается определять прогиб при изгибе a по следующей формуле: B lM aa effSd k 2 , где SdM вычисляется в сечении, расположенном посередине балки, а B вычисляется в сечении, расположенном на расстоянии effl37.0 от торца балки. Результаты расчета По результатам расчета в программном комплексе Mathcad Prime построен наглядный график, демонстрирующих принцип изменения изгибающего момента, поперечной силы, жесткости, прогиба, про- 31 гиба по СНБ 5.03.01-02 и момента инерции сечения в каждой точке запроектированной трапециевидной железобетонной балки пере- менного сечения (для пролета 12 м). Таким образом, можно наблюдать, что прогиб, вычисленный по СНБ 5.03.01-02 в ряде случаев превышает значение прогиба, вычис- ленного в общем виде. ЛИТЕРАТУРА 1. Железобетонные и каменные конструкции / В.Н, Бондаренко [и др.]. – М.: Высшая школа, 2002. – 876 с. 2. Бетонные и железобетонные конструкции: СНБ 5.03.01-02. – Минстройархитектуры РБ, Минск 2003. – 140 с. 32 УДК 624.012 Результаты обследования и оценки технического состояния несущих и ограждающих конструкций административного здания по ул. Смоленской, 33 в г. Минске в связи с реконструкцией Гаранков Е.Б., Гончар О.В. (Научный руководитель – Коледа С.М.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В данной работе изложены материалы обследования несущих и ограждающих конструкций административного здания по ул. Смо- ленской, 33 в г. Минске. Цель работ – проведение натурного обсле- дования несущих и ограждающих конструкций здания, оценка их технического состояния и разработка рекомендаций по устранению выявленных дефектов в связи с предполагаемой реконструкцией здания под административно-торговый центр. Обследование строительных конструкций осуществлялось в со- ответствии с требованиями ТКП 45-1.04-208-2010 «Здания и со- оружения. Техническое состояние и обслуживание строительных конструкций и инженерных систем и оценка их пригодности к экс- плуатации» и ТКП 45-1.04-37-2008 «Обследование строительных конструкций зданий и сооружений. Порядок проведения». Обследуемое здание было введено в эксплуатацию в 1956 г. В 1998 г. В связи с образованием трещин в несущих балках покрытия здания был выполнен комплекс усилений конструкций. В 2003 г. Был выполнен ремонт кровли с дополнительным утеплением и за- меной рулонного ковра, в 2010 г. Выполнен ремонт рулонного ков- ра. Здание выполнено в одном блоке, двухэтажным, без подвала, размерами в плане 72,7×20 м. Высота этажа – 3,8 м. Конструктивная схема здания представляет собой неполный кар- кас с несущими наружными продольными и поперечными кирпич- ными стенами. На первом этаже колонны выполнены из железобе- тона, на втором стойки устроены каменными. Пространственная жесткость здания обеспечена совместной работой конструкций кар- каса, плоских дисков перекрытий и наружных кирпичных стен. 33 Несущей конструкцией перекрытия над первым этажом является плоская монолитная железобетонная плита, устроенная по капите- лям колонн. Конструкция покрытия состоит из системы несущих железобетонных балок (главных), установленных на кирпичные стойки. На главные балки и наружные несущие стены опираются второстепенные балки, по которым уложены плоские плиты покры- тия. Наружные стены, несущие столбы второго этажа и перегородки внутри здания выполнены кладкой из керамического рядового кир- пича. Кровля здания – плоская совмещенная, с неорганизованным наружным водостоком. Покрытие кровли – рулонное, из наплавля- емых материалов. В результате отдельных нарушений при производстве строи- тельно-монтажных работ, длительной эксплуатации здания появи- лись различного рода повреждения и дефекты конструкций, влия- ющие на их несущую способность и долговечность; в отдельных элементах здания образовались дефекты, которые требуют немед- ленного устранения. В результате обследования было выявлено, что конструкции фундаментов здания, исходя из анализа по шурфам, находятся в удовлетворительном техническом состоянии (ӀӀ категория). Фунда- менты выполнены: под наружные стены ленточными бутобетонны- ми с шириной подошвы 740…880 мм, глубина заложения фунда- ментов относительно дневной поверхности грунта составляет – 1530…1850 мм; под внутренние стены ленточными бутобетонными с шириной подошвы 1220 мм, глубина заложения фундаментов от- носительно отметки пола первого этажа составляет 2410 мм; под внутренние несущие колонны фундаменты устроены столбчатыми из бутобетона с размерами подошвы в плане 1800×1900 мм, глубина заложения фундаментов составляет -3.140 м. Расчетное сопротив- ление колеблется от 391 до 885 кПа, что больше давления под по- дошвой с учетом дополнительной нагрузки от проектируемой кры- ши. Физический износ конструкций фундаментов – 20%. Несущая монолитная плита перекрытия над первым этажом зда- ния находится в ограниченно-работоспособном состоянии (ӀӀӀ кате- 34 гория технического состояния): на отдельных участках бетон плиты имеет пористую структуру и тещины раскрытием до 1,0 мм. Физи- ческий износ конструкций плиты перекрытия – 35%. В неудовлетворительном техническом состоянии (ӀV категория) находятся несущие конструкции покрытия здания (главные и вто- ростепенные балки, плиты), в конструкциях которых выявлены сле- дующие дефекты: силовые трещины раскрытием до 0,6…0,8 мм; прогибы плит покрытия достигают 30 мм, а второстепенных и глав- ных балок – 40 мм, недостаточная несущая способность конструк- ций на действие существующих нагрузок. Данные дефекты обу- словлены перегруженностью железобетонных конструкций суще- ствующим составом покрытия. Физический износ конструкций со- ставляет 65%. Прочность наружных кирпичных стен здания и внутренних столбов в уровне второго этажа при действующих нагрузках обес- печена. Техническое состояние наружных кирпичных стен удовле- творительное (ӀӀ технического состояния): имеются трещины по кладке раскрытием до 0,4…1,0 мм, увлажнение и промерзание стен. Сопротивление теплопередаче наружных стен здания составило RT=0,74 м 2оС/Вт, что ниже нормативных значений для условий ре- конструкции. Физический износ конструкций – 35%. Техническое состояние кирпичных перегородок на первом этаже здания неудовлетворительное: выявлены многочисленные наклон- ные и горизонтальные трещины раскрытием до 8 мм, которые обу- словлены наличием в основании рыхлых насыпных грунтов (пески средней крупности, крупные) с коэффициентом уплотнения Купл ≤ 0,92 мощностью около 2 м. Техническое состояние покрытия крыши является неудовлетво- рительным. Сопротивление теплопередаче совмещенного покрытия составило Rпок =1,34 м 2оС/Вт, что ниже сопротивления теплопереда- че для условий реконструкции. Влажность цементно-песчаной стяжки составила, в среднем, W=8,4% по массе, что значительно превышает расчетное массовое отношение WА=2% по ТКП 45-2.04-43-2006 для условий эксплуатации «А», а также мак- симально допустимую W=5% по СНБ 5.08.01-2000 «Кровли. Техни- ческие требования и правила приемки». 35 Для восстановления эксплуатационных качеств здания и устра- нения выявленных дефектов рекомендуется выполнить следующие ремонтно-строительные работы и мероприятия: 1. Трещины в кирпичной кладке наружных и внутренних стен рекомендуется заделать инъецированием полимерцементного рас- твора; 2. Увлажнение и сырость по внутренней поверхности наружных стен обусловлена их низкими теплотехническими характеристика- ми. Необходимо выполнить дополнительную теплоизоляцию наружных стен здания, доведя их величину сопротивления теплопе- редаче до требуемых по ТНПА; 3. Выполнить усиление фундаментов перегородок с трещинами методом передачи нагрузки от конструкций перегородки на буро- набивные сваи. Либо произвести демонтаж перегородок, их фунда- ментов и выбрать грунт основания до отметки -1.500. После этого пролить грунт водой, уплотнить с помощью ручной вибротрамбов- ки. Далее отсыпать по 0,3 м песком средней крупности с послойным уплотнением до коэффициента уплотнения Купл ≥ 0,94…0,95. Вы- полнить фундамент и конструкции перегородки согласно разрабо- танного проекта. 4. Выполнить ремонт монолитной плиты перекрытия над первым этажом в следующей последовательности: – простучать нижнюю поверхность плиты, определяя зоны с нарушенной структурой бе- тона (преимущественно эти зоны расположены на расстоянии 200...250 мм от трещин по плите); – удалить штукатурку по нижней поверхности плиты на дефектных участках. Обработать поверх- ность бетона плиты металлическими щетками, продуть участки сжатым воздухом; – оголенную арматуру плиты обработать преоб- разователями ржавчины согласно требованиям ТКП 45-5.09-33- 2006; – к арматуре плиты прикрепить вязальной проволокой арма- турные сетки из арматуры диаметром 4...5 мм S500 с ячейкой не более 50×50 мм и выполнить торкретирование нижней поверхности плиты бетоном класса по прочности не ниже С20/25 толщиной слоя 15...20 мм; – по истечении 3...4 суток после торкретирования де- фектных участков плиты выполнить инъецирование цементно- полимерного раствора в бетон плиты с неплотной поризованной структурой; – все работы на захватках выполнять при отсутствии 36 полезной нагрузки на плиту перекрытия. Загружение плиты выпол- нять не ранее чем через 13... 14 суток после выполнения ремонтных работ. 5. Выполнить комплекс усилений второстепенных и главных ба- лок покрытия здания. Усиление главных балок рекомендуется вы- полнять подведением несущих стальных профилей, второстепенных – подведением стальных профилей либо устройством железобетон- ной «рубашки» с добавлением рабочей арматуры в нижней зоне ба- лок. Усиление выполнять только после демонтажа существующего покрытия кровли и до устройства нового покрытия (т.е. без нагруз- ки на покрытие). 6. Незначительные сколы бетона, оголение арматуры, каверны, усушенные трещины по нижней поверхности плит перекрытия и покрытия требуется заделать: 1) очистить участки плит от отделоч- ных слоев; 2) удалить продукты деструкции бетона плит, обрабо- тать арматуру преобразователями ржавчины; 3) заделать дефекты цементно-песчаным раствором марки не ниже М200. 7. При устройстве скатной крыши демонтировать существую- щую конструкцию покрытия кровли и после усиления несущих конструкций покрытия выполнить новую эффективными материа- лами доведя сопротивление теплопередаче до требуемого по ТНПА, при этом нагрузка от конструкций кровли не должна превышать несущую способность чердачного перекрытия. При демонтаже су- ществующего покрытия кровли категорически воспрещается при- менение инструментов с динамическим воздействием на конструк- ции покрытия. ЛИТЕРАТУРА 1. Нагрузки и воздействия: СНиП 2.01.07-85. – Госстрой СССР. – М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986. – 36 с. (с изм. №1 РБ). 2. Бетонные и железобетонные конструкции: СНБ 5.03.01-02. – Минстройархитектуры РБ, Минск 2003. – 140 с. 3. Обследование строительных конструкций зданий и сооружений. Порядок проведения: ТКП 45-1.04-37-2008. – Минстройархитек- туры РБ, Минск 2009. – 45 с. 37 УДК 624.012.45 Расчет колонн одноэтажного промышленного здания с использованием шагового метода последовательных нагружений и анализ влияния истории нагружения на несущую способность колонн Гусь О.В, Иванов А.Л, Соколовский А.И. (Научный руководитель – Коршун Е.Л.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь За основу, при расчете, были взяты колонны одноэтажного про- мышленного здания, рассчитанные во втором курсовом проекте. Выполнялся расчет данных колонн методом последовательных нагружений с учетом влияния продольных деформаций стержней, а также сжимающих (растягивающих) продольных сил на коэффици- енты жесткости конечных элементов [1]. При этом стержневая кон- струкция разбивается на конечное число прямолинейных элемен- тов, с жесткими либо шарнирными узлами. Внешняя нагрузка при- водится к узловой, и разбивается на конечное число достаточно ма- лых, одинаковых порций или шагов. Напряженно-деформированное состояние системы, при этом, рассчитывается с накоплением, т.е. на каждом шаге нагружения определяются добавочные усилия и пере- мещения от дополнительной порции нагрузки и суммируются с по- лученными на предыдущем шаге нагружения. Такое многоступен- чатое нагружение позволяет отобразить нелинейный характер рабо- ты стержневой системы при сравнительно больших перемещениях. Таким образом, расчет ведется на каждом шаге на одно прира- щение нагрузки ,0);( 111 iii PZNXR (1) где i — номер шага; R(Xi-1,Ni-1) – матрица жесткости, построенная с учетом геомет- рии и продольных сил, зафиксированных на предыдущем шаге нагружения; Xi-1,Ni-1 – координаты узлов системы и продольные силы на предыдущем шаге нагружения; 38 ∆Zi,∆Pi – вектора приращения перемещений и вектор прираще- ния нагрузок на очередном шаге нагружения. После решения системы (1) вычисляются приращения усилий ∆Мi, ∆Qi, ∆Ni а затем полные усилия: iii iii iii NNN QQQ MMM 1 1 1 , (2) и полные координаты iii ZXX 1 . (3) Для железобетонных конструкций жесткость отдельных сечений в конечно-элементной модели определяется как тангенс угла накло- на касательной в точке с координатами (М, ϰ), где М и ϰ – соответ- ственно момент, действующий в сечении и кривизна на диаграмме деформирования сечения. Диаграмма деформирования строиться на каждом шаге нагружения в зависимости от уровня продольных сил. Кривизна определяется с использованием усовершенствованного метода “характерных точек”, разработанного для общего случая (произвольная форма сечения, смешанное армирование и т.п.) [2], что позволяет учесть физическую нелинейность системы. На примере сплошных колонн одноэтажных промышленных зданий рассматривалось влияние различной истории нагружения на их несущую способность. Нагружение производили в трех режи- мах: 1-ый режим – рассматривали одновременное нагружение ко- лонн постоянной вертикальной нагрузкой от собственного веса по- крытия, веса стеновых панелей, плюс временная снеговая нагрузка, плюс горизонтальная временная ветровая нагрузка, плюс верти- кальная и горизонтальная временная нагрузка от кранового обору- дования вплоть до разрушения; 2-ой режим – поочередное нагруже- ние, на первом этапе постоянной вертикальной нагрузкой от соб- ственного веса покрытия, на втором этапе временной снеговой нагрузкой и на третьем этапе сначала горизонтальная ветровая нагрузка и затем крановая до разрушения системы; и 3-ий режим - нагружение на первом этапе постоянной вертикальной нагрузкой от собственного веса покрытия, на втором этапе горизонтальной вет- 39 ровой нагрузкой и крановой, и на третьем этапе прикладывалась снеговая нагрузка вплоть до разрушения. Анализировались несущая способность колонн при различной последовательности нагружений и величины прогибов различных сечений колонн по длине. Ниже приведены графики зависимости прогибов наиболее напряженного сечения колонны (находящегося в средней трети) в зависимости от порядка приложения нагрузок и от внутреннего изгибающего момента в этом сечении. Полученные данные расчетов свидетельствуют, что история нагружения оказывает влияние на параметры напряженно– деформированного состояния стоек на характерных этапах загру- жения. В частности выявлено, что, чем раньше прикладываются продольные нагрузки, тем меньшие величины прогиба в предель- ном состоянии и больший изгибающий момент может воспринять сечение. Несущая способность колонн при различной истории нагружения также отличалась, но незначительно, в пределах 10…15%. 40 Рисунок 1. Графики зависимости прогибов и изгибающих моментов, действующих в среднем сечении стойки от последовательности приложения нагрузок 41 ЛИТЕРАТУРА 1. Сидорович Е.М. Принципы расчета физически и геометрически нелинейных железобетонных стержневых систем /Е.М. Сидорович, В.Г. Казачек, Крючков А.А., Чистяков Е.А. // Сб. Вопросы строительства и архитектуры.– Минск, 1986, №15 - с. 32-36. 2. Полная диаграмма деформирования сечений железобетонных элементов. / Казачек В.Г., Шер М.О., Быковский С.Г., Гриб С.В. // Сб. нау чн. трудов. Техника, технология, организация и эконо- мика строительства. – Мн.: Вышейшая школа, 1988. – Вып. 14. – с. 14 -22. 42 УДК 624.012 Характеристика и сранительный анализ решетчатой и сплошностенчатой железобетонных балок Гутовец Р.В., Моджаро Е.Н. (Научный руководитель – Даниленко И.В.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Наиболее важными задачами, поставленными перед капиталь- ным строительством, в настоящее время являются экономное рас- ходование материалов (металла, бетона и др.) и снижение себесто- имости с одновременным повышением качества строительства. Данные задачи для железобетонных конструкций решаются путем более рационального сочетания бетона и стали. Из всего вышесказанного следует актуальность цели работы: сравнение решетчатой и сплошностенчатой железобетонных балок и выявление наиболее оптимального конструктивного решения, учитывая работу конструкций под нагрузкой, расход бетона и арма- туры, себестоимость и другие параметры. Практический метод расчёта решётчатой балки Балка представляет собой стержневую статически неопредели- мую систему с жесткими узлами (рамы) и с жесткими дисками в опорных участках. Такая схема достаточно точно отражает работу балок в начальный период – до приложения нормативных (эксплуа- тационных) нагрузок, т.е. до тех пор, пока в нижнем поясе трещины малы или вообще отсутствуют. По мере роста нагрузки трещины в нижнем поясе растут в высо- ту и ширину и, в конце концов, рассекают сечения нижнего пояса по всей высоте, т.е. полностью выключают бетон из работы. Одно- временно с развитием трещин происходит перераспределение мест- ных (узловых) моментов с нижнего пояса на верхний. Анализ результатов многочисленных экспериментов привел к выводу о том, что на стадии разрушения пояса решетчатых балок работают так же, как и нормальные сечения сплошных балок. Таким образом, нормальные сечения решетчатых балок можно рассчитывать как нормальные сечения сплошных балок, ослаблен- 43 ных отверстиями, т.е. с полным основанием пользоваться обычной методикой СНБ 5.03.01-02 «Бетонные и железобетонные конструк- ции». Определение нагрузок Нагрузки, действующие на балку, представлены в виде постоян- ных и переменных. Постоянная нагрузка 35,805кН/мq опреде- ляется весом ковра покрытия и системы покрытия. Ковер покрытия включает в себя кровлю, теплоизоляционный слой, а система по- крытия состоит из железобетонных плит покрытия и непосред- ственно стропильной балки. Переменная нагрузка 14,19кН/мg включает в себя вес снегового покрова. При расчете балки по предельным состояниям первой группы составляем следующие сочетания нагрузок: – первое основное сочетание: 1 35 805 0 7 14 19 45 738,Бp , , , , кН/м – второе основное сочетание: 1 0 85 35 805 14 19 44 624,Бp , , , , кН/м Для дальнейших расчетов балки принимаем наиболее неблаго- приятное сочетание 1 45 738,Бp , кН/м . 260 40 2 18000 2 150 17700 2 2eff l L мм Определение усилий в сечении балки. Расстояние от торца балки до опасного сечения – 6680 мм, сле- довательно, расстояние от левой крайней опоры до опасного сече- ния составляет 6550 мм. Предварительный подбор напрягаемой арматуры. 44 Рисунок 1. Геометрические размеры балки 240ммb 300ммfh 420ммfh Определим высоту балки в рассматриваемом сечении: 0,13 6,55 0,13 0,89 0,89 1,45м 12 12 x h 150ммc 1450 150 1300ммd h c Вычислим изгибающий момент, действующий в рассматривае- мом сечении: 0,5 0,5 45,738 6,55 17,7 6,55 1670кНм sd d effM p x l x Назначение величины предварительного напряжения в напряга- емой арматуре: 0,max ;p pkp k f 0,max 0,3 ;pkp f Для канатной арматуры 0,8pk При механическом способе натяжения арматуры 0,max 0,05p 0,max 0,8 1400 1066,67МПа 1 0,05 1,05 p pkk f Следовательно, принимаем 0,max 1050МПа 45 Ориентировочно зададим суммарную величину потерь предва- рительного напряжения. 0( ) (0,3...0,35)tP t P Тогда установившиеся напряжения в напрягаемой арматуре со- ставят: , 0,max(0,65...0,7)pm t , 0,max0,7 0,7 1050 735МПаpm t lim ,lim , ; 1 1 1,1 s sc u , 500МПа;sc u 0,08 0,85 0,008 20 0,69c cdk f ,lim , ,400 1120 400 735 785МПа s pd pm t pm tf , 0pm t , так как принята арматура класса S1400. lim 0,69 0,435 1 785 0,69 1 1 1 1 500 1,1 500 1,1 Вычислим значение коэффициента sn , который учитывает упругопластическую работу высокопрочной арматуры lim 1 2 1sn где 1,15 для арматуры S1400. В решетчатых балках необходимо следить за тем, чтобы нейтральная ось не выходила из пределов верхнего пояса (не захо- дила в пределы отверстий), следовательно: 185 0,1497 1236 fh d 0,323 1,15 1,15 1 2 1 1,077 1,15 0,435sn 46 Принимаем 1,077sn . Расчет площади напрягаемой арматуры Определяем положение нейтральной оси: 6 420 1,0 20 240 420 1300 2 2 2197,44 10 Нмм f cd f f h f b h d Поскольку 2197,44кНм 1484кНмsdM сечение рассчитываем как прямоугольное с шириной 240ммb . 6 2 2 1670 10 0,206 1,0 20 240 1300 Sd m cd M f b d Относительная высота сжатой зоны 1 1 2 1 1 2 0,206 0,233m Вычислим требуемую площадь напрягаемой арматуры 6 2 1 0,5 1670 10 1205мм 1,077 1120 1300 1 0,5 0,233 Sd p sn pd M А f d Принимаем 9 канатов, тогда общая площадь напрягаемой арма- туры 29 141,6 1274,4ммpA Площадь поперечного сечения одно- го каната 15 класса S1400 по ГОСТ 13840 составляет 141,6 мм2. Анализ Двускатные решетчатые балки нашли широкое применение в конструкциях одноэтажных промышленных зданий, общественных зданий, а также одноэтажных подсобных помещениях. Они исполь- зуются в качестве несущих элементов покрытия, т.е. являются стропильными конструкциями кровли. Балка состоит из верхнего и нижнего пояса, и стоек, т.е. конструкция решетчатой балки. сродни ферме. нижний пояс является предварительно напряженным, что исключает появление чрезмерных прогибов. Сплошные балки имеют, как правило, двутавровое сечение. 47 Между сплошностенчатыми и решетчатыми балочными кон- струкциями существует коренная разница в отношении распределе- ния внутренних напряжений, возникающих под действием нагруз- ки. Сплошностенчатые балочные системы работают на изгиб, т.