Журнал - бетон и железобетон 1969 - избранные статьи

Журнал "Бетон и железобетон" 1969. Избранные статьи.

Скачать книгу бесплатно!

0  

...подождите пожалуйста, добавляется отзыв...


--------------- page: ; remove-txt -----------

--------------- page: 1 -----------
железобетон
избранные статьи
(оцифровано с ксерокопий в состоянии «как есть»)
--------------- page: 2 -----------
УДК CCC.fl73.fi
Мелкозернистый пневмобетон и его применение
Д-р техн. паук Г. Б. ИВЯИСКИЙ, кандидаты
При возведении тонкостенных конструкций ИЛИ

в специальных работах (при замонолнчннаипн стыков сборных сооружений, нанесении гидроизоляционных покрытии) целесообразно применять мелкозернистые песчаные бетоны. Учитывая особенности таких бетонов, необходимо использовать специфические способы их укладки н уплотнения, существенно улучшающие фнзико-механическнс свойства. Свойства мелкозернистых бетонов улучшаются и при рациональной технологии их нанесения

путем пневмонабрызга [1].
Сущность этой технологии в том, что приготовленная в обычном смесителе мелкозернистая бетонная смесь с помощью переоборудованного по

прямоточной схеме растворонасоса нагнетается в

рабочей трубопровод (рис. 1). По выходе из рает-

воронасоса смесь поступает в смесительную камеру

установки, куда одновременно с ней по специальному шлангу от компрессора подается сжатый воздух при 7 ати. Таким образом, транспортировка

смеси ио трубопроводу и нанесение ее на обрабатываемую поверхность происходит под воздействием струи сжатого воздуха. Расход его в зависимости от производительности установки (от 1 до

6 м3/час) составляет до 3—6 м^/мин. При обычных режимах транспортирования, характеризуемых

показателем концентрации растворовоздушной смеси (отношение веса транспортируемого раствора к

весу воздуха в кг, ц = 11—16) смесь в трубопроводе находится во взвешенном состоянии.
Для выяснения особенностей технологии, установления оптимальных технологических параметров и выявления физико-механических свойств мелкозернистого пневмобетона в ЦНИИ организации,

механизации и технической помощи строительству

Госстроя СССР была проведена специальная работа. В опытах использовали специальную установку

(рис. 2). Были применены портландцемент М500

активностью 557 кг/см2 и 2 вида песка: крупный

Дровинского месторождения с Мкр—3,11 и мелкий

Вольского месторождения с Мкр-1,63. Испытания

проводились на смесях следующих составов (по

объему) 1:1, 1:2, 1:3, 1:4. Подвижность смесей

по конусу СтройЦНИЛа 10 см, значения В/Ц соответственно 0,405, 0,5, 0,612, 0,755.
Исследования позволили установить, что данная технология улучшает свойства транспортиру

смой цементно-песчаной смеси, удаляя значигель

ную часть воды из смеси при нанесении ее в конструкцию и интенсивно уплотняя смесь за счет высокой кинетической энергии растворо-воздушпой смеси и аэродинамического давления струн, выходя

щей и'з сопла установки. Наносимый материал по

физико-механическим свойствам существенно отличается от исходного затворяемого цементно-песчаного раствора и практически равноценен высококачественному мелкозернистому бетону.
тхн. наук И. П. ШИПОВСКИИ, Г. II. БОНИ И
II. П. Шиповскнй н И. И. Шаров установили,

что при транспортировании и нанесении смеси из

нес удаляется до 15—23% воды затворения. Исследования показали, что основная масса воды удаляется из смеси в результате частичной сепарации

последней при 'нанесении вместе с массой воздуха.