е. в поперечных сечениях возникают нормальные и касательные напря- жения, вызванные изгибающим моментом и поперечной силой. Главный недостаток изгибаемого бруса сравнительно с растяну- тым или сжатым (равномерно) заключается в том, что напряжения волокон в изгибаемом брусе распределяются весьма неравномерно по его поперечному сечению: нормальные напряжения равны нулю в нейтральном слое, а в крайних волокнах имеют максимальную величину. Касательные напряжения наоборот. В балочной конструкции со сплошной стенкой затрачивается много материала, который напряжен значительно ниже расчетного сопротивления. В решетчатых балочных системах элементы испытывают напря- жения двух видов: основные и дополнительные. Основные напря- жения возникают от сжатия или растяжения элемента продольной силой, и имеют для всего сечения одинаковую величину. Дополни- тельные напряжения возникают в результате изгиба элементов вследствие жесткости узлов, внецентренного действия продольной силы и местного изгиба элемента при внеузловой нагрузке. Напря- жения в сечениях решетчатых элементов имеют величину, близкую к расчетным сопротивлениям материала. Трудоемкость изготовления решетчатых конструкций выше, чем сплошностенчатых. ЛИТЕРАТУРА 1. СНБ 5.03.01-02. Бетонные и железобетонные конструкции. – Минстройархитектуры. – Мн.:Стройтехнорм, 2002 г. – 274 с. 2. Серия 1.462.1-3/80. Бетонные стропильные решетчатые балки для покрытий одноэтажных зданий. 3. Байков, В.Н. Железобетонные конструкции. Общий курс / В.Н. Байков, Э.Е. Сигалов. – М.:Стройиздат, 1991. – 768 с. 48 4. Дрозд Я.И. Предварительно напряженные железобетонные кон- струкции / Г.П. Пастушков. – Минск: Вышэйшая школа, 1984. – 208с. 5. Голышев, А.Б. Железобетонные конструкции: в 2т. / А.Б. Голы- шев. Киев: Логос, 2001-2003. – Т. 1: Сопротивление железобето- на. 2001. – 420 с. 49 УДК 624.012 Основные этапы развития и применения преднапряженных железобетонных конструкций в РБ Девятень А.В., Шамко Е.В. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Актуальность настоящей работы обусловлена большим интере- сом к возможности применения преднапряженных железобетонных конструкций в строительной индустрии Республики Беларусь. Целью работы является изучение темы с точки зрения новейших отечественных и зарубежных исследований по сходной проблема- тике. В рамках достижения поставленной цели были поставлены сле- дующие задачи: 1. Изучить теоретические аспекты изготовления преднапряжен- ных железобетонных конструкций, использования предварительно напряженных арматурных элементов, преднапрягаемых в построеч- ных условиях. 2. Отметить актуальность проблемы в современных условиях. 3. Обозначить тенденции развития тематики. Источниками информации для написания работы послужили ба- зовая учебная литература, результаты практических исследований видных отечественных и зарубежных авторов, статьи и обзоры в специализированных и периодических изданиях, посвященных те- матике, прочие актуальные источники информации. Создание и внедрение в практику строительства предварительно напряженных конструкций явилось вторым рождением железобето- на на качественно более высоком уровне. Предварительное напря- жение позволило повысить трещиностойкость, жесткость и значи- тельно уменьшить собственный вес конструкций, сделав их не только конкурентоспособными с металлическими конструкциями, но и более экономичными при изготовлении и эксплуатации. Интенсивное развитие монолитного строительства поставило на повестку дня вопросы, связанные с ускорением темпов строитель- ства, уменьшением расхода материалов, удешевлением строитель- 50 но-монтажных работ. Многие из недостатков монолитного строи- тельства представляется возможным устранить за счёт применения прогрессивных строительных технологий и современных конструк- тивных схем возведения зданий, предполагающих использование предварительно напряженных арматурных элементов, преднапряга- емых в построечных условиях. В Республике Беларусь метод предварительного напряжения бе- тона применялся лишь при изготовлении сборных конструкций на заводах ЖБИ. Сегодня ситуация меняется коренным образом. В заводских условиях можно относительно просто и с высоким качеством изготавливать предварительно напряженные конструк- ции различного назначения. А они, при прочих равных условиях, требуют в 2-3 раза меньше арматурной стали в сравнении с обыч- ными, не преднапряженными, конструкциями. И еще один немало- важный момент – сборный железобетон массового изготовления дешевле металлических конструкций. Заслуживает внимание сборно-монолитный каркас системы АРКОС, конструкция которого разработана белорусским Институ- том БелНИИС и реализована в типовой серии зданий Б1.020.1-7. Сборно-монолитный каркас имеет плоские диски перекрытий, образованные традиционными многопустотными плитами толщи- ной 22 см и монолитными железобетонными ригелями, скрытыми в их плоскостях. Сборные плиты по концам оперты на монолитные железобетонные ригели посредством бетонных шпонок, размещен- ных в открытых по торцам полостях плит и выполненных заодно с несущим ригелем. Здания системы АРКОС получили достаточно широкое приме- нение в Беларуси и Российской Федерации и успешно конкуриру- ют, например, со зданиями системы «КУБ» в различных модифика- циях, системы «Сорет» (Чебоксары, Казань) и др. По сравнению со всеми известными сборными и сборно-монолитными системами здания системы АРКОС предоставляют наибольшие возможности по архитектурным решениям, позволяют широко использовать как существующую местную базу стройиндустрии, так и новые изде- лия, получаемые по прогрессивным технологиям (плиты безопалу- бочного формования и др.). 51 Каркасы зданий системы АРКОС могут применяться при высоте зданий до 18 этажей и выше. Данная конструкция каркаса всецело проверена в результате многочисленных экспериментальных иссле- дований, проведенных, в том числе, в натурных условиях при стро- ительстве зданий. В связи с таким большим количеством положительных качеств и наличием богатого опыта зарубежных строителей родилась идея создания отечественной технологии выполнения монолитных об- легченных железобетонных конструкций перекрытий с предвари- тельным напряжением арматуры в построечных условиях. Предварительное напряжение в построечных условиях. Идея заключается в следующем — за основу было взято кессон- ное перекрытие с системой главных и второстепенных балок, рас- положенных с равным шагом в сетке колонн 6×6 м, одинаковых по высоте. Данное перекрытие обладает большей несущей способно- стью и жесткостью в сравнении с обычными монолитными пере- крытиями толщиной 200 мм. Трудность технологии при выполнении данного перекрытия за- ключается в трудоемкости выполнения опалубочных работ. Выхо- дом из ситуации служит решение использования для заполнения пустот между главными и второстепенными балками газосиликат- ных вкладышей. Шаг главных и второстепенных балок кессонного перекрытия привязывается к типоразмерам газосиликатного запол- нения. Детальная разработка технологии устройства облегченных моно- литных перекрытий с применением предварительного напряжения арматуры в построечных условиях, выполняемая на кафедре «Тех- нология строительного производства» и в научно- исследовательской лаборатории «Промышленное и гражданское строительство» Белорусского национального технического универ- ситета, позволяет снизить стоимость, расход арматуры и объем бе- тона, увеличить пролет перекрытия, его жесткость, устойчивость и сейсмостойкость При возведении зданий в Беларуси размер ячейки каркаса, как правило, не превышает размера 6×6 метров, а расход арматурной стали при этом достигает 25-30 кг/м². В странах Европы и Северной Америки уже давно возводятся многоэтажные каркасные здания с 52 большим размером ячейки, но в перекрытиях таких домов сделано предварительное напряжение. На практике применяются две системы предварительного напряжения в построечных условиях: со сцеплением с бетоном и без сцеплением с бетоном. Области применения: – мостостроение – продольное преднапряжение монолитных пролетных строений; – преднапряжение мостовых балок; – гражданское строительство – преднапряжение массивных кон- струкций перекрытий и балок (целесообразно при толщине от 500 мм), преднапряжение фундаментных плит; – промышленное строительство – преднапряжение силосных корпусов, резервуаров, фундаментов под оборудование. Как показывает практика, современные требования к архитек- турно-планировочным решениям торгово-развлекательных центров, паркингов, многофункциональных комплексов, а зачастую и жилых зданий, предусматривают необходимость реализации сетки колонн большого шага, и соответственно перекрытий и покрытий большого пролета, а также консолей большого вылета. Одним из эффектив- ных способов снижения габаритов, материалоемкости и стоимости, а также повышения эксплуатационных характеристик монолитных перекрытий зданий является использование в них предварительно напряженной канатной арматуры без сцепления с бетоном. Данная технология осваивается ведущими строительно- монтажными организациями республики, среди которых акционер- ные общества «Минскпромстрой», «Стройтрест № 1», «Строй- трест № 4» Так введен в эксплуатацию автовокзал "Центральный", при строительстве которого применена технология предварительно- го напряжения монолитных железобетонных конструкций француз- ской фирмы "Фресине". Работники Минскпромстроя прошли обу- чение и получили сертификат на право выполнения данного вида работы. Также будет сдан в эксплуатацию первый пусковой ком- плекс завода "Кристалл" в Колядичах, который по функционально- сти представляет собой логистический центр с производственными цехами. 53 Преднапряженные конструкции оказываются экономичными для зданий и сооружений с такими пролетами, нагрузками и условиями работы, при которых применение железобетонных конструкций без предварительного напряжения технически невозможно, или вызы- вает чрезмерно большой перерасход бетона и стали для обеспече- ния требуемой жесткости и несущей способности конструкций. Предварительное напряжение, увеличивающее жесткость и со- противление конструкций образованию трещин, повышает их вы- носливость при работе на воздействие многократно повторяющейся нагрузки. Правильно запроектированные преднапряженные кон- струкции и здания безопасны в эксплуатации и более надежны, осо- бенно в сейсмических зонах. Особое значение имеет расширение области применения предва- рительного напряжения. Например, его можно широко и эффектив- но использовать в гражданском и жилищном строительстве. Несу- щий каркас такого здания представляет собой стержневую систему, выполняемую в монолите или из отдельных элементов, с натяжени- ем арматуры непосредственно в процессе строительства. При сооружении зданий по предлагаемой технологии использу- ются новые приемы возведения преднапряженного каркаса. Кроме прочего, такие здания обладают высокой сейсмостойкостью, надежностью и долговечностью, а после исчерпания срока службы могут быть легко разобраны, чего не скажешь о зданиях со сварны- ми соединениями в каркасе. На базе этой технологии может быть сделан существенный шаг вперед в области высотного строительства, где основная проблема связана с тем, что верхние этажи чрезвычайно нагружают нижние. В предлагаемом варианте этажность здания может быть увеличена без повышения нагрузки на нижний этаж и основание. Существующий опыт показывает высокую эффективность при- менения предварительного напряжения в монолитных плитных фундаментах большой протяженности, в монолитных безбалочных перекрытиях, в опорных устройствах и постаментах под тяжелое оборудование, в несущих монолитных конструкциях подземных сооружений, в том числе многоэтажных. Широко используется данная технология и в конструкциях полов. Имеются интересные 54 примеры предварительного напряжения при реставрации памятни- ков старины. Имеет смысл большее внимание уделить разработке различных предсамонапряженных железобетонных конструкций, в которых комплексно используются механическое натяжение высокопрочной арматуры и преимущества напрягающего бетона. ЛИТЕРАТУРА 1. Кондратчик Н.И., Тур В.В., Кондратчик А.А. Железобетонные конструкции из напрягающего бетона с арматурой, преднапря- женной механическим способом//Перспективы развития новых технологий в строительстве и подбор инженерных кадров Рес- публики Беларусь: сб. науч. труд. — Брестский политехнический институт, 1997. 2. Латыш В. В., Леонович С. Н. технология предварительного напряжения монолитных железобетонных конструкций в по- строечных условиях// Учебное пособие для студентов специаль- ности 1 70 02 01 «Промышленное и гражданское строительство». Минск, 2006. 3. Лешкевич О.Н., Чубрик А.И. Современная практика возведения монолитных конструкций с преднапряжением в построечных условиях// Мастерская, №1 – 2 (34 – 35), 2007. 4. Потерщук В.А., Пецольд Т.М., Пастушков Г.П., Тур В.В. Кон- структивная система многоэтажного каркасного здания с плос- кими сборно-монолитными перекрытиями//Перспективы разви- тия новых технологий в строительстве и подбор инженерных кадров Республики Беларусь: сб. науч. труд. — Брестский поли- технический институт, 1997. 5. Семенов А.И. Предварительно напряженный железобетон с ви- той проволочной арматурой. — М.: Стройиздат, 1976. 6. Сахновский К.В. Железобетонные конструкции: Учеб. для ву- зов. – 8-е изд., пререраб. - М., Госстройиздат, 1961. 7. Материалы сайтов: http://www.stroi.ru/, 8. http://proxima.com.ua/ 9. http://savelaleksandr.narod.ru/ 10. http://www.nestor.minsk.by/ 11. http://www.windowsmedia.com/ 55 УДК 624.012 Контроль качества железобетонных изделий и конструкций Дудкина Н.Н. (Научный руководитель – Коледа С.М.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В современной техногенной обстановке значимость неразруша- ющего контроля трудно переоценить. Это касается всех отраслей промышленности и, в значительной мере, строительной индустрии, особенно в части обеспечения качества выпускаемой продукции, безопасности эксплуатации промышленных и гражданских объек- тов. Одной из основных задач неразрушающего контроля (далее – НК) является определение прочности и обнаружение дефектов в конструкциях из бетона и других материалов при технологическом контроле, обследовании зданий и сооружений. Сегодня неразрушающие методы контроля качества бетона и железобетона широко используются не только в России и Беларуси, но и в странах СНГ – везде, где ведется монолитное строительство. Востребованы эти методы и в странах Западной и Восточной Евро- пы, США, Канаде и т. д. Их развитию уделяется большое внимание – периодически проводятся международные конференции, посвя- щенные неразрушающему контролю. Например, в этом году такая конференция прошла в США, три года назад – в Германии. На За- паде такие приборы используются в основном при реконструкции сооружений. Согласно ГОСТ 22690-88 «Бетоны. Определение прочности ме- ханическими методами неразрушающего контроля» выделяют сле- дующие методы НК: – метод отрыва со скалыванием; – ультразвуковой метод; – метод ударного импульса; – метод упругого отскока; – метод пластической деформации. 56 Выделить какой-то один метод или сказать, что он лучше друго- го, нельзя. Все они обладают своими достоинствами, недостатками и ограничениями в применении. С учетом все обостряющейся конкуренции в современном мире недостаточно просто заявить о качестве производимой продукции, необходимо поддерживать его на заданном уровне, доказывая тем самым осознанно выбранную и последовательно реализуемую стра- тегию в области качества. Согласно четвертому изданию американ- ского национального стандарта ANSI PMBOK 2008 контроль каче- ства – процесс контроля и записи результатов выполнения действий по обеспечению качества для оценки исполнения и разработки ре- комендаций относительно необходимых изменений. Так в XIX веке контроль качества продукции был преимуще- ственно сплошным и заключался в проверке всей партии выпускае- мой продукции. Однако со временем данный подход к контролю качества продукции доказал свою неэффективность. И уже в первой четверти XX века в промышленности, дорогостоящий и трудоемкий сплошной контроль был заменен выборочным контролем качества, при котором проверке подлежит относительно небольшое количе- ство единиц продукции из проверяемой партии. Обеспечение до- стоверности такого контроля качества стало возможным благодаря применению методов математической статистики. В наступившем XXI веке статистический контроль качества получил более широкое применение и стал использоваться не только для оценки соответ- ствия продукции, но и производственных процессов. Статистический контроль качества продукции требует примене- ния определенных методов, основанных на достижениях теории вероятности и математической статистики. Статистические методы контроля в настоящее время применяются в промышленном произ- водстве, при планировании, проектировании, материально- техническом снабжении, маркетинге и на других стадиях жизнен- ного цикла продукции. Данная группа методов контроля качества обладают рядом преимуществ, к числу которых следует отнести возможность прогнозирования качества продукции и процессов и снижение трудоемкости контрольных операций путем проведения выборочного контроля. 57 Кроме того применение статистических методов контроля каче- ства позволяет своевременно принимать решения на всех уровнях управления за счет наглядного отображения динамики изменения качества продукции и настроенности процессов. В противовес опи- санным достоинствам данные методы контроля качества имеют один большой недостаток – сложность применения, необходимость использования специальных знаний, что затрудняет их широкое использование всеми участниками процесса. По этому поводу про- фессор из Японии Исикава сказал, что управление качеством «начинается с обучения персонала и заканчивается обучением пер- сонала». Это связано с тем, что статистическое мышление необхо- димо для каждого участника производственного процесса. Каждый сотрудник предприятия, используя статистические методы для ана- лиза и контроля процессов, способствует повышению качества и эффективности производства. Для решения возникшей проблемы японские ученые из всего множества статистических методов контроля отобрали семь «про- стых» методов: – контрольный листок; – контрольную карту; – диаграмму Парето; – диаграмму стратификации; – гистограмму; – диаграмму разброса; – диаграмму Исикавы (или «рыбий скелет»). Каждое предприятие вправе самостоятельно определить какой метод или группу методов использовать для анализа и контроля ка- чества выпускаемой продукции на каждой стадии жизненного цик- ла. Наиболее эффективные результаты контроля могут быть до- стигнуты только при правильном выборе и применении перечис- ленных выше методов. Применение статистических методов – весьма эффективный путь разработки новых технологий и контроля качества процессов. Многие передовые предприятия стремятся к их активному исполь- зованию и внедряют через производственное обучение. Предприятие самостоятельно, опираясь на определенный пере- чень факторов, определяет набор методов, которые будут использо- 58 ваться в процессе контроля качества выпускаемой продукции. Од- нако одним из важнейших критериев выбора является соотношение затрат (трудовых, материальных) с полученным результатом (эко- номия на предупреждении брака, на трудовых затратах), а также простота метода и технические возможности его применения. Надежность результатов НК во многом зависит от применяемой приборной базы, использования взаимодополняющих методов кон- троля, учета ряда сопутствующих факторов, а также от оснащенно- сти и квалификации специалистов, осуществляющих контроль. Например, при контроле железобетонных конструкций необходимо для оценки их несущей способности учитывать такие факторы, как возраст и влажность бетона, карбонизацию, состав бетона, наличие и расположение арматуры и т. д. Далее рассмотрим наиболее распространенные приборы при НК. Универсальный многоканальный регистратор ТЕРЕМ-4 разрабо- тан для регистрации и отображения во времени информации, по- ступающей от датчиков различного вида: датчиков перемещений и деформаций, напряжений, вибрации, температуры и теплового по- тока, влажности, давления и т.д. Прибор успешно применяется для мониторинга сложных технических объектов, зданий, мостов, со- оружений. Состоит из центрального блока и адаптеров, объединен- ных в единую сеть общей четырехпроводной линией связи. Каждый адаптер обслуживает от 2 до 32 датчиков любых видов, позволяя производить сбор необходимой информации с локальных участков объекта. Максимальная длина линий связи – 200 метров. Рисунок 1. Измерительный комплекс Терем – 4 ТЕРЕМ-4 выпускается в любых модификациях, позволяет фик- сировать во времени до 250 тысяч отсчетов с произвольно задавае- мым периодом регистрации. Прибор имеет минимальные массога- 59 баритные параметры, мобилен и прост в эксплуатации. Информация может просматриваться, как на дисплее, так и на мониторе компью- тера. Приоритетная область использования прибора ОНИКС-2.5 – сплошной оперативный контроль железобетонных изделий, кон- струкций и сооружений по прочности и однородности, связанный с получением больших массивов информации. Прибор также приме- ним при контроле ячеистых блоков, кирпича, штукатурки, изделий из композиционных материалов. Освоен выпуск нового многопараметрического измерителя прочности ОНИКС-2.6, позволяющего наиболее полно учитывать особенности контролируемых материалов, осуществлять многопа- раметрический анализ, выполнять функции дефектоскопа. Рисунок 2. Измеритель прочности строительных материалов “ОНИКС-2.6” Сближение уровней качества, достигнутых различными страна- ми мира, стало следствием многих причин. Одной из главных явля- ется творческий обмен передовым опытом работы по улучшению качества, интеграция всех подходов, методов и приборов, которые были разработаны на протяжении многих лет. Ограничение использования методов НК прочности бетона свя- зано с отсутствием квалифицированных специалистов и нежелани- ем руководства компаний выделять средства для приобретения приборов и обучения специалистов. ЛИТЕРАТУРА 1. ГОСТ 22690-88 «Бетоны. Определение прочности механически- ми методами неразрушающего контроля» М.: ИПК Издательство стандартов, 1997 г. 60 2. www.ptp.by/infovid.php?number=2&pageinfo=1 3. www.expertiza34.ru/nerazrushayushhie-metody-kontrolya- prochnosti-betona.html 4. http://www.klubok.net/reviews273.html 61 УДК 624.012.04 Коррозия железобетона Жихаревич А.В. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Во всем мире в настоящее время проблема коррозии железобе- тонных конструкций (рис. 1) приобретает особую актуальность. Неблагоприятное сочетание постоянных и переменных нагрузок с воздействием различных физико-химических процессов среды вызывает коррозию бетона и стальной арматуры, что может приве- сти к разрушению конструкций. Рисунок 1. Фрагмент коррозии железобетонной колонны Вредными реагентами для бетона являются: вода, чистая или со- держащая растворы солей и кислот, пары, влажные кислые газы, минеральные масла, раствор сахара, отходы по переработке мяса, продукты химических производств. Внешние нагрузки, вызывая образование трещин в бетоне железобетонных конструкций уско- ряют процесс коррозии бетона и арматуры. Одно из преимуществ бетона и железобетона – долговечность, т.е. срок, в течение которого они соответствуют своему назначению и могут безопасно эксплуатироваться. 62 Долговечность элементов зданий и сооружений зависит во мно- гом от степени агрессивности окружающей среды по отношению к материалам, из которых изготовлены конструкции, т.е. коррозион- ной стойкости этих материалов, проявляющейся в конкретных условиях эксплуатации. Развитие коррозии приводит к уменьшению размеров и площадей поперечных сечений элементов конструкций, к снижению их несущей способности и жесткости. Именно поэтому коррозия может являться причиной аварийного состояния ЖБК. Рисунок 2. Фрагмент железобетонной плиты перекрытия (отслаивание и разрушение защитного слоя) Железобетонные конструкции постоянно подвергаются воздей- ствию внешней среды, в результате которого возникает коррозия материала. По характеру воздействий различают химическую, элек- трохимическую и механическую коррозии. Поскольку железобетон является композиционным материалом, разрушение железобетонных конструкций может быть результатом коррозии как бетона, так и арматуры. В первом случае окружаю- щая среда агрессивна по отношению к бетону, а потому он разру- шается; при этом обнажается и разрушается арматура. Если же окружающая среда неагрессивна к бетону, но агрессивна к армату- ре, то, проникая через поры и трещины защитного слоя к арматуре, она вызывает коррозию. Различаются три вида физико-химической коррозии бетона: 63 Коррозия I вида. Коррозия этого вида вызывается фильтрацией сквозь толщу бетона мягкой воды, вымывающей его составные ча- сти, в частности гидрат окиси кальция Са(ОН)2 – гашеную известь процесс называется выщелачиванием извести и весьма опасен для бетона, поскольку известь является составляющей почти всех це- ментов. Внешним признаком коррозии I вида служит белый налет на по- верхности конструкции в месте выхода воды, что и послужило ос- нованием назвать данный вид коррозии «белой смертью» бетона Налет – это результат выпадения в осадок, растворенных в бетоне солей, в частности гидрата окиси кальция и карбоната кальция. По мере выщелачивания извести из бетона его механическая прочность снижается; при этом первоначальная потеря извести ска- зывается на прочности меньше, чем последующая. Выщелачивание первых 16% извести приводит к потере 20% прочности, а последу- ющих 14% – уже 50% прочности. Полное разрушение конструкций наступает при выщелачивании извести более 35-50%. Оценивая устойчивость бетонов к коррозии I вида, следует отме- тить, что главными факторами, противостоящими ей, являются плотность бетона и характеристика цемента (в частности, мини- мальное количество извести в нем). Рисунок 3. Коррозия железобетона в зоне переменного уровня морской воды 64 Коррозия бетона II вида связана с развитием обменных реакций между кислотами или солями окружающей среды с одной стороны, и составными частями цементного камня – с другой. Чем энергич- нее протекает реакция взаимодействия и, чем более растворимы новообразования, тем скорее и полнее разрушается бетон. Последовательность разрушения бетона при коррозии I вида, за- ключавшаяся в постепенном выщелачивании продуктов гидролиза цемента, иная при коррозии II вида, когда разрушение цементного камня идет в поверхностных слоях бетона (рис. 3), соприкасающих- ся с агрессивной средой, и процесс разрушения этих слоев может достичь полного развития при сохранении в прилегающих слоях бетона почти без изменения всех элементов цементного камня. Если новообразования, не обладающие вяжущими свойствами и достаточной плотностью, чтобы воспрепятствовать дальнейшему прониканию агрессивной среды, растворяются или смываются ме- ханически, то обнажаются, более глубокие слои бетона. Последние также разрушаются, и процесс коррозии протекает до полного раз- рушения всего бетона, однако скорость этого процесса может быть различной. Если новообразования нерастворимы или после удале- ния растворимых продуктов реакции остается достаточно прочный слой продуктов реакции, который в конкретных условиях контакта агрессивной среды и бетона, например в подземных сооружениях, не удаляется, а сохраняется на месте, свойства этого слоя опреде- ляют интенсивность разрушения бетона при коррозии II вида. К примеру, от действия кислот происходит разрушение бетон- ных и железобетонных сооружений. Большое разрушение бетонных и железобетонных элементов можно наблюдать на химических за- водах и в некоторых цехах других заводов, где из-за утечки кислот из аппаратуры, неисправности канализации и т.д. кислоты попада- ют на поверхность бетона сооружений. Разрушение надземных кон- струкций промышленных зданий от действия кислот обычно начи- нается с полов, особенно если последние выполнены из некаче- ственных и недостаточно стойких материалов. При попадании кис- лот на пол разрушается не только он сам, но и другие соприкасаю- щиеся с ним элементы зданий – стены, лестницы и т.д. Признаком коррозии бетона III вида является развитие процес- сов, в результате которых в порах и капиллярах бетона создается 65 давление, вызывающее образование напряжений в структурных элементах материала. Это связанно с увеличением объема твердой фазы. Соли либо образуются вследствие химических реакций взаи- модействия агрессивной среды с составными частями цементного камня, либо приносятся извне и выделяются из раствора вследствие постепенного испарения из него воды. Выделение твердой фазы и рост кристаллообразований могут вызвать на определенной ступени развития значительные растяги- вающие усилия в стенках пор и капилляров и разрушение структур- ных элементов бетона. При коррозии I и II вида разрушение цементного камня было связано с растворением составных частей и продуктов обменных реакций, при коррозии же III вида при накоплении солей в порах бетона на начальных стадиях он уплотняется. Если этот процесс развивается медленно, заполнение пор и пустот в бетоне кристал- лическими новообразованиями и связанное с ним уплотнение бето- на создает картину ложного благополучия. Прочность бетона при этом на какой-то период увеличивается и превышает таковую для бетона, не подвергавшегося действию агрессивной среды. Из-за этого иногда не удается распознать начальные формы развиваю- щейся коррозии III вида. Лишь после возникновения значительных растягивающих усилий в стенках пор и капилляров, вызванных продолжающимся ростом кристаллообразований, происходит раз- рушение структурных элементов цементного камня бетона и наблюдается быстрое снижение (сброс) прочности. К коррозии бе- тона II вида относят сульфатную коррозию, а также коррозию бето- на при кристаллизации солей в его порах. Однако на разрушение железобетонных конструкций и элементов может оказывать влияние не только коррозия бетона, но и арматуры. Защитный слой бетона затрудняет доступ к арматуре влаги кис- лорода, воздуха или кислотообразующих гадов, однако с увеличе- нием пористости бетона и разрушений в нем, происходящих под действие агрессивных сред, его защитные свойства резко снижают- ся. Коррозия арматуры (ржавление) происходит в результате хи- мического и электролитического воздействия окружающей среды; обычно она протекает одновременно с коррозией бетона, но может 66 протекать и независимо от нее. Для развития процесса коррозии стали необходимы следующие условия: контакт стали с электроли- том; наличие разности потенциалов (микроэлементов) на поверхно- сти; возможность беспрепятственного перехода ионов металла в раствор на аноде; доступ кислорода к катоду микроэлемента. Коррозия железобетона увеличивается в условиях влажной сре- ды, при которых стальная арматура корродирует быстрее. В обыч- ных условиях скорость коррозии арматуры составляет 0,1 мм в год, при неблагоприятных условиях до 1 мм. Объем прокорродировав- шего металла в 2…3 раза больше, чем до коррозии, поэтому по пе- риметру арматуры создается радиальное давление, вызывающее образование продольных трещин и откол защитного слоя бетона. Следует отметить, что коррозия бетона и железобетона может привести к потере несущей способности конструкций и её жестко- сти, вследствие уменьшения поперечных сечений элементов кон- струкций. Следует помнить, что в чистом виде коррозия всех типов встречается редко: при действии агрессивной водной среды на бе- тон в последнем обычно происходят процессы разрушения, вклю- чающие элементы всех трех видов коррозии бетона, правда, не в равной степени. Для того чтобы коррозия не стала причиной ава- рийного состояния ЖБК необходимо предусматривать определен- ные меры защиты. Мерами защиты от коррозии железобетонных конструкций, находящихся в условиях агрессивной среды, в зависимости от сте- пени агрессий являются: снижение фильтрующей способности бе- тона введением специальных добавок, повышение плотности бето- на, увеличение толщины защитного слоя бетона, а также примене- ние лакокрасочных или мастичных покрытий, оклеечной изоляции, замена портландцемента глиноземистым цементом, применение специального кислотостойкого бетона. ЛИТЕРАТУРА 1. Калинин В.М., Сокова С.Д. Оценка технического состояния зда- ний: Учебник. М.: 2006. – 268 с. 2. Москвин В.М., Алексеев С.Н., Иванов Ф.М., Гузеев Е.А. Корро- зия бетона и железобетона, методы их защиты. – М.:Стройиздат, 1980.– 536 с. 67 3. Мальцев, Т.А. Анализ дефектов и повреждений строительных конструкций: учебное пособие по курсу "Техническая эксплуа- тация строительных конструкций" для студ. спец. 2903 – Саратов СГТУ, 1996. – 96 с. 4. Байков, В.Н. Железобетонные конструкции: Общий курс: учеб- ник для вузов / В.Н. Байков, Э.Е. Сигалов. – 5-е изд. – М.:Стройиздат, 1971. – 767 с. 68 УДК 624.012 Арматура используемая при проектировании железобетонных конструкций в Беларуси и странах Европы Зикрацкий Н.В., Пташевский В.В., Старовойтов К.Г. (Научный руководитель – Шилов А.Е) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь До 2003 года в Республике Беларусь при проектировании желе- зобетонных конструкций пользовались документом СНиП 2.03.01. В 2003 году в РБ был издан свой собственный нормативный доку- мент СНБ 5.03.01-02, который был гармонизирован с европейскими нормативными документами EN 206-1 «Бетон. Часть 1: Техниче- ские условия, эксплуатационные характеристики, производство и критерии соответствия», ИСО 3898: 1997 «Основные положения проектирования конструкций. Условные обозначения. Основные символы», EN 1992-1 Еврокод 2: «Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1: Общие правила проектирования и правила проектирования зданий». В частности изменения коснулись клас- сификации арматуры. Было введено новое обозначение классов: буквой «S» и числом, соответствующему нормативному сопротивлению в МПа (S240, S500, S1000, S1200). В следующей таблице представлен переход от старых норм к новым. В таблицах 1 и 2 не указывается конкретный вид стержневой ар- матуры (горячекатаной, термомеханически упрочненной), при ее обозначении используется обозначение соответствующего класса горячекатаной арматуры (например, под классом A800 подразуме- вается арматура классов А800, Ат800, Ат800К, Ат800СК). При обозначении арматуры после указания диаметра и класса арматуры по СНБ 5.03.01 следует указывать обозначение арматуры по стандарту, регламентирующему качество арматуры, например, обозначение арматуры класса S400 диаметром 12мм – 12 S400 (A400 ГОСТ 5781). В случае, когда согласно стандарту выпускается несколько видов арматуры одинакового класса по прочности на растяжение, необходимо дополнительно указывать отличающие принятый вид арматуры признаки, например, обозначение проволо- 69 ки класса S1400 диаметром 5 мм гладкой – 5 S1400 гладкая ГОСТ 7348. Таблица 1. – Ненапрягаемая арматура Класс арма- туры по СНБ 5.03.01 Обозна- чение согласно измене- нию №4 СНиП 2.03.01 Обозна- чение согласно СНиП 2.03.01 Документ, регламенти- рующий ка- чество арма- туры, по СНБ 5.03.01 Документ, регламенти- рующий ка- чество арма- туры, соглас- но настоя- щему изме- нению Вид и про- филь армату- ры S240 A240 A-I ГОСТ 5781 СТБ 1704 Стержневая гладкая A400 A-III ГОСТ 5781 ГОСТ 5781 Стержневая периодиче- ского коль- цевого про- филя - ГОСТ 10884 ТУ РБ 04778771.001 ТУ РБ 190266671.001 СТБ1704 Стержневая периодиче- ского серпо- видного профиля S500 A500 - ГОСТ 10884 ТУ РБ 04778771.001 ТУ РБ 190266671.00 1 СТБ 1704 Стержневая периодиче- ского серпо- видного профиля - ТУ РБ 400074854.02 5 ТУ BY 400074854.02 6 - Стержневая периодиче- ского коль- цевого про- филя ТУ РБ 400074854.04 7 - Стержневая гладкая Bp-I Bp-I ГОСТ 6727 СТБ 1704 Проволочная с вмятинами B500 - СТБ 1341 СТБ 1341 Проволочная гладкая 70 Таблица 2. – Напрягаемая арматура Класс арма- туры по СНБ 5.03.01 Обозна- чение согласно измене- нию №4 СНиП 2.03.01 Обозна- чение согласно СНиП 2.03.01 Документ, регламенти- рующий каче- ство армату- ры, по СНБ 5.03.01 Документ, регламенти- рующий качество арматуры, согласно настоящему изменению Вид и про- филь армату- ры S540 A400в А-IIIв - СТБ 1701 Стержневая периодиче- ского кольце- вого профиля S80 А800 А-V ГОСТ 5781 ТУ РБ 400074854.025 ГОСТ 5781 Стержневая периодиче- ского кольце- вого профиля - - - ГОСТ 10884 ТУ РБ 400074854.001 ТУ РБ 400074854.037 СТБ 1706 Стержневая периодиче- ского серпо- видного профиля S1200 А1200 A-VII ГОСТ 10884 ТУ РБ 400074854.037 СТБ 1706 Стержневая периодиче- ского серпо- видного профиля - - - ТУ РБ 400074854.037 - Стержневая периодиче- ского коль- цевого про- филя S1400 - - - СТБ 1706 Проволочная гладкая Проволочная с вмятинами - 3, 4, 5 В-II 3, 4, 5 В-II ГОСТ 7348 ГОСТ 7348 Проволочная гладкая - 3, 4, 5 Вр-II 3, 4, 5 Вр-II - - Проволочная с вмятинами 71 Класс арма- туры по СНБ 5.03.01 Обозна- чение согласно измене- нию №4 СНиП 2.03.01 Обозна- чение согласно СНиП 2.03.01 Документ, регламенти- рующий каче- ство армату- ры, по СНБ 5.03.01 Документ, регламенти- рующий качество арматуры, согласно настоящему изменению Вид и про- филь армату- ры - К-7 K-7 ГОСТ 13840 ГОСТ 13480 Канаты - К-19 K-19 ТУ 14-4-22 ТУ 14-4-22 Канаты По способу производства арматура может быть горячекатаной, термомеханически упрочненной и холоднодеформированной. К ар- матуре, применяемой в железобетонных и предварительно напря- женных конструкциях, предъявляют много требований. Одно из них – это способность арматуры к наилучшему сцеплению с бето- ном, для чего поверхности арматуры придают соответствующие очертания и профиль (рифы). Например, ёлочкой, спиралью, клино- видные и т.д. На данный момент в Беларуси согласно СНБ 5.03.01-02 исполь- зуются следующие арматуры. Таблица 3. Характеристики ненапрягаемой арматуры Класс арма- туры Номи- наль- ный диа- метр Вид по- верхности k= f t k ÷ f yk Норматив- ное сопро- тивление Расчет- ное со- против- ление Расчетное сопротив- ление попе- речной арма- туры , S240 5,5-40 Гладкая 1,08 240 218 174 157* S400 6-40 Периодиче- ского про- филя 1,05 400 367 290 263* S500 4-5 Гладкая и периодиче- ского про- филя 1,05 500 417 333 300* 6-22 Периодиче- ского про- 1,05 500 435 348 313* 72 филя S500 25-40 Периодиче- ского про- филя 1,05 500 417 333 - * В сварных каркасах при диаметре поперечно арматуры 4–5 мм или менее 1/3 диаметра продольных стержней. Таблица 4. Характеристики ненапрягаемой арматуры Класс арма- туры Номи- нальный диаметр, мм Вид арматуры k = ftk /fpk Нормативное сопротивле- ние fpk (f0,2k), Н/мм2 Расчетное сопротив- ление fpd, Н/мм2 S540 16–36 Стержневая 1,0 540 430 S800 10–32 “ 1,1 800 640 S1200 10–32 “ 1,1 1200 960 S1400 3–5 Проволочная 1,1 1400 1120 S1400 9–15 Канатная 1,1 1400 1120 Хотя наши белорусские нормы и гармонизированы с европей- скими, они имеют значительные отличия в обозначении и разделе- нии на классы. Принятое условное обозначение класса арматуры в СНБ 5.03.01-02 является в достаточной степени информативным, так как в нем после буквенного обозначения (S) указана величина нормативного сопротивления арматуры, выраженная в МПа (напри- мер, S240, S400, S 500, S 540, S800, S1200, S1400). В отличие от норм РБ в Европе арматура также делится по видам продукта (стержни и стержни из бухт, сетки из проволоки), в свою очередь каждый из которых на три класса A, B, C в зависимости от пласти- ческих свойств (различные площадки текучести). В Еврокоде расчеты применимы только для арматур с пределом текучести fyk от 400 до 600 МПа. Также применяются жесткие тре- бования к способам сварки арматурных стержней, требования, по свариваемости которых должны соответствовать EN 10080. В обоих источниках приводится значение коэффициента k = (ft/ fу)k. Но каждый источник приводит точные значения этого параметра для каждого класса, когда в нормах EN прописаны ми- 73 нимальные значения, а фактические значения определяются от- дельно для каждого класса. Таблица 5. Значение коэффициента k = (ft/ fу)k в EN 1992-1-1-2009 Вид продукта Стержни и стержни из бухт Сетки из проволоки Требования или значение квантиля, % Класс А В С А В С — Минималь- ное значение k = (ft/ fу)k 1,05 1,08 1,15 <1,35 1,05 1,08 1,15 <1,35 10,0 Таблица 6. Значение коэффициента k = (ft/ fу)k в СНБ 5.03.01-02 Класс арматуры Номинальный диаметр Вид поверхности k = ftk /fyk S240 5,5–40 Гладкая 1,08 S400 6–40 Периодического профиля 1,05 S500 4–5 Гладкая и периодиче- ского профиля 1,05 6–22 Периодического профиля 1,05 Класс арматуры Номинальный диаметр Вид поверхности k = ftk /fyk S540 16–36 Стержневая 1,0 S800 10–32 “ 1,1 S1200 10–32 “ 1,1 S1400 3–5 Проволочная 1,1 S1400 9–15 Канатная 1,1 При сравнении двух норм можно увидеть, что в EN 1992-1-1-2009 к применяемой арматуре предъявляются более жёсткие требования, и количество видов арматур, применяемых при проектировании же- лезобетонных конструкций. 74 ЛИТЕРАТУРА 1. СНБ 5.03.01-02 «Бетонные и железобетонные конструкции». 2. ЕN 1992-1-1:2004 Еврокод 2: Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-1: Общие правила проектирования и пра- вила проектирования зданий». 3. ИСО 3898:1997 «Основные положения проектирования кон- струкций. Условные обозначения.Основные символы». 4. EN 206-1 «Бетон. Часть 1: Технические условия, эксплуатацион- ные характеристики, производство и критерии соответствия». 75 УДК 624.012 Особенности проектирования и расчета междуэтажного перекрытия с предварительно напряженной арматурой в построечных условиях Ильенков О.В. (Научный руководитель – Зверев В.Ф.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь На данный момент все больше и больше зданий и сооружений в нашей стране выполняются с использованием монолитного железо- бетона. В отличие от сборных конструкций монолитный железобе- тон обеспечивает большую гибкость в области архитектурно- планировочных решений. В отличие от монолитных конструкций сборный железобетон обладает одним существенным преимуще- ством – возможностью использования в нем предварительного напряжения, существенно повышающего жесткость и трещино- стойкость конструкций. В последнее время начинает подниматься интерес к технологии преднапряженного монолитного железобетона в построечных усло- виях в промышленном и гражданском строительстве. Виды систем предварительного напряжения Как правило, в гражданском строительстве применяется система предварительного напряжения с использованием канатной армату- ры. Существуют две принципиальные схемы систем преднапряже- ния: система предварительного напряжения со сцеплением напряга- емой арматуры с бетоном и система преднапряжения без сцепления напрягаемой арматуры с бетоном. Система предварительного напряжения без сцепления напрягаемой арматуры с бетоном Данная система подразумевает отсутствие сцепления напрягае- мой арматуры с бетоном в течение всего срока эксплуатации. Как правило, используются канаты диаметром от 12 до 15,7 мм, где каждый канат имеет индивидуальную пластиковую оболочку со смазкой. Данная схема каната получила название ״моностренд״. 76 Передача усилий на бетон осуществляется за счет установки на торцах каната анкерных устройств. За счет наличия смазочного со- става достигается минимальный коэффициент трения каната о стен- ки канала и соответственно минимальные потери преднапряжения от трения. Также за счет пластиковой оболочки и смазки напрягае- мая арматура надежно защищена от коррозии на протяжении всего срока эксплуатации конструкции. Система предварительного напряжения со сцеплением напрягаемой арматуры с бетоном Основным отличием системы преднапряжения со сцеплением напрягаемой арматуры с бетоном является то, что каналообразова- тель, выполняемый из трубы из гофрированной стали или пластика, после натяжения находящихся в нем канатов заполняется безуса- дочным цементным раствором, обеспечивающим в дальнейшем за- щиту канатов и передачу усилия с канатов на бетон конструкции по всей длине каната. Технология монтажа система предварительного напряжения со сцеплением с бетоном состоит из следующих технологических про- цессов: Монтаж каналообразователей и анкеров, герметизация стыков каналообразователей. «Набивка», или протяжка, напрягаемой арматуры в каналообра- зователи. Натяжение канатной арматуры после набора бетоном доста- точной передаточной прочности. Инъецирование каналообразователей. Таблица 1. – Преимущества и недостатки систем преднапряже- ния со сцеплением и без сцепления Параметр Система преднапряжения со сцеплением Система преднапряжения без сцепления 1. Потери на трение Коэффициент трения µ = 0,15-0,21 Коэффициент трения µ = 0,06 2. Область применения Массивные балки, фундаментные плиты Тонкие перекрытия, силовые полы по грунту, невысокие балки 3. Ограничения по производству работ Инъецирование при тем- пературе не менее +5°С Работы могут произво- диться при любой темпера- 77 Параметр Система преднапряжения со сцеплением Система преднапряжения без сцепления туре 4. Трещиностой- кость Площадь напрягаемой арматуры со сцеплением учитывается в расчете на трещиностойкость и рас- крытие трещин Площадь напрягаемой арматуры без сцепления не учитывается в расчете на трещиностойкость и рас- крытие трещин 5. Габариты Минимальный диаметр канала 50 мм Диаметр каната в оболочке всего 2 мм 6. Передача усилий Передача усилий на бетон осуществляется по всей длине каната, за счет сил сцепления Передача усилий на бетон происходит только по тор- цевым анкерам Раскладки напрягаемой арматуры в статически неопределимых конструкциях Как правило, в статически неопределимых конструкциях напря- гаемая арматура раскладывается в форме приближенной к эпюрам изгибающих моментов от равномерно распределенной нагрузки. Рисунок 1. Идеализированная модель арматурного каната (по модели Лина) Как правило, при расчетах фактическая раскладка в конструкции заменяется на идеализированную. Наиболее распространенная форма идеализированной раскладки подразумевает замену факти- ческой геометрии каната в последовательность направленных вверх 78 парабол и прямолинейных участков. Участок каната над колонной, где парабола направлена вниз, заменяется точечной сосредоточен- ной силой. Впервые подобная модель была предложена в середине 1950-х гг. американским ученым Т.