Небольшая часть воды испаряется в транспортирующем воздухе, когда он имеет повышенную темпера гуру.
Частичное обезвоживание смеси зависит от степени взвешивания смеси о воздухе и степени ее сепарации при нанесении. При недостаточном количестве подаваемого воздуха смесь взвешивается

лишь в .незначительной степени и из нее удаляется

малое 'количество .воды. При избытке подаваемого

воздуха смесь подвергается чрезмерной сепарации,

из нее отделяется не только вода, но частично н цементное тесто, что нежелательно.
Исследования позволили установить зависимость между степенью водоудаления и скоростью

струн растворо-воздушной смеси на выходе из сопла (рис. 3). В этих опытах использовали состав
1
увеличением скорости струи абсолютная влажность

нанесенной смеси уменьшается. При скорости от 30

до 50 м/сек совершается переход смеси во взвешенное состояние в воздушной струе.
Поскольку чрезмерное увеличение скорости

струи смеси связано с увеличением расхода воздуха и приводит к излишней сепарации растворонвоз-

душнои смеси оптимальными скоростями следует

считать 50—60 м/'сек. В этом случае обеспечивается

достаточно высокая степень обезвоживания наносимой смеси. Такие скорости обычно создаются при
1»лс. I Ус1
тона
/ - ниоро( иго 2 — бункер; 3 — растноронасос; 4 — смсси-

к‘и.ная
трубопровод; 7 — компрессор
63/
Бетон к яселе.юГклоП* 19G9, Xe 1

1
--------------- page: 3 -----------
,17
Рис. 2. Принципиальная схема экспериментальной установки

1 — компрессор: 2—шланги для сжатого поздуха; 3—манометр; 4—запорные пглтилн; б — самопишущий дпфм/мюмегр; О — термометр;

7— пульт аппаратуры для измерения расхода воздуха; S — контрольный ртутим»1, манометр; 9— острая диафрагма; /0— запорные вентили; // — шланги для сжатого воздуха; /:> — установка (питатель) на

базе растворонасоса С-263; 13 — загрузочный бункер для раствори

транспортный трубопровод; 15 — резиновый шланг с ‘соплом;
/6 выдвижная сюйкя; /7— форма для нлготочлення образцом
Рис. 3. Зависимость между абсолютной влажностью состапа

и скоростью струн растворо-воздуншой смеси, выходящей из сопла

(v и .мJcck).
применении растворо-воздуплюй смеси с iloi,r~

= 0,45—0,55 !1за„1 где |i3ail—(показатель концентрации смеси, обычно равный 22—35.
Vказанные параметры процесса являются оптимальными. Свеженанесенная смесь обладает минимальным воздухововлечением (0,6—1,2% по объему), степень ее уплотнения практически не отличается от таковой для составов, Уплотненных вибра

цнен.
На качество наносимого пневмобетона также

оказывает влияние правильный выбор расстояния

/ от сопла до обрабатываемой поверхности. При

недостаточном удалении сопла от поверхности исчезает эффект частичного обезвоживания смеси,

плотность ее при укладке понижается. При слишком большом расстоянии выбрасываемая из сопла

струя из-за сопротивления воздуха теряет значительную часть кинетической энергии, вследствие

чего плотность укладки раствора также снижается.
Как видно из графика ('рис. 4), по мере увеличения I от 0 до 80 см влажность смеси резко снижается, а при дальнейшем росте — остается почти постоянной. Таким образом, величину / = 80—90 см

для рассматриваемого случая следует считать оптимальной.
На рис. 5 показана зависимость 28-дневной

прочности мелкозернистого шневмобетона при

сжатии (RCiK) в функции от показателя концентрации растворо-воздушной смеси — ц при 1011Г=

= 80 см. Для всех составов смеси (кроме 1:1) оптимальная величина jj- составляет 11.
В ходе экспериментальных работ определялись

основные физико-механические показатели мелкозернистого пневмобетона. Проводились две серии

опытов, в одной из которых изменялось значение

1* при /ппт = const, а в другой изменялось I, а

1W = const.
Параллельно с испытанием образцов из мелко

зернистого пневмобетона в ряде случаев изготовлялись и испытывались образцы из обычного тяжелого бетона. При оптимальных технологических режимах мелкозернистый пневмобетон по всем основным физико-механическим показателям значительно превосходит исходную растворную смесь, уплотненную вибрированием.
Рис. 4. Зависимость абсолютной влажности нанесенной пневмона-

брызгом смеси (w в 0/п) от величины расстояния от сопла до о«-

рабатынлемои поверхности / при горизонтальном направлении струи

для составов I : I, I : 2, I : 3 и I : 4 при ОК=Ю с.н и диаметре рабочего шланга 27 мм
Физико-механические свойства мелкозернистого пневмобетона