И. Лином и получила название модель Лина. Данный подход позволяет чрезвычайно просто и с высокой точ- ностью моделировать преднапряжение в конструкции, загружая ее равномерно распределенными нагрузками и сосредоточенными си- лами. Данный метод также называют методом баланса нагрузки – load balancing method. Моделирование предварительного напряжения с помощью температурной нагрузки Преднапряженная арматура может быть смоделирована также напрямую при помощи стержневых элементов. Сечения стержне- вых элементов задаются соответствующими сечениям напрягаемой арматуры, подбирается соответствующий модуль упругости эле- мента. Предварительное напряжение моделируется путем приложе- ния к стержневым элементам температурной нагрузки: где - модуль упругости напрягаемой арматуры, – контролируемое натяжение напрягаемой арматуры, α – коэффици- ент линейного расширения арматурной стали. Достоинства применения технологии предварительного напря- жения железобетонных конструкций в построечных условиях Наиболее важные преимущества, предлагаемые системами пред- напряжения монолитного железобетона, могут быть кратко пере- числены следующим образом: – по сравнению с железобетоном, значительная экономия бетона и стали; – меньшие прогибы, в сравнении со стальными и железобетон- ными конструкциями; 79 – меньшая ширина раскрытия трещин и, следовательно, посто- янная защита стали от коррозии; – увеличение длины пролетов; – снижение толщины перекрытий; – сокращение нагрузок на фундамент; – уменьшение общего веса сооружений, что чрезвычайно важно для зон повышенной сейсмической активности. Рисунок 2. Достоинства применения технологии предварительного напряжения в построечных условиях ЛИТЕРАТУРА 1. Еврокод 2. Проектирование железобетонных конструкций. Часть 1-1. Общие правила и правила для зданий. Мн.: Стройтехнорм. – 206 с. 2. СНБ 5.03.01-02. Бетонные и железобетонные конструкции. – Минстройархитектуры. – Мн.: Стройтехнорм, 2002. – 274 с. 3. Портаев Д.В. Расчет и конструирование монолитных пред- напряженных конструкций гражданских зданий: Научное изда- ние. – М.: Издательство АСВ, 2011. – 248 с. 4. Ritz, P. Post-Tensioned Slabs/ Dr. P. Ritz. – VSL International LTD, 1985. 5. Stevenson, A. M. Post-Tensioned Concrete Floors in Multi-Storey Buildings/ A. M. Stevenson. – British Cement Association, 1994. 80 УДК 624.012 Монолитное каркасное здание с использованием сборных железобетонных конструкций Козловский Е.А. (Научный руководитель – Пецольд Т.М.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В процессе разработки дипломного проекта совместно с руково- дителем были выбраны следующие конструктивные решения: диски перекрытий, диафрагмы жесткости и фундаменты выполнить в мо- нолитном железобетоне, а колонны – в сборном. Пространственную жесткость каркаса обеспечить стволом жесткости и диафрагмами жесткости. Колонны были приняты круглого сечения. Стыки ко- лонны и фундамента приняты по серии 1.050. Узел сопряжения ко- лонны и монолитного диска перекрытия, а так же узел соединения колонн разрабатывались в процессе работы над дипломным проек- том. Такое конструктивное решение было принято, так как производ- ство работ по монтажу вертикальных монолитных конструкций один из самых трудоемких процессов на строительной площадки, к тому же занимающий «львиную долю» времени строительства объ- екта. А как известно «время – деньги». Применение же сборных ко- лонн должно значительно уменьшить сроки строительства. Это не должно повлиять на свободу архитектурных форм, чем так привле- кает монолитный каркас, потому что диск перекрытия остается мо- нолитным. Т.е. остается возможным создавать сложную сетку ко- лонн, здания необычной формы в плане. А следовательно, сборно- монолитные каркасы мы можем применять к разным типам зданий, от обычных жилых и общественных, до уникальных. Однако сбор- ные колонны имеют существенный недостаток – стык на ванной сварке, поэтому было принято решение заменить его стыком на болтовых соединениях. 81 Рисунок 1. Колонна К1 82 Рисунок 2. Конструкция разработанных стыков Узел стыка колонн на болтовых соединениях позволит избежать недостатков, которыми обладает стык на ванной сварке, а именно: 83 трудоемкость исполнения, сварочных напряжений, необходимость наличия квалифицированного сварщика на строительной площадке, а также наличия оборудования для проведения физического кон- троля качества сварочных работ. К тому же стык на болтах выпол- няется гораздо быстрее, нежели стык на ванной сварке. Все эти ка- чества стыка ведут к понижению трудоемкости строительных ра- бот, а так же сокращению времени строительства. Основные преимущества принятого конструктивного решения: • возможность реализовать практически любые архитектурно- планировочные замыслы, а также обеспечить высокое качество и скорость строительства объекта. • стык на болтовых соединениях обладает повышенной надежностью, отличается простотой конструкции и вызывает ми- нимальные трудо и энергозатраты при монтаже, а также при приме- нении таких стыков обеспечивается высокая точность установки колонн. Из всего вышеописанного следует: при применение описанных конструктивных решений мы получим понижение трудоемкости строительно-монтажных работ и повышение их качества, уменьшим длительность строительства и понизим его стоимость. ЛИТЕРАТУРА 1. Нагрузки и воздействия: СНиП 2.01.07-85. – Госстрой СССР. – М., ЦИТП Госстроя СССР, 1986. – 36 с. (с изм. №1 РБ). 2. Бетонные и железобетонные конструкции: СНБ 5.03.01-02. – Минстройархитектуры РБ, Минск 2003. – 140 с. 84 УДК 691.87 Влияние технологии изготовления на свойства стеклопластиковой арматуры Ладных И.А. (Научный руководитель – Хотько А.А.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Стеклопластиковая арматура представляет собой гетерогенную систему, состоящую из ориентированных стеклянных волокон и полимерного связующего. Высокопрочное стеклянное волокно в стеклопластиковой арматуре почти полностью воспринимает воз- действие растягивающих усилий. Поэтому, свойства арматуры, в известной степени, «копируют» свойства стеклянного волокна. По- лимерное связующее в стеклопластиковой арматуре выполняет роль клеящей среды, объединяющей отдельные волокна в монолитный стержень и обеспечивающей совместную их работу, а также защи- щает волокно от механических повреждений [1,3,4,5]. Благодаря своим физико-механическим характеристикам и тех- ническим преимуществам стеклопластиковая арматура является значимой альтернативой стальной арматуре, как обладающая соче- танием высокой прочности и коррозионной стойкости. Стеклопла- стиковая арматура активно применяется в виде гибких связей для трёхслойных железобетонных, кирпичных и других штучных кон- струкций, монолитных железобетонных стен с кирпичной облицов- кой. Однако при наличии данных преимуществ существует ряд недо- статков: 1. Низкий модуль упругости. 2. Низкая огнестойкость изделий, армированных композитной арматурой. 3. Невозможность изготовления гнутых арматурных изделий и сложность в изготовлении предварительно напряженных конструк- ций. 4. Значительно более высокая стоимость. Причем следует отметить, что указанные недостатки имеют раз- личные количественные значения у разных производителей стекло- 85 пластиковой арматуры. Причиной этого в первую очередь являются некоторые организационные трудности: – не существует единых требований на уровне государственных или международных стандартов, к механическим свойствам, мето- дам контроля и правилам изготовления и использования арматуры; – в виду принципиального отличая диаграммы, деформирования композитной арматуры, от стальной, не существует понимание по назначению расчётных характеристик. Как правило, расчётные ха- рактеристики, либо не известны вовсе, либо указываются произво- дителем, на основании индивидуальных соображений; – не стандартизированы методики расчёта композитобетонных конструкций; – недостаточно изучен опыт эксплуатации изделий с композит- ной арматурой, во многих случаях неверное позиционирование по области применения; – не используется единая методика для контроля механических свойств композитной арматуры; – не нормированы требования, и ни как не контролируются ха- рактеристики сцепления стеклопластиковой арматуры с бетоном. При проведении исследования строительного рынка следует от- метить, что производители ищут решения технических недостатков стеклопластиковой арматуры. Тем не менее, разница свойств стек- лопластиковой арматуры различных производителей до сих пор очевидна. Так производители в разных странах предлагают различ- ные температурные пороги работы стеклопластиковой арматуры (Республика Беларусь – -700С до +1000С, Китай – -800С до +1200С). Периодический профиль, наносимый на поверхность стержней, от- личается очень значительно, что сказывается на их сцеплении с бе- тоном. Так же показатели коэффициентов теплопроводности, отно- сительного удлинения имеют различные данные. Технологический процесс изготовления стеклопластиковой ар- матуры состоит из относительно большого числа последовательных операций. Каждая из этих операций, несомненно, влияет на свой- ства конечного продукта. К числу таких операций следует отнести равномерное натяжение стекложгута, принудительную запрессовку полимера в тонкие ленты из стеклянного волокна, удаление части летучих компонентов до начала процесса полимеризации, повыше- 86 ние плотности структуры стержня путем многоступенчатого горя- чего формования, дополнительное уплотнение стержня спиральной обмоткой (обеспечивающей периодический профиль арматурным стержням) и обеспечение плавного температурного режима поли- меризации связующего [1,4,5]. За счет повышения плотности структуры значительно снижается водопоглощение арматуры и, как следствие, повышается ее химиче- ская стойкость. Повышение прочности и модуля упругости армату- ры в технологическом процессе достигается также за счет повыше- ния числа стеклянных волокон и устранения их разнодлинности. Вид стеклянного волокна, в качестве которого в основном исполь- зуется непрерывное стандартное алюмоборосиликатное волокно, оказывает также одно из основных влияний на свойства стеклопла- стиковой арматуры. Чем тоньше стеклянное волокно, тем выше его прочность и стоимость. Физические свойства силикатных волокон, т.е. диэлектрические, термические, а также их химическая стой- кость при воздействии различных реагентов определяются химиче- ским составом стекла. Содержание связующего в стеклопластиковой арматуре на тех- нологической линии регулируется плоской отжимной фильерой, которая установлена при выходе ленты из ванны со связующим. От количества связующего в значительной степени зависят прочност- ные характеристики арматуры и ее водопоглощение. Исследовате- лями установлено, что при содержании связующего 19-20% стекло- пластиковая арматура обладает наиболее высокой прочностью и низким водопоглощением. Как известно, именно различный про- цент содержания связующего приводит к различным температур- ным порогам использования стеклопластиковой арматуры /1/. С повышением температуры прочность арматуры снижается. Это явление можно объяснить проявлением пластических свойств свя- зующего, за счет чего более активно сказывается разнодлинность стеклянных волокон [1,2,3]. Учеными исследовалось также влияние процесса пропаривания на прочность стеклопластиковой арматуры. При этом установлено, что стеклопластиковая арматура в зависимости от температуры па- ра способна значительно снижать прочность. 87 Были проведены испытания бетонных конструкций со стекло- пластиковой арматурой на огнестойкость. При этом изучалось по- ведение арматуры в среде бетона в условиях пожара. Предел огне- стойкости армированных бетонных конструкций наступает, как правило, в результате потери или несущей способности за счет по- нижения предела прочности растянутой арматуры в процессе нагревания до критической температуры, при которой сопротивле- ние арматуры снижается до значения рабочих напряжений. Все ис- пытанные стеклопластбетонные конструкции разрушались хрупко с разрывом арматуры при средней температуре в растянутой рабочей арматуре 1000С. Хрупкое и мгновенное разрушение балок происхо- дило уже через 13…18 мин [1]. Выполненный обзор исследований позволяет сделать вывод о необходимости разработки нормативной документации, регламен- тирующей физико-механические свойства стеклопластиковой арма- туры, методы испытания арматуры, правила проектирования стек- лопластбетонных конструкций. Разработка такой документации позволит не только полноправно использовать стеклопластиковую арматуру, но и получать этот продукт с более качественными ха- рактеристиками, с учетом обоснованного похода к технологии изго- товления композитной арматуры. ЛИТЕРАТУРА 1. Фролов, Н.П. Стеклопластиковая арматура и стеклопластбетон- ные конструкции / Н.П. Фролов. – Москва: Стройиздат, 1980. – 104с. 2. Залого В.Ф. Исследования прочности по наклонным сечениям стеклопластбетонных и железобетонных балок без поперечного армирования / В.Ф. Залого. – Минск, 1971. 3. CMP. Американский журнал, 2010. 4. Materials engineering forums. Fiber-Glass-Reinforced plastics for corrosion resistance. – London, 1973. 5. Katalog techniczny. Zbrojenie kompozitowe tupy HFR. – Poznan, 2010. 88 УДК 624.01204 Основные положения расчета железобетонных элементов на действие поперечных сил по СНБ 5.03-01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009 Лалов Д.В., Семижон А.С. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Расчет на действие поперечных сил является неотъемлемой ча- стью при проектировании железобетонных конструкций. Поэтому с течением времени разрабатываются новые и совершенствуются старые методы расчета. На сегодняшний момент в Республике Бе- ларусь действует два нормативных документа по расчету железобе- тонных конструкций: СНБ 5.03-01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009. Каждый из них предоставляет методы расчета на действие попереч- ных сил. Рисунок 1. Разрушение изгибаемой балки по наклонному сечению Разрушение изгибаемой балки по наклонному сечению может происходить по одной из следующих форм: Форма I. По сжатой зоне (1,2 рис. 1). Форма II. . Разрушение по растянутой зоне. (3, рис. 1) Форма III. Разрушение по диагональной наклонной трещине. (4, рис. 1). Форма IV. Разрушение по наклонной сжатой полосе бетона меж- ду наклонными трещинами. (5, рис. 1). Согласно этим формам, на которых основаны методы расчета по прочности наклонных сечений, существует несколько упрощенных моделей, среди которых: а) общая деформационная модель для наклонных сечений; 89 б) модель «ферменной аналогии»; в) модель наклонных сечений. Отметим, что метод наклонных сечений приведен только в СНБ. В ТКП EN 1992-1-1-2009 метод не используется. Примечательным является и то, что в большинстве случаев именно этот метод ис- пользуется белорусскими проектировщиками. Расчет железобетонных элементов по прочности на действие по- перечных сил при отсутствии вертикальной и (или) наклонной (ото- гнутой) арматуры, производится из условия: VSd VRd,ct , где рас- четная поперечная сила VRd,ct по СНБ 5.03.01-02 [1] определяется: По ТКП EN-1992-1-1 [2] расчетное значение сопротивления по- перечной силе определяется по формуле: , где , d – в мм; , cp = NEd / Ac>( 0,2fcd), МПа по [1] и cp 0,2 ,Ed cd c N f A по [2]. Продольная сила в поперечном сечении от воздействия нагрузки или предварительного напряжения по [1] NEd<0, по [2] NEd>0. Ко- эффициент CRd,c= 0.18/ c по национальному приложению РБ. В нор- мативном документе [2] k1 рекомендуется принимать равным 0.15, в СНБ коэффициент принят с обратным знаком и равен –0.15. Минимальные значения [1] и [2] отличаются значениями 0.4fctd и vmin, которое определяется по формуле (6.3N) [2]: . Для однопролетных предварительно напряженных элементов без поперечной арматуры сопротивление поперечной силе в зонах, кото- рые не имеют трещин вследствие изгиба, необходимо ограничить пределом прочности бетона при растяжении. Для таких сечений со- 90 противление поперечной силе рассчитывается следующим образом: , где cp – средние сжимающие напряжения, вызванные действием продольного усилия от нагрузки или усилием предварительного напряжения. Расчет ведется по формулам: – в СНБ cp = (NEd As fyd)/Ac ; – в ТКП EN cp = NEd/Ac Таким образом, при сравнении формул замечаем, что в источни- ке 2 не учитывается напряжение, воспринимаемое арматурой. В нормативных документах указано, что, если расчетное сечение располагается на расстоянии 0,5d x(av [2])< 2d от грани опоры, его прочность на действие перерезывающей силы следует проверять по формуле: , не превышающим Обратим внимание, что в [2] вводится коэффициент = av/2d. Данное понижение может применено при определении VEd. Таким образом, перенеся коэффициент в часть с расчетным значением по- перечной силы, получим следующую формулу: . Расчет железобетонных элементов конструкций с поперечной арматурой по ТКП EN 1992-1-1-2009 основывается на ферменной модели (рис. 2). Рисунок 2. Расчет железобетонных элементов конструкций с поперечной арматурой по ТКП EN 1992-1-1-2009 Модель представляет собой ферму, состоящую из верхнего сжа- того А и нижнего растянутого С поясов, воспринимающих соответ- 91 ственно равнодействующую сжимающих и растягивающих напря- жений в арматуре. Пояса соединены сжатыми бетонными В и рас- тянутыми D подкосами, которые представляют поперечную арма- туру. Согласно нормам [2] расчет следует производить из условия: VEd≤VRd,s, где VEd – расчетное значение поперечного усилия, VRd,s – расчетная поперечная сила, воспринимаемая сечением. Для элементов с вертикальной поперечной арматурой VRd при- нимается как меньшее из значений, рассчитанных по формулам: , где Asw – площадь сечения поперечной арматуры, s – расстояние между хомутами, v1 – коэффициент понижения прочности бетона, учитывающий влияние наклонных трещин. Если расчетное значение напряжения в поперечной арматуре – менее 0.8fck, то значение v1 может быть определено: v1=0.6 – для fck ≤ 60 МПа, v1=0.9- fck/200>0.5 – для fck ≥ 60 МПа. Рекомендуемое значение по нормам [2] принимается следу- ющим: –для конструкций без предварительного напряжения; – для 0 < ≤ 0,25 ; 1,25 – для 0,25 < ≤ 0,5 ; – для 0,5 < ≤ 1,0 , где – среднее сжимающее напряжение в бетоне с положи- тельным знаком от расчетного значения продольной силы. Данная модель практически эквивалентна расчёту железобетонных элемен- тов по прочности на основе стержневой модели источника [1]. Расчет на действие поперечной силы для обеспечения прочно- сти по наклонной трещине Проверку прочности железобетонных элементов на действие поперечной силы на основе модели наклонных сечений производят 92 по сжатой и растянутой зонам наклонного сечения трещины неза- висимо друг от друга. Рисунок 3. Схема к определению прочности сечений, наклонных к продольной оси/ на действие поперечной силы Расчет железобетонных элементов с поперечной арматурой на действие поперечной силы (рис. 3) для обеспечения прочности по наклонной трещине должен производиться по наиболее опасному наклонному сечению исходя из условия , где – по- перечное усилие, воспринимаемое наклонным сечением. + . Здесь – поперечное усилие, воспри- нимаемое бетоном над вершиной наклонной трещины; – сумма проекций на нормаль к продольной оси элемента предельных уси- лий в поперечных стержнях (хомутах), пересекающих опасную наклонную трещину; – сумма проекций на нормаль к про- дольной оси элемента предельных усилий в отгибах, пересекающих опасную наклонную трещину. Поперечное усилие , воспринимаемое бетоном, определяется по формуле: , где – длина проекции наиболее опасного наклонного сече- ния на продольную ось элемента; – коэффициент, учитываю- 93 щий влияние вида бетона ( – для тяжелого, – мелкозернистого бетона); – коэффициент, учитывающий влия- ние сжатых полок в тавровых и двутавровых элементах. Коэффици- ент учитывает влияние продольных сил. Положительное влия- ние продольных сжимающих сил не учитывается, если они создают изгибающие моменты, одинаковые по знаку с моментами от дей- ствия поперечной нагрузки. Однако при действии продольных рас- тягивающих сил значение коэффициента принимается по фор- муле: . Для предварительно напряженных элементов в формулу вместо подставляется усилие предварительного обжатия . Значе- ние во всех случаях принимать не более 1,5. При этом . Длина linc,cr проекции опасной наклонной трещины на продоль- ную ось элемента определяется из минимума выражения (Vcd + Vsw + Vs,inc), где в формулу при определении значения Vcd вместо linc под- ставляется linc,cr. Полученное значение linc,cr принимается не более 2d и не более значения linc, а также не менее d, если linc > d. Для элементов с поперечной арматурой в виде хомутов, нор- мальных к продольной оси элемента и имеющих постоянный шаг в пределах рассматриваемого наклонного сечения, значение linc,cr со- ответствует минимуму выражения (Vcd + Vsw) и определяется по формуле: , где vsw – усилие в хому- тах на единицу длины элемента. Для таких элементов поперечное усилие Vsw определяется по формуле: Vsw = . При этом для хомутов, устанавливаемых по расчету, должно выполняться условие: При расчете железобетонных элементов с поперечной арматурой должна быть обеспечена прочность по наклонной полосе между наклонными трещинами по формуле: VSd VRd,max, где VRd,max = 0,3 w1 c1 fcd bw d. Коэффициент w1 учитывает влияние хомутов, нормальных к продольной оси элемента. 94 Резюмируя, отметим: разрушение по наклонному сечению может происходить по одной из 4 форм, которые легли в основу методов расчёта. Большинство таких расчётов выполняется с применением модели наклонных сечений, которая отсутствует в источнике [2]. Таким образом, рассмотрев методы расчета железобетонных элементов на действие поперечных сил, можем сделать вывод, что нормативный источник [1] дает большую свободу инженерам при проектирования конструкций. ЛИТЕРАТУРА 1. СНБ 5.03.01-02. «Бетонные и железобетонные конструкции».- Мн.: Стройтехнорм, 2003г. – 274 с. 2. ТКП EN 1992-1-1-2009, «Еврокод 2. Проектирование железобе- тонных конструкции». – Мн.:Стройтехнорм, 2010 г. – 208с. 3. «Железобетонные конструкции. Основы теории, расчёта и кон- струирования» (под ред. Пецольда Т.М. и Тура В.В.). – Брест: изд. БГТУ, 2003 – 380 с. 95 УДК 624.012.45 Анализ и особенности требований по назначению номинальной толщины защитного слоя бетона по нормативным документам СНБ 5.0.3.01-02 и ТКП EN 1992-1-1-2009. Лученок Т.П., Шилов А.А. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Руководствуясь решением Главы государства, а также по- становлением Совета Министров Республики Беларусь “О проведении в соответствии с Европейскими нормами и стан- дартами национальных технических правовых актов” в обла- сти строительства с 01.01.2010г. на территории РБ введена в действие Белорусская редакций EN 1992-1-1 “Еврокод – 2. Проектирование железобетонных конструкций[2]. Особен- ность нынешней ситуации заключается в том, что в настоящее время одновременное действие СНБ 5.03.01-02 “Бетонные и железобетонные конструкции [1] и ТКП EN 1992-1-1-2009 “Еврокод – 2. Проектирование железобетонных конструкций: Часть 1 – 1. Общие правила и общие правила для зданий”[2] узаконено информационным письмом Министерства архитек- туры и строительства РБ от 12.03.2010 г. Следует отметить, что несмотря на определенные различия (в частности по методам расчета прочности наклонных сече- ний, определения продольного изгиба и.т.д.), многие положе- ния вышеуказанных нормативных документов достаточно гармонизированы, однако применение конкретных требова- ний и рекомендаций этих документов требует учета своих со- ответствующих специфических особенностей. Цель настоящей работы – анализ требований нормативных до- кументов [1] и [2] и их особенностей по назначению номимальной толщины защитного слоя бетона при проектировании ЖБК. Со- гласно п.11.2.9. [1] и 4.4.1.2 (1Р, 2Р) [2], минимальная толщина за- щитного слоя бетона Cmin должна обеспечить надежное сцепление 96 арматуры с бетоном, защиту стали от коррозии, соответствующую огнестойкость, при этом в рабочих чертежах конструкций указыва- ют номинальную толщину защитного слоя бетона, определенную суммированием минимально допустимой тощины защитного слоя Cmin бетона с размером допусков (принятых допустимых при проек- тировании отклонений) ΔCdev, установленных соответствующим рассматриваемыми стандартами. Согласно п.4.4.1.1 (2Р) и 4.4.1.2 (2Р) [2]: Cnom=Cmin+ Cdev при этом минимальную толщину защитного слоя Сmin следует назначать как большее значение из условия обеспечения сцепления и защиты от влияния окружающей среды: cmin = max {min min, min,dur dur, dur,st dur,addax ; ;10 ì ì ,bc c c c c c мм} где Сmin,b – минимальная толщина из условия сцепления, см. 4.4.1.2 (3); [2] Сmin,dur – минимальная толщина из условий защиты от влияния окружающей среды, см. 4.4.1.2 (5); [2] Сdur, – дополнительный элемент надежности, см. 4.4.1.2 (6); [2] Сdur,st – уменьшение минимальной толщины при использовании нержавеющей стали, см. 4.4.1.2 (7); [2] Сdur,add – уменьшение минимальной толщины при использова- нии дополнительной защиты, см. 4.4.1.2(8). [2] Для обеспечения надежной передачи сил сцепления и качествен- ного уплотнения бетонной смеси минимальная толщина слоя долж- на быть не менее Сmin,b (таблица 4.2). Таблица 1. – Минимальная толщина слоя Сmin,b, требования к обеспечению сцепления бетона с арматурой Условия сцепления Размещение стержней Минимальная толщина слоя Сmin,b 1) Отдельный стержень Диаметр стержня Соединенные вместе стержни Эквивалентный диаметр n (см. 8.9.1) 1) Если номинальный максимальный диаметр крупного заполнителя более 32 мм, Сmin,b необходимо увеличить на 5 мм. 97 Минимальный защитный слой для арматурной стали и напряга- ющих элементов в нормальном бетоне, исходя из классов условий эксплуатации и классов конструкции, определяется значением Сmin,dur.. Рекомендуемые значения для Сmin,dur принимаются по табли- це 2 (для арматурной стали) и таблице 3 (для напрягаемой армату- ры). Таблица 2. – Минимальный защитный слой Сmin,dur из условий обеспечения долговечности арматурной стали по EN 10080 в миллиметрах Требования долговечности для Сmin,dur Класс конструкций Класс условий эксплуатации по таблице 4.1 X0 XC1 XC2 XC3 XC4 XD1 XS1 XD2 XS2 XD3 XS3 S1 10 10 10 15 20 25 30 S2 10 10 15 20 25 30 35 S3 10 10 20 25 30 35 40 S4 10 15 25 30 35 40 45 S5 15 20 30 35 40 45 50 S6 20 25 35 40 45 50 55 Таблица 3. – Минимальный защитный слой Сmin,dur из условий обеспечения долговечности напрягаемой стали в миллиметрах Требования долговечности для Сmin,dur Класс кон- струкций Класс условий эксплуатации по таблице 4.1 X0 XC1 XC2 XC3 XC4 XD1 XS1 XD2 XS2 XD3 XS3 S1 10 15 20 25 30 35 40 S2 10 15 25 30 35 40 45 S3 10 20 30 35 40 45 50 S4 10 25 35 40 45 50 55 S5 15 30 40 45 50 55 60 S6 20 35 45 50 55 60 65 Согласно п.4.4.1.2(6) [2]; 4.4.1.2(7) [2] защитный слой следует увеличить на дополнительный элемент надежности Сdur, . При использовании нержавеющей стали или в результате других особых мероприятий минимальный защитный слой может быть 98 уменьшен на значение Сdur,st. Для таких ситуаций следует учиты- вать влияние всех основных свойств строительных материалов, включая сцепление. При этом по п.4.4.1.2(8) [2] для бетона с дополнительной защи- той (например, покрытием) минимальная толщина защитного слоя может быть уменьшена на значение Сdur,add. Источник [2] учитывает также способ сопряжения конструкций, в частности по п.4.4.1.2(9), 4.4.1.2(11).Если монолитный бетон укладывается на другой бетонный элемент (сборный или монолит- ный), минимальная толщина защитного бетонного слоя от арматуры до контактной поверхности может быть уменьшена до значения, обеспечивающего требования сцепления при условиях: — класс бетона по прочности на сжатие не ниже C25/30; — кратковременное нахождение бетонной поверхности в атмо- сферных условиях (менее 28 суток); — контактная поверхность должна быть шероховатой. Для неровных поверхностей (например, с выступающим запол- нителем) минимальный защитный слой должен быть увеличен на 5 мм. Согласно п.4.4.1.3(13) [2] если бетон подвержен износу (истира- нию), как правило, особое внимание следует уделить выбору запол- нителя согласно EN 206-1. В качестве альтернативы износоустой- чивость может быть обеспечена при увеличении толщины защитно- го слоя (так называемый «жертвенный» слой). В этом случае, как правило, минимальная толщина защитного слоя Сmin может быть увеличена для класса износа ХМ1 на k1, для XM2 – на k2 и для XM3 – на k3. Значения коэффициентов k1, k2 и k3 могут быть приняты в национальном приложении. Рекомендуемые значения равны 5, 10 и 15 мм. Все перечисленные факторы учитываются [2] при назначении величины минимальной толщины защитного слоя Cmin, при расчете же номинальной толщины защитного слоя Cnom по п.4.4.1.3(1) и 4.4.1.3(2) должно производиться суммирование толщины мини- мального защитного слоя и отклонения ( Сdev). Требуемая толщина защитного слоя должна быть увеличена на абсолютное значение допустимого отрицательного отклонения. 99 Для зданий в EN 13670 приведено допустимое отклонение. При этом по п.4.4.1.3(3) в некоторых ситуациях допустимое отклонение, а вместе с ним и величина допуска Сdev может быть уменьшена: – если в процессе изготовления выполняется контроль качества, в рамках которого производится измерение толщины защитного слоя бетона, величина допуска (отклонения) может быть уменьшена: 10 мм ≥ сdev ≥ 5 мм – если для контроля используются особо точные измерительные приборы и несоответствующие элементы (например, сборные кон- струкции) будут исключены (отбракованы), то величина отклонения Сdev может быть уменьшена: 10 мм ≥ сdev ≥ 0 мм При назначении допустимого отклонения при проектировании (Δ Cdev) согласно п.4.4.1.3(4) [2]. Для бетона, укладываемого на не- ровную поверхность, как правило, номинальную толщину защитно- го слоя в общем случае необходимо увеличить на повышенное зна- чение допустимого отклонения. Повышение производится на вели- чину, обусловленную неровностью, но номинальная толщина за- щитного слоя всё же должна составлять, как минимум, k1, мм, при укладке бетона по подготовленному грунту (включая, стяжки), и k2, мм, при укладке бетона непосредственно по грунту. Защитный слой до арматуры при других видах поверхности, например при абразив- ной обработке, или с обнаженным заполнителем, также необходимо увеличить с учетом неровности поверхности (см. 4.4.1.2 (11)). В СНБ 5.03.01-02 [1] требования и рекомендации по назначению номинальной толщины защитного слоя бетона приведены отдельно для ненапрягаемой и напрягаемой арматур, соответственно в разде- лах 11.2.9-11.2.14 и 11.3.3. [1] Согласно п.11.2.9 [1] величина допуска для определения номи- нальной толщины бетона должна составлять: – для сборных конструкций заводского изготовления – не ме- нее 5; – для монолитных конструкций – от 5 до 10. Сама же минимальная толщина бетона должна ограничиваться величинами, указанными в таблице 6. 100 Таблица 6. – Минимально допустимая толщина защитного слоя бетона в миллиметрах Показатель Класс по условиям эксплуатации Х0 ХС1 ХС2, ХС3, ХС4 XD1, XD2, XD3 ХА1 ХА2 ХА3 Минимальный размер защитного слоя Ccov 15 20 25 35 По СНиП 2.03.11 Примечания: 1. Минимально допустимая толщина защитного слоя бетона установлена для арматуры, работающей с полным расчетным со- противлением. 2. Минимально допустимая толщина защитного слоя бетона по данной таблице может быть уменьшена, но не более чем на 5 мм, в каждом из перечисленных случаев: а) если конструкция проектируется из бетона, имеющего класс по прочности на сжатие, превышающий не менее чем на один раз- ряд минимальный класс бетона по таблице 5.2 для соответствующе- го класса по условиям эксплуатации; б) если проектируется вторичная защита бетона конструкции; в) если использована арматура, имеющая антикоррозионное по- крытие. При этом суммарный размер, на который может быть снижена минимально допустимая толщина защитного слоя бетона, не дол- жен превышать 15 мм, а минимально допустимая толщина защит- ного слоя бетона должна составлять не менее, мм: – для класса Х0 — 10; – для класса ХС1 — 15; – для классов от ХС2 до ХС4 — 20.» В п.11.2.11 приводятся рекомендации для определения защитно- го слоя сборных конструкций, в частности плит, и в п.11.2.12 – для фундаментов из монолитного и сборного железобетона с учетом наличия или отсутствия бетонной подготовки; п.11.2.13 регламен- тирует величину защитного слоя в зависимости от диаметра арма- туры и максимального размера заполнителя. 101 В п.11.3.3 [1] приведены требования для назначения защитного слоя бетона для напрягаемой арматуры, в частности, минимальное расстояние от поверхности напрягаемой арматуры или от грани ка- налов, в которые она уложена, до ближайшей поверхности бетона (защитный слой бетона) в зависимости от вида арматуры, установ- ленной в сечении посередине пролета железобетонной конструк- ции, должно быть не менее значений, указанных в таблице 7. Таблица 7. – Минимально допустимая толщина защитного слоя бетона в миллиметрах Показатель Класс по условиям эксплуатации Х0 ХС1 ХС2, ХС3, ХС4 XD1, XD2, XD3 ХА1 ХА2 ХА3 Минимальный размер защитного слоя 20 30 35 50 По СНиП 2.03.11 По сравнению с Еврокодом [2], СНБ [1] (п.11.3.3.3) ужесточает требования по назначению толщины защитного слоя бетона у тор- цов, предварительно напряженных элементов для обеспечения условий сцепления на длине зоны передачи напряжений, при этом ее принимают не менее: – для стержневой арматуры класса S800 — 3 , но не менее 40 мм; – для арматурных канатов и проволоки — 2 , но не менее 30 мм. Вывод В результате анализа положений норм [1] и [2] по назначению номинальной и минимальной величин толщины защитного слоя бе- тона при проектировании ЖБК, можно сделать вывод о том, что концептуально требования и рекомендации этих стандартов гармо- низированы, однако в [2] предложена более гибкая система назна- чения допусков и отклонений, учитывающих множество различных факторов, связанных не только с условиями сцепления, защиты от влияния окружающей среды, наличия дополнительной защиты ар- матуры и т.д., но и с использованием дополнительных элементов 102 надежности, учета класса конструкций, а также контроля качества процесса производства и точности используемых при этом измери- тельных приборов. ЛИТЕРАТУРА 1. Бетонные и железобетонные конструкции: СНБ 5.03.01-02. – Минстройархитектуры РБ, Минск 2003. – 140 с. 2. ТКП EN 1992-1-1-2009 Еврокод 2. Часть 1-1. МаиС РБ, Минск 2010. 103 УДК 666.94.015.7 Конструкции фундаментов под высотные здания Мадалинская Н.Г. (Научные руководители – Мадалинский Г.Г., Горячева И.А.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь К высотным принято относить дома высотой более 75 м. Такое, довольно условное определение отражает ту нечеткую границу, выше которой условия строительства и эксплуатации меняются ка- чественным образом. При их проектировании и строительстве особое место занимают проблемы обеспечения надежности конструкций "нулевого цикла", т.е. оснований, фундаментов и подземных частей. В силу того, что грунтовое основание – часть не только самого сооружения, но и природной геологической среды, его свойства об- ладают большей изменчивостью и с меньшей определенностью поддаются количественному описанию, чем свойства других, ис- кусственно создаваемых, конструктивных элементов любого со- оружения. При этом обычно основание – наиболее деформируемый, "податливый" из этих элементов, и взаимодействующие с ним фун- даменты и конструкции подземной части здания оказываются в об- щем случае наиболее загруженными элементами конструктивной схемы, а усилия в них могут быть определены с меньшей достовер- ностью, чем в конструкции надземной части. Эти очевидные обсто- ятельства приобретают особую значимость в выполнении инженер- ных изысканий, проектировании и строительстве высотных зданий. Основная особенность высотных зданий по сравнению с обыч- ными сооружениями заключается в том, что к их основанию при- кладываются значительно большие по величине и зачастую более неравномерные давления. Эти обстоятельства вызваны как значи- тельным (порядка сотен тысяч тонн) весом здания, так и тем, что высотные здания часто проектируются по архитектурно-планиро- вочным соображениям как сооружения башенного типа. Высота современных высотных зданий обычно значительно превышает го- ризонтальные размеры. 104 Отмеченные особенности высотных зданий отражаются при раз- работке современных нормативных и рекомендательных докумен- тов по проектированию и устройству высотных зданий в суще- ственном повышении требований к детальности и содержательно- сти инженерных изысканий, к расчетам оснований и фундаментов, а также выбору конструктивных типов фундаментов и технологий их устройства, оптимальных для конкретных условий. Такое повышение требований продиктовано также и тем обстоя- тельством, что степень ответственности выбора проектных решений нулевого цикла при строительстве высотных зданий выше, чем для обычных сооружений, так как исправление допущенных ошибок в процессе строительства для таких зданий значительно сложнее и дороже обычных, а в особо сложных условиях такие исправления могут оказаться невозможными. При проектировании фундаментов высотных зданий приходится принимать различные "идущие в запас" дополнительные положе- ния, которые должны уравновешивать недостаточную полноту о факторах, влияющих на условия работы их оснований. Выбор конструкции фундамента высотного здания должен осу- ществляться на основании технико-экономического сравнения ва- риантов и определяется конструктивной схемой здания, свойства- ми грунтов, нагрузками, передаваемыми зданием на основание, вза- имодействием строящегося здания с массивом грунта и окружаю- щей застройкой. При использовании различных современных конструктивных решений (стилобат, заглубление фундамента и т.д.) следует учиты- вать весь комплекс последствий их принятия, включая усложнение проектирования и повышение сложности работ по устройству фун- даментов. В любом случае определяющими при выборе варианта устрой- ства фундаментов должны быть факторы обеспечения их безопас- ной и эффективной эксплуатации. Для высотных зданий, характеризующихся большими и нерав- номерными нагрузками на фундамент и основание, эффективными решениями могут быть следующие варианты фундаментов: 105 плитные на естественном или укрепленном основании (предпочтительно повышенной жесткости, в том числе коробчатые с развитой подземной частью здания); свайные (предпочтительно в виде глубоких опор); комбинированные, в том числе свайно-плитные и плит- но-анкерные. ЛИТЕРАТУРА. 1. С.Галкин. Конструктивные решения высотных зданий.// Архи- тектура и строительство. 2007. №1. – 48-53 с. 2. В. Потерщук., Т. Пецольд. Высотное строительство – поиски но- вых конструктивных решений.// Архитектура и строительство. 2007. №1. – 56-58 с. 3. В. Петрухин, И. Колыбин, В. Шейнин. Геотехнические особен- ности небоскребов.//Высотные здания.2006.№1. – 60-65 с. 4. ТКП 45-3.02-108-2008(02250). Высотные здания. 106 УДК 691.87 Особенности моделирования отдельных элементов монолитного перекрытия в расчётном комплексе «Лира» Новик В.В., Сивец Е.О. (Научный руководитель – Гринев В.В.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь С ростом технического уровня развития различных сфер дея- тельности человека новые подходы к решению старых проблем за счёт применения более развитых технологий находят всё большее и большее применение. Ярким примером служит современное строи- тельство, которое позволяет добиваться одновременно и высокой скорости монтажных работ и превосходного качества сдаваемых в эксплуатацию объектов. Так всё шире используется технология мо- нолитного возведения стен, колон и перекрытий, поскольку моно- лит имеет определённые преимущества перед классическим спосо- бом монтажных строительных работ. Особенно хорошо просматривается тенденция предпочтения мо- нолитного метода возведения перекрытий, ведь конструкционные элементы, изготовленные таким передовым способом менее затрат- ны, но, тем не менее, не только не уступают в качестве, но и по многим параметрам превосходят стандартные. Основными пре- имуществами такого вида возведения перекрытий являются воз- можность придания ему почти любой формы, легкодоступность ма- териалов для их возведения, возможность формирования «единых» большепролетных перекрытий, простота отделки. Однако самым важным преимуществом является возможность индивидуального проектирования под каждый конкретный объект. Это способствует не только экономии материалов, которая напрямую приводит к уменьшению издержек и стоимости возводимого объекта, но и уменьшению их толщины, за счёт которого расширяется простран- ство проектируемого помещения. Во время анализа доступной литературы подобных эксперимен- тов обнаружено не было, самыми близкими к данной тематике были исследования в области моделирования монолитных железобетон- ных перекрытий на стальных балках. Это свидетельствует о том, 107 что наше изыскание является не только актуальным, но и отчасти инновационным в данной области изучения работы железобетона. С учётом вышеперечисленных фактов можно установить необходи- мость более глубоких дальнейших исследований. С целью выявления правильной модели было составлено не- сколько вариантов схем реализации монолитного перекрытия и его элементов для расчётной системы «Лира» ПК ЛИРА — многофунк- циональный программный комплекс, предназначенный для проек- тирования и расчета машиностроительных и строительных кон- струкций различного назначения. Расчеты в программе выполняют- ся как на статические, так и на динамические воздействия. Основой расчётов является метод конечных элементов (МКЭ). Различные подключаемые модули (процессоры) позволяют делать подбор и проверку сечений стальных и железобетонных конструкций, моде- лировать грунт, рассчитывать мосты и поведение зданий в период монтажа и т. д. Планируемая конструкция представляет собой монолитные квадратные плиты перекрытия размерами 9х9 метров с ригелями и колоннами (рис. 1). Рисунок 1. Фрагмент перекрытия 108 Была составлена пространственная модель фрагмента здания, в которой основная плита перекрытия моделировалась пластинчаты- ми элементами, колонны – стержневыми, а балки моделировались как стержневыми, так и пластинчатыми элементами. С целью выяв- ления правильной модели было составлено несколько вариантов схем реализации монолитного перекрытия и его элементов. Также примем полезную нагрузку (Р1) и собственный вес (Р2) равными соответственно Р1= 0.8 т/м2 и Р2= 0.84375 т/м2. Основным аспектом для планирования моделирования является задание узла «плита-ригель-плита». В работе были приняты следу- ющие варианты задания элементов узлов: Вариант 1: Моделируем балку в расчетном комплексе из пластинчатых эле- ментов. Параметры модели: – размеры сечения 600×500 мм; – центры тяжести плиты перекрытия и балки-плиты не совпада- ют. Вариант 2: Моделируем балку в расчетном комплексе как плиту из пластин- чатых элементов со следующими параметрами: – размеры сечения 600×500 мм; 109 – центры тяжести плиты перекрытия и балки-плиты совпадают. Вариант 3: В данном варианте моделируем балку из стержневых элементов со следующими параметрами: – размеры сечения 600×500 мм; – центры тяжести плиты перекрытия и балки совпадают. Вариант 4: Параметры моделируемой балки: -размеры сечения 600×500 мм; – центры тяжести плиты перекрытия и балки не совпадают. В четвертом варианте можем наблюдать эксцентриситет осей плиты перекрытия и балки. Вариант 5: 110 В данном варианте моделируем тавровую балку со следующими параметрами: – максимальные размеры сечения 1350×500 мм, стенка 600×250 мм; – центры тяжести плиты перекрытия и тавровой балки совпада- ют. Вариант 6: Моделируем балку со следующими параметрами: – размеры сечения 600×250 мм; – центры тяжести плиты перекрытия и балки расположены на расстоянии 250 мм. Для данных вариантов в системе «Лира» были составлены рас- четные схемы (рис. 2). Рисунок 2. Общий вид расчетной схемы 111 По результатам расчётов были построены эпюры изгибающих моментов в анализируемой балке (рис. 3). Рисунок 3. Эпюра изгибающих моментов по длине балки Как можно заметить по полученным данным – характер измене- ний во всех вариантах одинаков. Небольшие различия будут наблюдаться лишь для первого и второго случая на 28, 29 и 30-ом участках – но эти различия легко объясняются моделированием балки пластинчатыми конечными элементами. Очевидно различие в числовой величине в зависимости от выбранных вариантов, не- смотря на единый характер полученных данных. Для наглядности рассмотрим разницу между максимальным и минимальным значе- нием в сравнении со средним значением момента в трёх точках – точках соединения ригельных балок (точка 1 и 30) и в середине пролёта балки (точка 15). Для точки 1 имеем: Mmax=-194 кН∙м; Mmin=-68,1 кН∙м Ср.M=- 143,42 кН∙м ∆Mmax=35,26% ∆Mmin=52,52%. Для точки 30 имеем: Mmax=-469 кН∙м; Mmin=-162,6 кН∙м Ср.M=-292,15 кН∙м ∆Mmax=60,54% ∆Mmin=44,34%. Для точки 15 имеем: Mmax=357 кН∙м; Mmin=57 кН∙м Ср.M= 209,68 кН∙м ∆Mmax=62,36% ∆Mmin=72.82% 112 В ходе проведенных исследований было изучено влияние жест- кости элементов на величину изгибающего момента. Полученные результаты, позволят оптимально проектировать монолитные желе- зобетонные перекрытия и более точно выполнять расчеты в про- граммных комплексах, которые реализуют метод конечных элемен- тов. ЛИТЕРАТУРА 1. Руководство пользователя программным комплексом «Лира 9.6» R7 113 УДК 624.012.04 Прогрессивные виды бетонов нового поколения Петрусевич В.