в сравнении с исходным составом и обычным бетоном
Показатель
Исходный
состав
Обычный
бетон
Мелкозернистый
пневмобетон
Прочность при сжатии в кг/см2
190—280
200—300
250—340
» при растяжении »
20—33
11—27
24—46
» при изгибе »
25—55
20—55
29—67
Модуль упругости (стат.) »
210 000—
230 000
250 000
Водонепроницаемость* (в образцах толщиной 20 мм)
320 000
380000
360 000
б ати
Морозостойкость (относительное снижение прочности при

сжатии) в %:
1,5—3
3,5—6,5
а) после 50 циклов ....
3—6
0
0
б) после 100 циклов . . .
40—60

4,2—12;3
Усадка (за 28 дней) в мм/м .
0,53—
Сцепление с арматурой (для

стержней из Ст.З 0 10 мм)
1,12
0,28—0,5
0,3—0;54
в кг/см2
19—3G
18—47
29—54
* При выдержке образцов под
давлением
в течение 4 ч [ ].
Данные таблицы спидегельешуют об относительно высоких физико-механических характеристик мелкозернистого пневмобетона, особенно при

использовании песков с зерновым составом

Мкр =3,11.
2 15с гон и железобетон, 1909 № 1
М//
--------------- page: 4 -----------
Замена крупного песка мелким (Мкр =1,03) снижает прочность получаемою пневмобетона при

сжатии на 10—15%, но приводит к возрастанию

.■прочностей при растяжении н изгибе па 10—20%

fi увеличению усадочных деформаций в 1,2 ра'за.
Достаточно высокие фнзпко-мсхаипческис показатели мелкозернистого нисвмобстопа удачно сочетаются с практическими преимуществами новой

технологии. С помощью относительно простой по

конструкции установки решаются одновременно

три главных технологических задачи: приготовление смеси, ее транспортирование, укладка смеси в

конструкцию п се уплотнение. Все это обеспечивает удобство выполнения ряда работ, минимальную

трудоемкость и стоимость их по сравнению с обычной технологией, основанной па применении вибрирования.
Особенно ощутимы преимущества технологии

мелкозернистого пневмобетона при выполнении специальных работ, характеризующихся сравнительно

малыми объемами и выполняемых на широком

фронте, например при замоноличиванни стыков

сборных сооружений или нанесении гидроизоляционных покрытий. Ее применение также целесообразно при возведении различных тонкостенных сооружений в промышленном и гражданском строительстве: резервуаров, покрытий и т. д. Для обеспечения плотной укладки смеси в тонкостенные армированные конструкции ее наносят слоями с поперечным изменением угла наклона сопла к поверхности до 45%-
Рис. S. Злиисимость прочности мелкозернистою нненмо-

бстона при сжатии (^с>к) oi конпетрации рлепшро-ио»-

ду hi ной смеси, характери*уемой показателем (>. дли различных составов смеси
Концентрация расяСзробвз^итсй спеси , /к -кг/tгг
Рис. (i. Зависимость водонепроницаемости мелкозернистого писимобето-

нл различных исходных составов (но объему) и ати от концентрации

растворо-воздушнон смссн (ц)
/ — состав 1:1: Н — состав I : 2: /// — состав 1:3; IV — сосг.ш I : -1
Рассматриваемый способ имеет существенные

преимущества и перед обычным торкретированием,

так как позволяет осуществлять непрерывность и

равномерность технологического процесса, соблюдать постоянство состава укладываемой смеси.

При бетонировании конструкции подачу мелкозернистых смесей производят на расстояние 100 м по

горизонтали и 20 м по вертикали. К достоинствам

нового способа следует также отнести отсутствие

пыленпя при нанесении раствора.
Практика показала, что применение мелкозернистого пневмобетона при омоноличивапии стыков

сборных железобетонных конструкций является

весьма эффективным решением.
На строительстве цеха выпарки Уфимского химического завода при заделке стыков сборных элементов был применен мелкозернистый пневмобетон. Работа выполнялась Главсредневолжскстроем

при участии ЦНИИОМТП. Производительность установки, обслуживаемой 4 рабочими, достигла 1,1—■

1.2 м3!час. Для получения в стыках бетона М200

был применен исходный состав смеси 1:3 (по

объему). Использовались портландцемент М400 н

песок с зернами крупностью до 7 мм и Мкр =2,9. Испытания бетона в стыках показали, что его 28-дневная прочность на 29—32% превосходит прочность

исходного раствора.
Эта же технология применялась при замоноли-

чиваиии стыков сборных железобетонных элементов в тресте Стальмонтаж в г. Салавате на строительстве многоэтажного промышленного корпуса

нефтехимического комбината № 18, в Москве при

возведении многоэтажного, крупнопанельного здания на ул. Чкалова. Технико-экономический анализ

эффективности применения повой технологии за-

мополичивапия стыков по ряду объектов показал,

■по но сравнению с обычной технологией, основанной на применении вибрирования и подачи бетонной смеси башенным краном, стоимость работ сокращается примерно в 2—2,5 раза, трудоемкость и

Л— 3.5 раза, стоимость I мг бетона, уложенного и

( П.;к, снижается примерно в 3 раза.
Накоплен опыт применения мелкозернистого

ппевмобстопа прп бетонировании основных конструкций монолитных железобетонных резервуаров [3, 4J.
10 68Д
Бетон и же/П'Зобегон, ISW9, Л". 1
--------------- page: 5 -----------
Натурные исследования, проведенные и 1965 г.

трестом Сиецжелезобстопс rpoii при участии

ЦНППОМТП на строительстве ТЭЦ-21 п Москве,

показали, что обладая высокой прочностью, водоие-

•нроннцаемостыо и морозостойкостью, мелкозернистый пневмобстоп может быть применен при возведении монолитных сооружений, работающих в

■сложных эксплуатационных условиях (покрытия,

градирни, вентиляционные банши и т. п.). Это подтверждает опыт применении мелкозернистого ннев-

мобетона трестом Мосэлсктротягстрон в строительстве тонкостенных монолитных покрытии здании и

сооружений [5].
Технология мелкозернистого пневмобетона может найти рациональное применение в таких работах, как частичное восстановление и добетонирова-

пие железобетонных конструкций, устройство подливок при укладке плит покрытий дорог, аэродромов н т. д.
В 1966 г. мелкозернистый нневмобетон в больших масштабах был успешно применен СУ-134 треста .Мосстроп 16 Главмосстроя при участи ЦНИИ-

ОА1ТП иа строительстве Главного вычислительного

центра Госплана СССР при заделке стыков сборных железобетонных элементов здания, а также

при обетоннроваинн металлических подвесных тонкостенных конструкций (подвесок) и добстонирова-

нин колонн по периметру слоем до 8 см. Исходный

цементно-песчаный раствор состава 1:2 с В/Ц =
= 0,56, приготовленный на портландцементе М500 и

песке с Л1кп=3,14 после нанесения имел /?28=340—
ТП1Ч1Л Л^1ГОО” ТЛ
uuu
стигала 90 м, а высота — 20 м.
В 1966—1967 гг. способ пневматического бетонирования успешно применялся при восстановлении

зданий и сооружений в Ташкенте. Здесь было за-

■фркретировано при восстановленных работах

60 тыс. м2 поверхностей деформированных стен.
В Ы IB О Д Lit
Мелкозернистый бегон, получаемый при транспортировании и нанесении цемситно-песчапо-водноп

смеси в струе сжатого во'здуха, обладает высокими

фнзнко-механичсскнмн показателями и в ряде случаев может успешно заменять обычный бетон.