А., Расанец М.А. (Научный руководитель – Шилов А.Е.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В конце XX в. в технологии бетона произошли значительные из- менения: появились модифицированные с помощью высокоэффек- тивных добавок бетоны нового поколения, новые понятия и терми- ны, изменились некоторые традиционные конструкторские и техно- логические нормативы. Ключевой фактор технологии производства таких бетонов – комплексное использование обладающих высокой пуццолановой активностью дисперсных материалов, в основном микрокремнезе- ма, и суперпластификаторов. Прогресс в получении новых видов бетонов долгое время отож- дествляли, главным образом, с их более высокой прочностью на сжатие. Термин «бетон высокой прочности» (или «высокопрочный бетон») ранее использовался по отношению к бетонам классов В30…В50, соответствующих в современных нормах классам С25/30…С 40/50 и характеризующих бетоны т.н. нормальной прочно- сти. В настоящее время практически во всех европейских нормах прочность бетона на сжатие по-прежнему остается основной квали- фикационной характеристикой. Вместе с тем, американские нормы (ACI - 319) отказались от назначения параметрического ряда клас- сов бетона по прочности на сжатие. При этом все больше внимания помимо прочности уделяется и другим важным конструктивно- технологическим характеристикам свойств бетонов (показателям долговечности, удобоукладываемости, плотности и т.д.). В соответствии с требованиями европейских норм к высоко- прочным бетонам относят бетоны, имеющие прочность на сжатие более fGc,cube=60 Мпа (fck=50 МПа), приготовленные по традицион- ным технологиям на портландцементном вяжущем и качественных рядовых заполнителях. Американские нормы устанавливают нижний предел, соответ- ствующий понятию высококачественных бетонов при fck = 55 МПа. 114 В Японских нормах установлено 3 группы бетонов, исходя из значения их нормативного сопротивления fck: обычные конструкци- онные бетоны (18…36 МПа), высокопрочные бетоны «1» (36…60 МПа), высокопрочные бетоны «2» (более 60 МПа). Канад- ские нормы используют другую классификацию, согласно которой установлено пять классов высококачественных бетонов в зависимо- сти от средней прочности на сжатие fcm (см. приложение, табл.1). В последнее время высококачественные бетоны подвергли даль- нейшему разделению на группы, среди которых выделяют т.н. очень высококачественный бетон (англ. Very High-Performance Concrete – VHPC) и ультравысококачественный бетон (англ. Ultra High-Performance Concrete – UHPC). Это материалы, получаемы, главным образом, в специальных условиях и применяемые на прак- тике пока в небольших объемах. Очень высококачественный бетон – это бетон, получаемый в условиях строительства из составляющих исключительно высокого качества, но по традиционным технологиям и с использованием портландцементного вяжущего. В большинстве случаев к ним отно- сят бетоны класса от С100 до С150. Основные направления работы по совершенствованию высококачественных бетонов связаны с по- вышением их прочности на растяжение и деформативности, т.е. ис- ключения или снижения влияния факторов, приводящих к хрупко- му разрушению структуры. Ультравысококачественный бетон относится к последнему поко- лению материалов на основе портландцемента. Составы таких бе- тонов существенно отличаются от традиционных и, как правило, данный материал невозможно получить без применения дисперсно- го армирования структуры. Условно принято, что UHPC – это бето- ны, показывающие прочность при сжатии более 150 МПа. Очевид- но, что эта группа бетонов в дальнейшем подвергнется еще более детальной классификации по мере развития их технологий, т.к. в различных вариантах производства существенно отличаются как составы, так и способы их получения. Современные технологии предоставляют строительному произ- водству новые виды бетонов, имеющих высокие технологические и эксплуатационные свойства. В таблице 2 (см. приложение, табл. 2) 115 приведены основные виды современных бетонов и их характери- стики. Многие из этих бетонов нашли массовое применение при возве- дении уникальных конструкций и сооружений, превратившись в основной конструкционный материал, а некоторые, например по- рошковые (RPC) и MDFC, представляют собой концептуальный материал и применяются в ограниченных количествах, в основном при производстве сборных изделий или мелкоштучных деталей. Все перечисленные высокопрочные бетоны имеют общие отли- чительные признаки, к которым можно отнести: – низкое водовя- жущее отношение, т.е. отношение количества воды затворения к сумме цемента и активной микродобавке; – большое содержание микрокремнезема (silica fume) или других высокодисперсных ак- тивных микродобавок; – ограничение крупности заполнителя; как правило, используются мелкозернистые бетоны, где в качестве за- полнителя применяют высококачественные пески; – большое со- держание высококачественных пластифицирующих добавок. Кроме высокопрочных бетонов к бетонам нового поколения можно отнести: экобетон, нанобетон, кислотоупорный бетон, без- усадочный бетон, жаростойкий бетон и т.д. Рассмотрим более подробно светопроводящий бетон. Светопроводящий бетон (LiTraCon) – один из самых молодых строительных материалов. Это комбинация стекловолокна и мелко- зернистого бетона. Благодаря такому сочетанию, материал стано- вится полупрозрачным. Точнее, он пропускает около 10% света. Сквозь него можно видеть силуэты людей и предметов интерьера. Выглядит все это очень необычно, но вряд ли получит в скором времени широкое распространение. Причина - в высокой стоимости нового материала: примерно 20 тысяч евро за кубический метр. По- ка известно лишь об одном случае масштабного применения "лит- ракона" – при строительстве административного здания концерна BMW в Лейпциге. Приложение Таблица 1. Классы высококачественных бетонов в зависимости от их средней прочности на сжатие Средняя прочность fcm, 50 75 100 125 150 116 Мпа Класс I II III IV V Таблица 2. Виды бетонов Характеристика Область применения Высокопрочные High-Strenght Concrete (HSC) Прочность при сжатии 80-150 Мпа Элементы каркасов высотных зданий, конструкции мостов, путепроводов и др. Сверхвысокопрочный Ultra High-Streght Con- crete (UHSC) Прочность при сжатии более 150 МПа Специальные кон- струкции и элемен- ты(например, опоры морских буровых платформ в северных широтах) Низкой проницаемости и высокой коррозион- ной стойкости, не тре- бующие "вторичной" защиты Марка по водонепроницае- мости выше W16 Подземные соору- жения, эксплуатиру- емые в условиях агрессивного воздей- ствия жидких сред С улучшенными де- формационными ха- ракткристиками Shrinkage compensated Concrete Бетоны с компенсированной усадкой или с расширением; с повышенной термической трещиностойкостью Протяженные моно- литные конструкции; массивные фунда- ментные плиты Самоуплотняющиеся Self-Compacting (SCC) Высокоподвижные самовы- равнивающиеся смеси ста- бильной консистенции с рас- плывом конуса более 60 см, не требующие виброуплот- нения Густоармированные конструкции слож- ной конфигурации Порошковые Reactive powder Concrete (RPC) Мелкозернистые бетоны прочностью 180-250 МПа Мелкообъемные элементы, огражда- ющие конструкции и детали Без макродефектов Macro Defect-Free Con- crete (MDFC) Мелкозернистые бетоны по- ристостью менее 1% без мак- родефектов прочностью бо- лее 150 Мпа Мелкообъемные элементы и детали 117 ЛИТЕРАТУРА 1. Пецольд Т.М., Тур В.В. Железобетонные конструкции (основы теории, расчета и конструирования) – Брест: изд. БГТУ,2003 – 379с. 2. Сивков С.П., Менделеева Д.И., Пухаренко Ю.В. и др. Наномо- дификация бетонов для создания многоуровневой структуры. Нанодобавки. Способы введения. Структура, свойства и строи- тельно-технические характеристики бетонов различного назна- чения// Информационный научно-технический журнал «Техно- логии бетонов», №3(80), 2013 – с.6-16. 3. Русина В.В. Жаростойкие бетоны с использованием техногенно- го сырья// Ежемесячный научно-технический и производствен- ный журнал «Строительные материалы», №1(696), 2013 – с.12 – 14. 4. Каприелов С.С., Шейнфельд А.В., Кардумян Г.С. Уникальные бетоны и опыт их применения в современном строитель- стве//Периодическое издание «Промышленное и гражданское строительство», №6(579),2013 – с.42 – 44. 118 УДК 699.82 Дренаж в промышленном и гражданском строительстве, как функция комплексной защиты подземных сооружений от увлажнения и подтопления Русин А.А. (Научный руководитель – Ловыгин Н.А.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Подземные сооружения различного назначения нередко повер- гаются подтоплению. Причиной этого являются атмосферные осад- ки, грунтовые воды, поверхностные стоки и другие факторы. Кроме этого возможно влияние технических источников – утечек из бас- сейнов, резервуаров, водопроводов, канализации и т.п. Эти явления усугубляются в плотной городской застройке из-за барражирования грунтовых вод подземными частями зданий и сооружений. Для защиты от подтопления традиционно предусматривается устройство гидроизоляционной системы, включающей гидроизоля- ционную мембрану, дренаж в виде отсыпки песчаной призмы и дре- нажных труб с фильтрующими обсыпками из песчано-гравийной смеси, керамзита и других материалов или оберток из искусствен- ных волокнистых материалов. Гидроизоляционная мембрана, как правило, выполняется из об- мазочных или рулонных битумных и битумо-полимерных материа- лов и служит не более 10 – 15 лет [1]. Устройство пристенного дре- нажа из сыпучих материалов связано с трудоемкими работами по отрывке котлована на необходимую глубину, а также отсыпке фрак- ционных песков, щебня, гравия. Определенные трудности связаны с качественным подбором фильтрующих материалов и большим объемом применяемого фракционированного песка и гравия. Вели- ки при этом и транспортные расходы. В связи с этим качество водоотводящих конструкций зачастую остается низким, ухудшая тем самым и качество гидроизоляцион- ной системы. Наибольшие подтопления и нарушения тепло- влажностного режима помещений наблюдается в весенний период. Вся влага начинает просачивается через стены зданий внутрь по- мещений. Даже при небольших дефектах гидроизоляционной мем- 119 браны вода просачивается в подземное сооружение, а отсутствие теплоизоляции, защищающей гидроизоляционную мембрану от разрушения, ускоряет выход последней из строя [2]. С целью улучшения условий эксплуатации подземных сооруже- ний в последнее время были разработаны различные типы кон- струкций вертикальных (пристенных) и горизонтальных пластовых дренажей, позволяющих значительно сократить использование пес- чано-гравийных отсыпок и увеличить водопропускную способность дренажных систем. Надежность гидроизоляционной системы со- оружений в этом случае сохраняется на высоком уровне. Часто для этих целей используют дренажные плиты из фильтрационных мате- риалов [3]. Дренажные плиты из фильтрационных бетонов на основе раз- личных связующих и заполнителей имеют пористую структуру об- разованную таким образом, чтобы связующее (например, цемент- ный раствор) только обвалакивало зерна заполнителя, оставляла пространство между ними. Внутри плит формируются отверстия для отвода воды. Основные характеристики фильтрационных бето- нов: коэффициент фильтрации Кф = 50–500 м/сут.; прочность при сжатии Rc = 2,5–10,0 МПа; толщина дренажной плиты d = 8–10 см. Крупнопористые плиты на основе фильтрационного пенополи- стирола или пенополиэтилена имеют значительные преимущества перед фильтрационным бетоном: малую массу ρ0 = 18–20 кг/м 3, вы- сокую водопроницательную способность Кф > 1000 м/сут., стой- кость к агрессивным грунтовым водам. Наличие в грунтах илистых и глинистых частиц приводит к за- полнению фильтрующих полостей, снижению дренажной способ- ности плит. Для обеспечения длительной работы в дренажах ис- пользуют геотекстильные материалы, которые фильтруя воду, за- держивают частицы грунта и препятствуют их проникновению в дренажную систему. Геотекстильные материалы и конструкции с их использованием уже более 30 лет используются в дорожном, гидротехническом и подземном строительстве. Геотекстилем называют водопроницаемые тканые, нетканые, вя- заные и композиционные полотна из синтетических волокон , вы- 120 полняющие три основные функции в массиве грунта – сепарацию, фильтрацию и армирование. Большинство синтетических материалов, используемых в насто- ящее время, достаточно устойчиво к растворам солей, щелочей, кислот, а также микроорганизмам, содержащихся в грунтовых во- дах. Тканые геотекстильные материалы состоят из волокон имеющих взаимно перпендикулярное направление. Они отличаются друг от друга видом волокна и типом плетения (холстовое, панамское, диа- гональное), а также числом нитей на единицу площади. Нетканые геотекстильные материалы получают тремя способами – механическим (иглопробивные), термическим (термоупрочнен- ные), адгезивным (клееные). Наибольшее распространение получи- ли иглопробивные и термоупрочненные материалы. В отличие от тканых материалов у нетканого геотекстиля с неупорядочно расположенными волокнами механические свойства не зависят от направления приложения нагрузки. Растягивающие усилия передаются только на одну часть волокон, а другие переори- ентируются в направлении растяжения. Вязаные материалы состоят из одной или нескольких волокон- ных систем, петлеобразно соединенных друг с другом в виде пряжи. Особенностями этих материалов является высокая прочность на растяжение при небольшом относительном удлинении вдоль воло- кон пряжи; возможность восприятия нагрузки в диагональном направлении. Область применения геокомпозитов весьма разнообразна и об- ширна: вертикальный и горизонтальный дренаж; крепление насы- пей и откосов; стабилизация грунта; армирование склонов, подпор- ных стенок; пластовый дренаж спортсооружений и садов на кры- шах; пристенный дренаж туннелей и т.п. Анализ существующих в настоящее время дренажных систем позволяет сделать вывод о том, что самую надежную защиту зданий и сооружений обеспечивает устройство пристенного и горизонталь- ного пластового дренажа с использованием геокомпозитов в соче- тании с трубчатым дренажом. Геокомпозиты различных конструк- ций возможноприменять при любом типе грунта к глубине заложе- 121 ния сооружения до 15 – 20 м, а также в условиях воздействия агрес- сивных грунтовых вод. ЛИТЕРАТУРА 1. Паноко П.П., Ловыгин А.Н. Гидроизоляция конструкций под- земных сооружений как функция их надежности и долговечно- сти. Современные методы расчета и обследований железобетон- ных и каменных конструкций // Материалы 67-студенческой научно-технической конференции. Минск. БНТУ. 2011 2. Самусевич Д.В., Ловыгин А.Н. Теплоизоляционная защита кон- струкций подземных сооружений как фактор системного обеспе- чения их работоспособности и долговечности. Современные ме- тоды расчета и обследований железобетонных и каменных кон- струкций // Материалы 68-студенческой научно-технической конференции. Минск. БНТУ. 2012 3. Шилин А.А., Зайцев М.В. и др. Гидроизоляция подземных и за- глубленных сооружений при строительстве и ремонте. // Тверь. 2003. 122 УДК 629.073.23 Анализ эффективности применения трубобетонных колонн квадратного сечения Сабук И.В. (Научный руководитель – Рак Н.А.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Увеличение масштабов строительства высотных зданий требует применения надежных и экономичных вертикальных несущих кон- струкции. Одним из примеров таких несущих элементов служат трубобетонные колонны (ТБК), которые широко внедряются на стройплощадках в экономически развитых странах мира [1]. Следует отметить, что в настоящее время наиболее изучены тру- бобетонные конструкции круглого поперечного сечения, в которых в наибольшей степени проявляется эффект обоймы. Однако круглая поверхность колонны усложняет их применение с конструктивной точки зрения, вызывает дополнительные сложности при устройстве стыков колонн с несущими элементами перекрытий. В Еврокоде и нормативных документах других стран (Китай, США, Япония и др.) при расчете ТБК квадратного поперечного сечения работа бетона в условиях объемного сжатия не учитывает- ся. Это приводит к недоиспользованию ресурса их несущей способ- ности. В актуализированных строительных нормах России и нормах Беларуси подобной методики вообще нет. Целью данной работы является выполнение сравнительного ана- лиза методик расчета ТБК [2] и [3] и оценка эффективности приме- нения ТБК по сравнению с железобетонными колоннами с жесткой арматурой. В работе [2] предложена методика расчета коротких трубобетон- ных колонн квадратного сечения h/b = 4. Суть ее заключается в нахождении зоны поперечного сечения, где главные напряжения σ1 и σ2 обоих направлений имели знак минус. С учетом главного сжи- мающего напряжения σ3, для всех зон действующего по направле- нию, практически совпадающему с продольной осью рассчитывае- мого элемента, данная зона поперечного сечения соответствует об- ласти объемного сжатия бетонного ядра. Эта зона представляет со- 123 бой квадрат с закругленными углами со стороной порядка (0,52 – 0,58) bb, где bb – ширина сечения бетонного ядра, и располагается в центральной части сечения образца (рис. 1). Рисунок 1. Расчетная схема для определения осредненной величины бокового сжимающего напряжения по [2] (а – поперечное сечение с зоной объемного сжатия в центре; б – фактическая эпю- ра боковых сжимающих напряжений; в – принятая к расчету эпюра боковых сжимающих напряжений) В центре зоны объемного сжатия можно выделить участок с раз- мерами, равными половине этой зоны, в пределах которого главные сжимающие напряжения σ1 и σ2 равны между собой и соответ- ствуют радиальным напряжениям трубобетонных колонн круглого поперечного сечения с аналогичными геометрическими и конструк- тивными параметрами. Эти напряжения равны: 124 в которой μp – коэффициент армирования трубобетонной колонны; Rs – предел текучести стали оболочки; k – коэффициент бокового давления, определяемый по формуле: В [2] предложена формула для вычисления осредненной величи- ны радиального напряжения по всему сечению в бетоне σbrm, кото- рая связана с прочностью при объемном сжатии: После принятия с некоторым запасом ξ =0,52 и преобразований получены следующие формулы: , где Ap – площадь сечения стальной оболочки. В нормах [3] приведена другая методика расчета, в которой ра- бота бетона в обойме не учитывается. Согласно [3] несущую способность сталежелезобетонного попе- речного сечения на сжатие в пластической стадии Npl,Rd следует определять суммированием несущих способностей в пластической стадии его компонентов: Npl,Rd = Aafyd + 0,85Acfcd + Asfsd Выражение применяют к полностью или частично обетониро- ванным стальным сечениям. Для замкнутых сечений, заполненных бетоном, коэффициент 0,85 в формуле может быть заменен на 1,0. С учетом требований таблицы 6.3 [3] и следующих требований: 2,0,где -условная гибкость, – коэффициент влияния стали , характеризующий долю усилия, воспринимаемого стальным сечением, должен удовлетворять сле- дующему условию: 0,2 0,9. 125 Для выполнения сравнения были взяты следующие исходные данные: Бетон: С25/30, С 30/37, С 40/50 Профиль: 300×300×8 ГОСТ 30245-94, сталь С375. Результаты расчетов сведены в табл.1: Таблица 1. – Несущая способность ТБК по методикам [2] и [3] Методика расчета С25/30 С30/37 С40/50 N2 5524.095 5794.129 6334.195 N3 4159.542 4429.575 4969.642 126 3 2 N N 1.33 1.31 1.27 Как показали вычисления несущая способность горизонтального рассчитанная по методике [2], превышает в среднем на 34,5% его несущую способность, рассчитанную по методике [3]. Данное рас- хождение обусловлено тем, что первый метод учитывает влияние эффекта обоймы. Сравним теперь расход металла на ТБК (при расчете по [2]) и равнопрочную ей железобетонную колонну с жесткой арматурой. При этом расчет железобетонных элементов c жесткой арматурой выполняем по п.7.1.2.17 норм [4]. Результаты расчетов приведены в табл.2, в которой saA пло- щадь поперечного сечения профиля ТБК; 1sA требуемая площадь поперечного сечения жесткой арматуры железобетонной колонны. Таблица 2. – Сравнение площади сечения стали для равнопроч- ных ТБК и железобетонных элементов с жесткой арматурой Nrd, кН 5524.095 5794.129 6334.195 As1, см 2 по [4] 136,89 137,38 138,38 Asa, см 2 по [2] 89,9 89,9 89,9 Экономия металла, см2 46,99 47,48 48,48 Экономия металла, % 34,3 34,6 35,0 Сравнение расчетов трубобетонной колонны с квадратным сече- нием и железобетонной колонны с жесткой арматурой показало, что применение ТБК позволяет сэкономить до 35% металла и сократить трудозатраты. Эти результаты подтверждают эффективность при- менения ТБК квадратного сечения в современном строительстве. ЛИТЕРАТУРА 1. Кришан, А.Л. Трубобетонные колонны с предварительно обжа- тым ядром / А.Л. Кришан – Ростов н/Д.: Рост. гос. строит. ун-т, 2011. – 372 с. 127 2. Кришан, А.Л. Прочность трубобетонных колонн при осевом сжатии / А.Л. Кришан, С.А. Мельничук // Вестник МГТУ им. Носова. – 2012. – с. 51-54. 3. ТКП EN 1994-1-1 Еврокод 4: Проектирование сталежелезобе- тонных конструкций. Часть 1-1. Общие правила и правила для зданий. – Мн., МАиС, 2009. – 105 с. 4. СНБ 5.03.01-02 Бетонные и железобетонные конструкции. – Мн., МАиС, 2003. – 139 с. 128 УДК 624.012 Адаптация проектных решений крупнопанельных жилых домов в условиях применения технологического оборудования зарубежных производителей. Сидоренко А.Д. (Научный руководитель – Смех В.И.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь В течение последних лет специалисты проектных институтов и предприятия-производители сборного железобетона, работающие в области индустриального домостроения, встали перед необходимо- стью совершить качественный скачок в решениях и подходах, при- меняемых при проектировании нового поколения жилых домов и производстве сборных железобетонных изделий для них. Это было вызвано следующими условиями: – назревшей необходимостью приведения проектов массового применения в соответствие с изменившимися архитектурно- планировочными, конструктивными, пожарно-техническими и дру- гими требованиями, а также повысившимися требованиями к тепло- защите зданий и энергосбережению; – поставленной в республике задачи увеличить объемы строи- тельства жилья в рамках принятой программы реконструкции заво- дов КПД. – переходом на применение современных технологий, исполь- зующихся предприятиями по выпуску сборного железобетона за рубежом с привлечением к модернизации ДСК ведущих зарубеж- ных фирм. До недавнего времени, одним из основных условий, которое проектировщики должны были выполнять по требованию заказчи- ка, являлось сохранение существующей технологии производства, и все модернизации и корректировки сводились к изменению начин- ки панелей. Это было вызвано стоимостью бортоснастки, затраты на которую несоизмеримы со стоимостью проектных работ. При замене изношенной бортоснастки, которая в силу этих же причин производилась частями, повторялись профили и решения уровня 25…30-летней давности. Причем в ряде случаев, эти профили раз- 129 рабатывались еще для однослойных панелей, без учета современ- ных толщин слоев, конструкции анкеров и т. п. Надо отметить, что при разработке объемно-планировочных ре- шений главнейшей является решение задачи энергосбережения. Как правило, современные крупнопанельные здания в Германии, Шве- ции, Финляндии имеют простые очертания, минимальный периметр наружных стен, балконы и лоджии выходят за отапливаемый пря- молинейный контур здания. Крепление балконов и лоджий к основ- ным конструкциям здания и перекрытиям обеспечивается примене- нием специальных элементов типа Halfen-Deha, Shock, которые ми- нимизируют «мостики холода», а также специальных колонн-стоек. Размеры таких балконов позволяют удобно использовать их для отдыха (рисунок 1). Рисунок 1. Пример застройки крупнопанельных домов в г. Тампере (Финляндия) Оконные проемы имеют максимальную площадь остекления на фасадах, обращенных к югу. Этажность таких домов, как правило, 3…5 этажей. Все дома выше 2-х этажей оборудованы лифтами. 130 Упрощенный внешний облик таких зданий успешно компенси- руется высокими качествами отделки, благоустройством и комфор- том проживания. Главным при решении градостроительных задач является не уплотнение существующей застройки, а создание ком- фортной среды проживания, способной привлечь жителей в этот район. Заводы сборного железобетона за рубежом – это зачастую не- большие предприятия с ограниченными производственными пло- щадями, работающие в условиях постоянно меняющейся номенкла- туры. Для успешной реализации различных проектов без изменения компонентов оборудования, необходимо, чтобы решения конструк- ций и узлов строго соответствовали ряду определенных требований. Непременным атрибутом универсальной технологии являются подъемные устройства многоразового использования, гильзы для пропуска коммуникаций, закладные устройства для монтажных подкосов, широкая номенклатура изделий для скрытой электропро- водки (типа «Keiser») – эти компоненты во многом и обеспечивают скорость оснащения форм. При этом борта, использующиеся на предприятиях- изготовителях изделий для КПД, имеют максимально упрощенную конструкцию (рисунок 2). 131 Рисунок 2. Панели перекрытия с упрощённым профилем Как правило, это профили 2-х видов: – универсальный прямой профиль с одной или двумя фасками для изготовления изделий всех видов толщиной от 80 мм и более для изготовления изделий всех видов; – универсальный профиль с фасками и продольной шпонкой для изготовления плит перекрытий и внутреннего слоя наружных сте- новых панелей. Часто борта изготавливаются таким образом, чтобы на противо- положных сторонах были профили разных типов. Это позволяет использовать один и тот же бортовой элемент для изделий с разным боковым профилем (рисунок 3). 132 Рисунок 3. Производство стеновой панели нестандартной формы Из подобных универсальных бортов на поддоне набирается нужный контур изделия. Недостающие участки, неизбежно возни- кающие при этом способе формообразования, заполняются специ- альными плоскими элементами с профилем, соответствующим ос- новному, или пенопластовым элементом, приклеенным к поддону. При отсутствии металлических бортов нужной высоты исполь- зуют водостойкую фанеру. При этом для устройства фасок исполь- зуется специальный рулонный профиль ПВХ, крепящийся к фанере степлером или обычными гвоздями. Следует отметить, что как только производство изделия или элемента стандартных очертаний и габаритов приобретает массовый характер, фирма предпочитает изготовить индивидуальную форму, совместимую с технологией Производители стремятся также максимально увеличивать длину применяемых бортовых элементов, если идет массовое изготовле- ние длинных панелей – например, для строительства промышлен- ных зданий. Этим достигается сокращение времени на оснащение поддонов и повышает устойчивость бортов во время укладки бето- на, вибрации, транспортировки и т.д. 133 Таким образом, эффективность производства обеспечивается не только декларированной универсальностью оснастки, но и за счет выполнения целого комплекса мероприятий, включающих разра- ботку соответствующих опалубочных систем, рецептурой применя- емых бетонных смесей, сопутствующей широкой номенклатурой закладных и подъемных устройств, гибких связей, пенополисти- рольных плит, специально предназначенных для применения в кон- струкциях КПД. К усложняющим факторам применения технологий в наших условиях можно отнести отсутствие перечисленной выше фурниту- ры, или неприемлемость ее применении по ценовым условиям. С учетом всех вариантов использования современных техноло- гий, сравнения затрат на изготовление бортов форм, главным усло- вием решения задачи модернизации существующих заводов КПД является разработка системы профилей и соединений, пригодная для всех видов оборудования – циркулирующих поддонов, стендов и кассет. Проектирование бортовых систем должно основываться на сле- дующих принципах: – отказ от противодождевых гребней и применение стыка т.н. «плоского» типа с одинаковым нижним профилем для всех панелей; – изготовление цокольных панелей одинаковой с этажными па- нелями толщины; – применение плит лоджий без напуска на продольные наруж- ные стены, что не требует изменений их опалубки; – отказ от подрезки по контуру в плитах перекрытия, необходи- мость в которой отсутствует по определению; – использование составных боковых бортов-разделителей, поз- воляющих изготавливать панели разной высоты – для типового этажа и чердака, а также технического подполья и подвала; – узлы и стыковые соединения должны быть запроектированы таким образом, чтобы ни в вертикальных, ни в горизонтальных стыках панелей не происходило снижения термического сопротив- ления. Кроме того, конструкция панелей и узлов должна максимально исключать человеческий фактор, как при изготовлении изделий, так и при их монтаже. Известно, что изделие, при изготовлении которо- 134 го производитель не испытывает трудностей, конструкция которого технологична и рациональна, гарантирует надежные эксплуатаци- онные показатели. Планировочные решения жилых домов, опалубочные чертежи панелей наружных стен, плит перекрытий и узлов изначально раз- рабатывались для изготовления изделий на стендовых линиях. В дальнейшем применение современных технологий позволяет значи- тельно расширить номенклатуру производимых изделий. Универ- сальность бортов позволяет без проблем выпускать изделия любых форм, для осуществления поставленной объёмно-планировочной задачи при проектировании. Использование готовых подъёмных устройств и закладных деталей заметно сокращает время на борто- снастку изделий, что заметно ускоряет и упрощает производство крупнопанельных изделий на заводе и соответственно решает зада- чу выхода на заданную проектную мощность. Например, удачное переоборудование Мозырского ДСК, позво- лило ему выйти на проектную мощность 70000 м2 в августе 2009 г и успешно решать задачи по строительству жилых домов нового по- коления в Мозыре, Гомеле и Гомельской области, Смоленске, Кур- ске. В настоящее время завод может выпускать 85000 м2 общей площади жилья. При этом расширяется номенклатура блок-секций и выпускаемой продукции. С помощью универсальной опалубочной системы на имеющемся оборудовании могут выпускаться любые наружные стены, если они толщиной 350 мм и предназначены для зданий с высотой этажа 2.8 м. Так. для системы энергосберегающих индивидуальных домов для Мозырского ДСК запроектирован и в 2012 г изготовлен опыт- ный образец наружной стеновой панели длиной 12,0 м с термиче- ским сопротивлением 4.5 м2·С/Вт (рисунок 4). 135 Рисунок 4. Экспериментальная 3-слойная наружная стеновая панель длиной 1 2м с термическим сопротивлением 4.5 м2·С/Вт Оказалось, что вопреки сложившемуся мнению о стендовом производстве, как менее универсальном, запроектированные на ос- нове изложенных принципов линии в наших условиях оказались не только эффективными и мобильными, но и экономичными. ЛИТЕРАТУРА 1. Методология и принципы ценообразования в строительстве. Ин- новационные технологии в строительной отрасли и их внедре- ние. Материалы I международной научно-практической конфе- ренции (г. Минск, 23-24 мая 2013 года). РНТЦ 2013. 2. PRE-FAB by Weckenmann (Журнал компании Weckenmann для предприятий по производству бетонных конструкций) вып.3 Но- ябрь, 2011. 3. Энергоэффективное строительство в Республике Беларусь. Сборник докладов международной конференции (г. Минск, 28 февраля 2013 года) МАИС РБ 2013. 136 УДК 624.012 Вторичное использование бетона Специан В.С. (Научные руководители – Латыш В.В., Делендик С.Н.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Развитие человеческой цивилизации определялся уровнем про- изводства предметов потребления – продуктов питания, жилищ, транспортных средств, бытовой техники и др. Каждый уровень производства связан с образованием отходов. И чем выше уровень цивилизации, тем больше отходов она производит. Осознание того, насколько неблагоприятно влияют отходы на окружающую среду, пришло сравнительно недавно. На сегодняшний день совершен- ствование системы обращения с отходами признается одной из главных проблем в области охраны окружающей среды. Бетон превратился в настоящее время в наиболее используемый в мире материал, его достижения стали почти легендарными, и его использование оказало огромное влияние на формирование совре- менной цивилизации и на все формы современной инфраструктуры. Из бетона строятся как культовые и, так и обыденные уникальные здания и сооружения. В результате разборки зданий и сооружений, а также накопления некондиционной продукции на предприятиях сборного железобетона образуются значительные количества так называемого бетонного лома. Экология бетона Оксфордский центр по устойчивому развитию совместно с Сове- том по железобетону Великобритании подготовили материал о до- стоинствах бетона – как материала архитектурно привлекательного и экологически благоприятного, отвечающего всем требованиям устойчивого строительства. Во многих офисных зданиях из других современных материалов, по данным специалистов, возникают про- блемы со здоровьем у работающего там персонала, получившие название “синдром нездоровых зданий”, приносящий ежегодно убытки в 600 млн. стерлингов вследствие потерь рабочего времени. 137 Благоприятный климат внутри помещений позволяет повысить производительность труда персонала на 6% – 16%. Говоря о других достоинствах бетона по отношению к окружа- ющей среде, нужно отметить, что его компоненты наименее дефи- цитны и места их добычи достаточно легко могут быть рекультиви- рованы. Являясь почти инертным, бетон является идеальной средой для использования многочисленных отходов и вторичных продук- тов переработки, которые в ином случае заполняли бы отвалы и свалки. Изготовление бетона и доставка его к месту его укладки также весьма энергоэкономичны по сравнению с другими стройма- териалами. В США, например, около 60% бетона производится в пределах 180 км от места применения (металл и дерево перевозятся за несколько сот и даже тысяч километров). Единственно энергоем- кий компонент бетонной смеси – цемент – занимает всего от 10% до 15% его объема и при этом за рубежом от 20% до 70% энергии для его производства получают от альтернативных источников (сжига- ния автопокрышек, деревянных поддонов, одноразовой посуды и других горючих отходов). Повсеместно доступный, технологичный и недорогой материал – бетон – составляет в наши дни большую часть городской застройки. И в наступившем столетии, по всей видимости, бетону уготована та же роль в окружающих нас зданиях и сооружениях, причем не только на Земле, но и в космическом пространстве. По данным уче- ных, на Луне имеются все основные компоненты бетонной смеси – песок и вода. Те же компоненты являются целью поиска новых ев- ропейских и американских экспедиций на Марс. Комитет по лун- ному бетону уже давно создан в рамках Американского института бетона. Переработка строительных отходов и вторичное использование бетона Проблема утилизации строительных отходов остро стоит во всем цивилизованном мире. По данным международной организации RILEM в странах ЕС, США и Японии к 2000 г. ежегодный объем только бетонного лома составил более 360 млн.т. Начиная с 70-х годов во многих странах ведутся широкомасштабные исследо- вания в области переработки бетонных и железобетонных отходов, 138 изучения технико-экономических, социальных и экологических ас- пектов использования получаемых вторичных продуктов. Перера- ботка бетонного лома направлена в настоящее время в основном на получение вторичных заполнителей и высвобождение арматурной стали. Энергозатраты при добыче природного щебня в 8 раз выше, чем при получении щебня из бетона, а себестоимость бетона, при- готавливаемого на вторичном щебне, снижается на 25%. Однако стоит отметить, что полностью заменять гранитный щебень вторич- ным в конструкциях нельзя. По данным исследования данного во- проса РУП "Институт БелНИИС" в конструкции можно вводить до 30% вторичного щебня. Зарубежный опыт в переработке строительных отходов. В мировой практике применяются два основных принципа орга- низации переработки тяжелых строительных отходов и некондици- онной продукции стройиндустрии: 1. переработка образовавшихся отходов на месте их возникно- вения (на стройплощадке) – не позволяет применять высокопроиз- водительное оборудование, обеспечивающее получение чистого и фракционированного продукта; 2. переработка отходов на специальных комплексах – преду- сматривает дополнительные транспортные расходы на доставку от- ходов к месту переработки, которые компенсируются эффективной работой дробильно-сортировочного комплекса большой мощности, возможностью более глубокой переработки, отбором всех посто- ронних включений, возможностью организации постоянной логи- стики и маркетинга, относительно простым решением экологиче- ских проблем. Таблица 1. – Сравнение площади сечения стали для равнопроч- ных ТБК и железобетонных элементов с жесткой арматурой (их более 20). Страна Отходы строительства, млн.т Повторно использовано, % Нидерланды 11 90 Бельгия 7 87 Великобритания 30 45 Германия 59 17 139 Франция 24 15 Например, в Германии в каждой земле существуют крупные пе- рерабатывающие комплексы. Только в Берлине (где снос построен- ных во времена ГДР панельных пятиэтажек даже не планируется). Рисунок 1. Технолоническая линия по производству фракционированного вторичного заполнителя Производительность комплексов в зависимости от их ком- плектации и загрузки составляет 100-800 тыс. т в год. Отечественный опыт переработки строительных отходов. На территории бывшего СССР работы начаты в Москве, в начале 80-х годов, где также существовал фактор высокой стоимости земли под отвалы. Первое применение дробленого бетона началось с ис- пользованием его в качестве подсыпки под временные дороги и для заполнения пустот и оврагов. В 2008 году принят Закон Республики Беларусь «Об обращении с отходами». С принятием Закона изменились принципы государ- ственной политики в области обращения с отходами - приоритет- ность использования отходов по отношению к их обезвреживанию или захоронению и иное. Особое внимание уделяется обращению со строительными отхо- дами, увеличению объемов их переработки и использования. В настоящее время в Гродненской области, к примеру, строительные отходы, образующиеся при производстве строительных материалов, 140 перерабатываются и используются повторно практически в полном объеме на таких предприятиях, как ОАО «Сморгоньсиликатобе- тон», ОАО «Красносельскстройматериалы», ОАО «Гродненский комбинат строительных материалов», ОАО «Гродножилстрой», ОАО «Гроднопромстрой». Таблица 2. – Физико-механические характеристики щебня из дробленого бетона Щебень Фракция, мм Насыпная плот- ность, кг/м3 Водопо- глоще- ние, % Показатель дробимости в сухом состоя- нии в насыщен- ном водой состоянии Без обработки 5-10 10-20 5-20 1170 7 22,5 20 29,2 23,9 После само- измельчения 5-10 10-20 5-20 1310 4,3 13,3 20,1 17,7 16.8 20.9 19,3 После помола в шаровой мельнице 5-10 10-20 5-20 1350 3,8 11.2 12.7 12,1 13,4 11,8 12.2 Установлено, что применение крупных заполнителей из дробле- ного бетона классов С20/25…С40/50 позволяет получать бетон той же или незначительно (на 5…10%) ниже прочности бетона на при- родных заполнителях. С уменьшением крупности вторичного за- полнителя (до 3…10 мм) при прочих равных условиях прочность существенно снижается. Использование вторичных заполнителей увеличивает деформативность бетона: она тем больше, чем меньше крупность заполнителя и прочность бетона, подвергаемого дробле- нию. Модуль упругости бетона на вторичных заполнителях снижа- ется на 7…18% по сравнению с бетоном на природных заполните- лях. Положительный эффект достигается при использовании крупно- го заполнителя из дробленого бетона в сочетании с природным кварцевым песком. Также преимущество в низкой цене, в среднем, он в два раза дешевле гранитного щебня, что очень выгодно. 141 ЛИТЕРАТУРА 1. Электронный научный журнал «Инженерный вестник Дона» (http://www.ivdon.ru). 2. Сухая-засыпка.ру (http://suhaja-zasypka.ru). 3. A. Leshchinsky, M. Lesinskij. Concrete aggregate from construction and demolition waste, BFT, N8, 2003, pp. 14-22. 4. Specification for concrete with recycled aggregate, RILEM TC 121- DRG, Materials and Structures, V. 27, 1994, pp. 557-559. 5. Кикава О. Ш., Соломин И. А. «Переработка строительных отхо- дов». — М.: «СигналЪ»,2000 г. 6. СтройПРОФИль – общероссийский журнал строительной отрас- ли. Строительные материалы и технологии №104 (12.02.2013). 142 УДК 624.012 Прогрессирующее обрушение Титов А.Л. (Научный руководитель – Зверев В.Ф.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Тема расчета на прогрессирующее обрушение раскрыта в ТКП 45-3.02-10-2008 «Высотные здания» [1], там же даны следующие определения: Высотное здание – многоэтажное здание жилого назначения вы- сотой от 75 до 100 м включительно, общественного и многофунк- ционального назначения высотой от 50 до 200 м включительно. Вы- сота здания – разность отметок от поверхности проезжей части ближайшего к зданию проезда до отметки пола верхнего этажа, не считая технического. Прогрессирующее обрушение – разрушение несущих конструк- ций здания в пределах трех и более этажей или на одном этаже площадью более 80 м2, возникающее в результате разрушения от- дельного несущего конструктивного элемента, вызванного особым воздействием. Аварийная ситуация может быть вызвана деятельностью челове- ка (взрывы газа, теракты, пожары, наезды транспорта, дефекты про- ектирования и строительства, неквалифицированная реконструкция с пристройкой, надстройкой, перепланировкой помещений, сопро- вождаемая ослаблением или перегрузкой несущих элементов и ос- нований) или природными явлениями (землетрясения, ураганы, оползни). Так как исключить вероятность возникновения подобных ситуаций полностью невозможно, необходимо обеспечить некото- рую степень безопасности людей и сохранности их имущества за счет уменьшения вероятности прогрессирующего обрушения при локальных разрушения несущих конструкций. При проектировании высотных зданий в общем случае следует учитывать следующие особые воздействия: – нагрузки, характеризующиеся давлением на внешние и внут- ренние поверхности зданий и их отдельные конструктивные эле- 143 менты (например, взрывы, давление ветра и другие опасные метео- рологические явления); – нагрузки, вызванные ударом (например, ударные воздействия от транспортных средств, ракеты, попадание осколков); – вибрационные воздействия в процессе сноса; – вынужденные деформации конструктивной системы в целом или отдельных конструктивных элементов (при пожарах, осадке опор при образовании карстовых воронок и провалов в основаниях зданий и т. д.). Основные средства защиты зданий от прогрессирующего обру- шения: резервирование прочности несущих элементов, обеспечение несущей способности ригелей колонн, диафрагм, дисков перекры- тий и стыков конструкций; создание неразрезности и непрерывно- сти армирования конструкций; повышение пластических свойств связей между конструкциями; включение в работу пространствен- ной системы несущих элементов. В качестве примера взято 13-ти этажное каркасное здание из мо- нолитного железобетона. В качестве объекта для разрушения была выбрана угловая колонна (см. рис. 1), т.к. при ее удалении наблюда- ется наиболее значительное увеличение пролета. Расчет был прове- ден в программном комплексе SCAD. В основу расчета на прогрессирующее обрушение в ПК SCAD положены следующие положения: – в качестве исходной модели конструкции здания для расчёта на прогрессирующее обрушение принимается модель, полученная по результатам прочностного анализа и последующего подбора ар- матуры в элементах железобетонных конструкций и сечений эле- ментов стальных конструкций; – элементы расчетной схемы, моделирующие внезапно удаляе- мые элементы сооружения, объединяются в группы; количество элементов сооружения, одновременно вышедших из строя (обру- шившихся), не ограничивается; – расчёт выполняется для комбинации загружений, включающей постоянные нагрузки и длительные части временных нагрузок с ко- эффициентом 1; 144 – для учёта внезапности удаления элементов конструкции и эф- фекта падения обрушившихся конструкций вводятся коэффициенты динамичности; – проверка элементов железобетонных и стальных конструкций, входящих в состав расчетной схемы после внезапного удаления элементов, выполняется только с учетом первого предельного со- стояния; – расчётные прочностные и деформационные характеристики материалов принимаются равными их нормативным значениям. Рисунок 1. Выбор объекта разрушения 145 Расчет на прогрессирующее обрушение выполняется в два этапа. Первый этап включает: – статический и динамический (если это необходимо) расчеты с целью определения напряженно- деформированного состояния кон- струкции в нормальных условиях эксплуатации; – определение расчетных сочетаний усилий (РСУ); – подбор арматуры в элементах железобетонных конструкций с учетом первого и второго предельных состояний; – проверка и подбор прокатных сечений элементов стальных конструкций. Для выполнения второго этапа необходимы дополнительные данные, которые включают: – список конечных элементов, входящих во внезапно удаляемый фрагмент конструкции; – проверочную комбинацию загружений, в которую входят по- стоянные нагрузки и длительная часть временных нагрузок с коэф- фициентом 1; – группу нагрузок, определяющую вес обрушившихся конструк- ций; – коэффициент перегрузки (динамичности) - Kf для корректи- ровки реакции системы при внезапном удалении элемента кон- струкции; – для коэффициента перегрузки - Kg корректировки реакции си- стемы на обрушение вышедших из строя конструкций (по умолча- нию принимается Kg = Kf = 2); – значение интервала неопределенности. Следует отметить, что определение коэффициента перегрузки представляет собой отдельную задачу. Наиболее часто используется методика, приведенная в книге И.Н. Тихонова [2]. Но использова- ние данного метода подразумевает ручное вычисление, из-за чего возможно неточное определение коэффициента перегрузки, что весьма сильно повлияет на результаты расчета. Модель можно рассчитать линейным и нелинейным методом. Преимуществом первого способа является сравнительно малые за- траты компьютерного времени и приемлемая точность вычисления. Если выполняется нелинейный расчет, то следует назначить ме- тод расчета и задать соответствующие методу параметры (количе- 146 ство шагов, количество итераций). Расчет будет более точным, од- нако время, затраченное на расчет, возрастает. Результаты расчета отображаются в двух- и трехцветной графи- ческой интерпретации. Красным цветом маркируются вышедшие из строя элементы, желтым – попавшие в промежуток неопределенно- сти, зеленым – сохранившие работоспособность. При расчете на прогрессирующее обрушение в ПК SCAD используются расчеты только по первой группе предельных состояний, величина прогибов и ширина раскрытия трещин не нормируются. Мною было проведено исследование на предмет выявления сте- пени влияния жестких блоков на результаты расчета. В качестве жесткого блока был принят последний этаж, выполненный в полно- стью монолитном варианте (включая наружные стены). Степень влияния оказалась весьма высока – деформации по вертикали при разрушении колонны нижнего этажа уменьшились практически в два раза, также значительно снизилась величина площади разруше- ния (с 43 м2 до 30 м2, в процентном соотношении с 6,1% до 4,3%). Ограничение размеров области повреждений при удалении внешней колонны или несущей стены приведены в [1] и нормируют площадь разрушения следующим образом: При удалении наружной колонны или стены требуется, чтобы площадь обрушения покрытия непосредственно над удаленным элементом была не более 70 м2 и не более 15% от общей площади покрытия. Перекрытие, располагаемое ниже поврежденного эле- мента, не должно разрушаться. Любое разрушение не должно рас- пространятся за пределы конструкций, играющих второстепенную роль по отношению к удаленному элементу. Выводы 1. Рассчитываемое здание показало высокую степень устойчи- вости к прогрессирующему обрушению; 2. Наличие совмещенного с техническим этажом жесткого блока позволяет значительно уменьшить степень разрушения; 3. Модуль расчета на прогрессирующее обрушение в ПК SCAD требует дальнейшей проработки, т.к. не позволяет оценить величину деформаций, точно определить необходимые коэффици- енты, учесть физическую нелинейность работы материала. 147 ЛИТЕРАТУРА 1. ТКП 45-3.02-108-2008 (02250): Высотные здания. Строительные нормы проектирования. 2. И.Н. Тихонов. Армирование элементов монолитных железобе- тонных зданий. Москва, 2007. 148 УДК 624.012 Асаблівасці рэканструкцыі з рэстаўрацыяй палаца-паркавага ансамбля XVIII стагоддзя Хоціна М.Ул. (Научный руководитель – Латыш Ул. В.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Гістарычныя звесткі. Жыліцкі палацава-паркавы ансамбль размешчаны ў маляўнічым месцы ў вёсцы Жылічы Кіраўскага раёна Магілёўскай вобласці. З'яўляючыся класічным узорам архітэктуры XVIII - XIX стст., старажытная сядзіба арыентавалася на спалучэн- не побыту і забаў, гаспадарчай дзейнасці і заняткаў мастацтвам. Дабосненскі маёнтак належыў роду Булгакаў, з канца ХVIII ста- годдзя і да 1917 г. Булгакі - знакаміты шляхецкі род Мінскай гу- берні, які валодаў шматлікімі маёнткамі ў Мінскай, Гродзенскай і Магілёўскай губернях. Маёнтак Дабосня займаў плошчу каля 100га. Акрамя самога па- лацава-паркавага ансамбля ў сядзібу ўваходзілі велізарныя сады з абодвух бакоў р.Добосня, агароды, а гэтак жа вялікія сажалкі, дзе вялася рыбная гаспадарка. На тэрыторыі маёнтка размяшчаліся гаспадарчы двор, стайні, карэтны двор, вадзяны млын, бровар, крухмальны і цукровы заводы. Цэнтральным ядром кампазіцыі з'яўляецца палац, пабудаваны ў стылі позняга класіцызму. Ліпавыя алеі, якія акружаюць палац з трох бакоў надаюць парку рэгулярны характар. Уладальнік сядзібы Ігнацій Булгак пачаў будаўніцтва не пазней як у 1823 годзе. Бу- даўніцтвам палаца кіраваў архітэктар Клабукоўскі - выпускнік Пецярбургскай акадэміі мастацтваў. Кансультантам на будаўніцтве быў прафесар Віленскага ўніверсітэта Карл Падчашынскі - прадстаўнік класіцызму пачатку XIX стагоддзя. Пасля пераходу ў 1848 годзе спадчыны малодшаму сыну Эдгару было завершана будаўніцтва палаца. У 1914 г. Эдгар Булгак прадаў Дабосню свайму пляменніку, Эмануілу Іосіфавічу Булгаку, сам з'ехаў за мяжу, дзе і памёр ў 1923 годзе. 149 Малюнак 1. Галоўны фасад палаца (фотаздымак пачатку XX ст.) Эмануіл Булгак ў 1917 г. у сувязі з рэвалюцыйнымі падзеямі, якія змянілі гістарычны шлях Беларусі, быў таксама вымушаны назаўсёды пакінуць бацькоўскі дом. Вядома, што Эмануіл, апошні ўладальнік маёнтка Дабосня, жыў у Францыі і памёр ў 1943 годзе, не пакінуўшы нашчадкаў. Малюнак 2. Інтэр'ер сталовай (фотаздымак пачатку XX ст.) За перыяд калектывізацыі былі пашкоджаныя і выбылі з эксплуатацыі аранжарэя і флігель, які прымыкаў да яе. У час вайны 150 1941...1945гг. гэтыя будынкі былі разабраныя "па цаглінцы" і ў да- лейшым не адноўлены. У такім выглядзе палац захаваўся да ця- перашняга часу. У 1949г. у будынках комплексу размяшчалася школа працоўнай моладзі. У 1956г. у памяшканнях комплексу размяшчаліся наву- чальныя класы і адміністрацыйныя памяшканні сельскагаспадарча- га тэхнікума МСХ БССР. У 1966г. быў адкрыты музей. У пасляваенны перыяд спецыялізаваныя арганізацыі неаднаразо- ва прыступалі да працы над праектамі рэстаўрацыі палацавага ком- плексу, але, за выключэннем цякучых рамонтаў канца 40х-50х га- доў, рэстаўрацыйныя працы доўгі час не вырабляліся. Мастакамі - рэстаўратарамі ў 1970-х г. быў выкананы аб'ём работ па рэстаўра- цыі ляпніны ў галоўным корпусе палаца. У цяперашні час у будын- ках ансамбля размяшчаюцца "Жыліцкі гістарычны комплекс- музей", бібліятэка, школа мастацтваў. Работы па рэканструкцыі палаца-паркавага ансамбля пачаліся на прыканцы 2008 года і вядуцца да цяперашняга часу. Частка палаца, дзе знаходзіцца музычная школа ўжо адрэканстуявана. Малюнак 3. Выгляд палаца да пачатку правядзення рэканструкцыі 151 Малюнак 4. Частка палаца пасля рэканструкцыі Канструкцыя і стан існуючага міжпавярховага перакрыцця У межах дыпломнага праекту ставілася задача па рэканструкцыі перакрыцця над першым паверхам. Згодна з абследваннем, пера- крыццё над першым паверхам будынка палаца выканана з раз- мяшчэннем драўляных бэлек перакрыцця ў адзін і два ўзроўні з крокам 760-910мм. Ніжні ўзровень перакрыцця ўспрымае нагрузкі ад уласнай вагі і тынкавых столяў. Практычна ўсе памяшканні першага паверха маюць падвесныя столі з гіпсавай пліткі, якая хавае сапраўдны стан столяў. Аднак, на участках, дзе адсутнічаюць падвесныя столі, іх стан нездаваль- няючы, а ў некаторых памяшканнях і перадаварыйны. Такі стан столяў выклікала намаканне перакрыццяў. Участкі верхняга ўзроўню перакрыццяў па драўляных бэльках будынка палаца над першым паверхам ў большасці памяшканняў перагружаныя і патра- буюцца мерапрыемствы па іх замене, узмацненню ці зніжэнню ўзроўню нагрузак. У некаторых месцах больш за 50% перасеку бэлек пашкоджана цвілью. 152 153 Малюнак 5. Склад існуючага маналітнага перакрыцця Патрабаванні па рэканструкцыі перакрыцця над першым паверхам: 1 Канцэпцыя выкарыстання аб’екта ў будучым прадугледжвае правядзенне ў палацы бальных і музычных вечароў, тэматычных спектакляў, што цягне за сабой прысутнасць ў памяшканнях палаца даволі вялікай колькасці людзей. Таму ступень вогнеўстойлівасці будынка прымаецца IV-ай. 2 Максімальная магчымая вышыня маналітнага перакрыцця павінна скласці не больш як 400мм па патрабаванні архітэктараў- рэстаўратараў для аднаўлення аўтэнтычных столяў. 3 Па той жа прычыне неабходнасці аднаўлення аўтэнтычных столяў ніжняя паверхня маналітнага перакрыцця павінна быць плоскай. Праектным інстытутам прапанаваны праект замены міжпавярховага перакрыцця па драўляных бэльках, паводле якога выконваецца маналітнае перакрыццё па металічным бэлькам. Металічные бэлькі ўсталёўваюцца ў папярэдне высвідраваныя гнёзды. Маналітная пліта выконваецца з абапіраннем на ніжнюю полку металічнай бэлькі. Самі бэлькі абетаніруюцца. Варыянт маналітнага перакрыцця, прапанаваны ў межах дыпломнага праекту прыведзен на малюнку 7. Паводле дадзенага варыянту (мал.6) маналітнае перакрыцце мае бэлечную схему, прычым бэлькі ўсталёўваюцца ў існуючыя гнёзды з невялікім павялічэннем гнёздаў па вышыні. Асобна разлічвалася шматпралётная верхняя пліта на нагрузкі ад асабістай вагі, ад канструкцыі падлогі і карыснай нагрузкі і шматпралётная ніжняя пліта на нагрузкі ад асабістай вагі і вагі ўцяпляльніка. Бэлька двутаўравага перасеку разлічвалася па аднапралётнай схеме. 154 М алю нак 6. Ф рагм ент плана м аналітнагат перакры цця. Р азрэз А -А , Б -Б , В -В . (В ары янт праектнага інсты тута) 155 Вышыня маналітнага перакрыцця прынята з улікам: 1 Вышэй названных патрабаванняў па аднаўленні аўтэнтычных столяў. 2 Магчымасці раскладкі сетак пліт і плоскага каркасу бэлек. 3 Забеспячэння дапушчальнага прагібу канструкцыі маналітнага перакрыцця. Малюнак 7. Фрагмент плана маналітнага перакрыцця. Разрэз 1-1. Вузел абапірання маналітнай бэлькі на цагляную сцяну. Вузел 1. (Варыянт, пранаваны ў межах дыпломнага праекту). Параўнальны аналіз варыянтаў канструявання перакрыцця над першым паверхам. Расход матэрыялаў прыведзены ў табліцах 1 і 2. 156 Табліца 1.– Сярэдні расход матэрыялаў на 1 м2 маналітнага перакрыцця Варыянты маналітнага перакрыцця Бетон, м3 Сталь, кг Варыянт праектнага інстытута 0,121 15,7 Варыянт у межах дыпломнага праекту 0,148 6,5 Табліца 2. Расход матэрыялаў на ўсё перакрыццё S = 784,3м2 Варыянты маналітнага перакрыцця Бетон, м3 Сталь, кг Варыянт праектнага інстытута 94,9 12284 Варыянт у межах дыпломнага праекту 116,1 5090 Заключэнне Параўнальны аналіз паказаў, што для варыянта, прапа-наванага ў межах дыпломнага праекту: 1. Эканомія сталі на ўсю плошчу маналітнага перакрыцця склала 58,5% альбо 7,2 т. 2. Расход бетону павялічыўся на 18,3% альбо на 21,2м3. 3. Улічваючы тое, што бэлькі ўсталёўваюцца ў існуючыя гнёзды мы эканомім выдаткі працы. Да ўвагі трэба прыняць і тое, што мы не мяняем нясучыя сцены. 4. Тэхналагічнасць выканання канстуктыўнага рашэння, прынятага ў межах дыпломнага праекту, падаецца нам больш лёгкай з боку гледжання падачы матэрыялаў да месца мантажу. ЛIТАРАТУРА 1. Адамовіч С.Ф. Помнік архітэктуры ХVIII- ХIХ ст.ст. – палаца- паркавы ансамбль у в. Жылічы Кіраўскага раёна Магілёўскай вобласці. Гісторыка-архіўныя даследаванні. – Мінск 2008. – 46 с. 2. Заключэнне па тэме: “Даследаванне тэхнічнага стану нясучых канструкцый будынка палацу, галерэі і капліцы на аб’екце “Помнік архітэктуры ХVIII- ХIХ ст.ст. – палаца-паркавы ан- 157 самбль у в. Жылічы Кіраўскага раёна Магілёўскай вобласці. – Мінск 2008. – 151с. 3. Канструкцыі бетонные и жалезабетонные: БНБ 5.03.01-02 / МАіБ РБ. – Мінск, 2003. – 140 с. 158 УДК 691.87 Моделирование сцепления с бетоном стеклопластиковой арматуры Щербак Е.В. (Научный руководитель – Хотько А.А.) Белорусский национальный технический университет, Минск, Беларусь Коррозия стальной арматуры в бетоне сокращает срок службы конструкции, вызывает высокие затраты на ремонт и может поста- вить под угрозу структурную целостность самой конструкции. Стеклопластиковая арматура (АСП) исключает этот недостаток. АСП имеет ряд преимуществ перед стальной арматурой особенно при использовании в оксидной, морской и другой соляной среде. Стеклопластиковая арматура постепенно занимает более широкое признание в качестве замены обычной арматурной стали, ввиду ря- да преимуществ [1]. Однако, как за рубежом, так и в Республике Беларусь, ввиду от- сутствия нормативных документов, регламентирующих требования к стеклопластиковой арматуре, имеются различия, как в технологии изготовления арматуры, так и в геометрических параметрах обра- зующегося при производстве периодического профиля. Кроме того, в отличие от стальной арматуры, у которой материал поперечных выступов профиля и остова стержня аналогичны, поперечные вы- ступы стеклопластиковой арматуры образованы в основном поли- мерным связующим, имеющим отличительные свойства от стек- лянного волокна. Анализ экспериментальных и теоретических исследований напряженно-деформированного состояния (НДС) бетона в области контакта со стержневой арматурой показал, что НДС бетона опре- деляется рядом механических, физических и химических факторов: 1) зацеплением за бетон микронеровностей поверхности армату- ры, выступов профиля и соответствующему сопротивлению бетон- ных консолей; 2) заклиниванием арматуры в бетоне, сопровождающимся появ- лением распора и сопутствующими ему силами трения; 159 3) силами трения по площади контакта, обусловленными ради- альным давлением от деформаций усадки бетона; 4) силами трения, вызванными поперечным обжатием бетона внешней нагрузкой; 5) склеиванием (адгезией) цементного геля с арматурой. Из всех указанных факторов, профиль арматуры оказывает наибольшее влияние на сцепление. Широкие исследования контакта позволили к 40-50-м годам вы- явить общую картину влияния факторов, определяющих контактное сопротивление. Оказалось, что несовершенства контакта могут ока- зывать, по меньшей мере, такое же влияние, как механическое со- противление бетона. Так, при жестко закрепленной арматуре осадка бетонной смеси может приводить к полному нарушению контакта. Изменилось представление о роли усадки, ее стали причислять к факторам, отрицательно влияющим на сцепление. Систематическое изучение расклинивающего действия арматуры, являющееся основ- ной причиной раскалывания бетона. Были выявлены природа появ- ления распора, закономерности его развития при сосредоточенных анкерах и при профилированной арматуре, механизм развития про- дольных трещин и оценка их опасности [4]. АСП производиться с не регламентируемыми видами профилей и очевидно арматурные стержни различных производителей имеет различное сцепление с бетоном. Поэтому целью нашей работы ста- ло исследование сцепления стеклопластиковой арматуры разных профилей с бетоном. Эффективность сцепления обычно определяется по результатам испытаний стержней на выдёргивание их из бетона. Основным кри- терием для оценки сцепления является величина сдвига стержня на различных стадиях его нагружения. Прежде всего, следует оценить характер изменения напряжения смятия бетона под выступами в зависимости от величины относительной площадки смятия. Экспериментальных исследований сцепления стеклопластиковой арматуры с бетоном проводилось мало, данные ограничены. Поэто- му нами были произведены теоретические исследования моделиро- вания сцепления с бетоном АСП. С помощью расчётного комплекса FEMAP v 11.0.1 нами была создана конечно элементная модель сцепления стеклопластиковой 160 арматуры (E = 55 Гпа) и бетона (С20/25 и С 25/30) и шагом рифов 15 мм и 20 мм. В расчетах при анализе напряженно-деформированного состояния использовались осесимметричные КЭ модели CQUADX4. Необходимо отметить тот факт, что в модели риф имеет форму прямоугольника, а по факту это скорее трапеция. Изменение угла наклона выступов к образующей в пределах 45˚ 90˚ не сказалось на эффективности сцепления. Влияние наклона боковой поверхно- сти на деформативность и прочность сцепления изучалась многими авторами. Выявлено, что угол наклона этих поверхностей (в преде- лах 45˚ 90˚) и плавность их перехода к телу стержня не оказывают решающего влияния на сцепление арматуры [3]. Корректное описание процесса разрушения связей сцепления арматуры с бетоном актуально для практики и требует при прове- дении КЭ расчетов учета разрывов (нарушения сплошности) в рас- пределении полей перемещений. В рамках данного исследования нами получен ряд нелинейных КЭ решений задачи о вытягивании арматуры из бетонного блока на основе различных подходов учета сцепления и произведено их систематическое сравнение. Рассматривали вытягивание стержневой профилированной арма- туры из бетонного блока при нагружении силой равной 1592,4 H, что составляло 1/360˚ от 10000 H (=10000/2/3,14). Геометрия объек- та соответствует требованиям RILEM/CEB/FIB [2]. Нагрузка при- кладывается к верхнему концу арматурного стержня. Контроль пе- ремещений при построении диаграмм сцепления производился на контрольных точках. Существуют различные виды моделей. Авторы по-разному мо- делировали сцепление арматуры с бетоном. Но наиболее адекват- ной на наш взгляд, является трехслойная модель, предложенная Карпенко Н.И. Нами принята модель "арматура – контактный слой – бетонная оболочка". Сущность допущения состоит в выделении контактного слоя, к которому отнесен бетон, находящийся в зоне высоких напряжений. Возможность такого выделения базируется на том, что деструктивные процессы, в частности контактные трещины, разви- ваются обычно в пределах слоя небольшой толщины, близкой к ша- 161 гу профилировки. Отдельные сквозные или несквозные трещины, получающие большое развитие, должны при применении модели учитываться специально[4]. Эти же предположения были внесены М.М. Холмянским, Н.И. Карпенко. Модель постоянно обновляется, уточняется сетка конечных эле- ментов. В данном отчете риф, размерами 1,5×1,0 мм представлен в виде 16-ти КЭ. Рисунок 1. Распределение напряжений в АСП и бетоне Проведенный анализ показал, что разница в напряжениях, воз- никающих в рифе, зависит не только от класса бетона, но и от шага рифов. Причем настолько, что при увеличении расстояний между рифами с 15 мм до 20 мм оно сопоставимо с уменьшением класса бетона на одну позицию с С25/30 до С 20/25, а именно в 1,07 раза, а на отдельных точках и 1,23 раза. На данном этапе проводится подго- товка к проведению экспериментальных исследований сцепления стеклопластиковой арматуры с бетоном для оценки адекватности построенной модели. ЛИТЕРАТУРА 1. R. Brown, A. Shukla and K.R. Natarajan. Fiber Reinforcement of Concrete Structures, University of Rhode Island, Dept. of Chemical Engineering, 2002 -51с. 162 2. RILEM/CEB/FIB. Recommendation on reinforcement steel for reinforced concrete. RC6. Bond test for reinforcement steel. 2. Pull- out tests. 1983. 8p. 3. Мулин Н.М. Стержневая арматура железобетонных конструк- ций. – М.: Стройиздат, 1974. – 233 с. 4. Холмянский М.М. Контакт арматуры с бетоном. – М.: Стройиз- дат, 1981. - 184 с. 163 Научное издание СОВРЕМЕННЫЕ МЕТОДЫ РАСЧЕТОВ И ОБСЛЕДОВАНИЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ И КАМЕННЫХ КОНСТРУКЦИЙ Материалы 69-й студенческой научно-технической конференции 25 апреля 2013 года Подписано в печать 01.11.2013. Формат 60 84 1/16. Бумага офсетная. Ризография. Усл. печ. л. 9,42. Уч.-изд. л. 7,36. Тираж 100. Заказ 648. Издатель и полиграфическое исполнение: Белорусский национальный технический университет. ЛИ № 02330/0494349 от 16.03.2009. Пр. Независимости, 65. 220013, г. Минск.