Улучшение свойств мелкозернистого бетона, наносимого гшевмоснособом, происходит за счет удаления части влаги из смеси прн иабрызге и эффективного уплотнения при нанесении смесн при большой

скорости струи.
Обеспечивая комплексное решение приготовления, транспортирования, укладки и уплотнения смесн, технология мелкозернистого нпевмобстона во

многих случаях, особенно при выполнении работ

сравнительно малых объемов иа широком фронте,

оказывается значительно экономичнее других решений.
Технология мелкозернистого нпевмобстона может найти выгодное применение при замонолнчива-

нпп стыков сборных железобетонных ‘здании и сооружений; ремонтных, восстановительных и специальных работах; бетонировании монолитных тонкостенных железобетонных и армоцементных конструкций, в том числе обладающих повышенной водонепроницаемостью и морозостойкостью; нанесении гидроизоляционных покрытий.
ЛИТЕРАТУРА *
1.
стыков сборных железобетонных конструкций». Стройиздат,

М., 19С6.
2.
1/Л ■ I ИМ М / Л ЛД III
il iJULIU^VIVIIA
СтроГшздат, М., 1965.
3.
конструкций, «Транспортное строительство», 1963, № 6.
4.
«Строительство н архитектура Средне» Азии», 1964. Л» 1.
5.
дов оболочек способом мокрого торкретирования. «Транспортное строительство», 1964, № 1.
УДК GGG.973.2
Полимербетоны на искусственных пористых

заполнителях
Д-р техн. наук И. А. МОЩАНСКИИ, канд. техн. наук В. В. ПАТУРОЕВ, инж. Г. М. БЕРМАН (НИИЖБ), кандидаты техн.

наук И. А. ЯКУБ, М. П. ЭЛИНЗОН, инж. В. П. СТАРОСТИНА (ВНИИСТРОМ)
НИИЖБ в ВНИИСТРОМ провели совместные

экспериментальные исследования но выявлению

кислотостойкое™ искусственных пористых заполнителей, разработке составов кислотостойких поли-

мербетонов на основе этих заполнителей и проверке основных строительных свойств полученных бетонов.
В исследованиях использовались представнте-

тсльные промышленные пробы искусственных пористых заполнителем — керамзитового гравия и

щебня из аглопорита и вспученного перлита.
Основные характеристики заполнителей приведены в табл. 1.
Исследования пористых заполнителей показа

лп существенное различие их по фазовому составу. Для вспученного перлита и керамзита характерно преобладание стекловидной фазы (60—90%).

Кристаллические примеси, в основном кварц, а

также высокотемпературные модификации кремнезема (кристобалит и тридимит) содержатся во

вспученном перлите в незначительном количестве.

Наибольшее их содержание наблюдается в агло-

норите (45—55%), а в керамзите только лишь

15—25%. В поверхностной зоне гранул керамзита

присутствует гематит. Лианозовский керамзит содержит аморфизоваиное глинистое вещество, окись
2* Бетон и железобетон, 19(59, 1
6£//
--------------- page: 6 -----------
кальция (СаО) п кальциссодсржащнс минералы,

возникшие за счст карбонатных включении исходной глины.
В аглонорнтс стекловидная фаза п кварц содержатся примерно в равных количествах. В Белостолбоиском аглопорптс примесями являются муллит и гематит, имеются участки аморфизопаиного

глинистого вещества. Минский аглопорит практически не содержит примесей.
Кпслотостойкость пористых заполнителей оценивалась по методике ГОСТ 473—53 «Кислотостои-

кость керамических изделий», предусматривающей

кипячение измельченного заполнителя в растворе

концентрированной серной кислоты. Одновременно

проводились длительные испытания зерен заполнителя в растворах 15°/о-пой концентрации соляной и серной кислот. Кпслотостойкость заполнителей по потере в весе в процентах приведена в

табл. 2.
Пребывание вспученного перлитового щебня в

кислотах практически не изменило его химикоминералогической .характеристики. Лишь иа участках, обогащенных магнетитом, произошло окисление двухвалентного железа н трехвалентное.
Таблица I
Основные свойства исследованных пористых заполнителей

по ГОСТ 9758—61 (фракция 5—10 мм)
Керамзит
Аглопорнт
Свойства заполнителей,

единица измерения
= X.

t! Ь U

- 3 н
>> ч >>

~ о.*
£2 = “■
лианозовский
К
С.
ё;
о *5

h 5

С »

о о

Ч =

о о

ос
sz:
а
S
Насыпной объемный вес
в кг/м3
360
390
430
705
665
Удельный вес в г/см3 .
2,06
1,94
2,24
2,57
2,61
Объем межзерновых пу50,9
53,8
стот в %
47,9
48
46,4
Объемный вес в куске
г/см3
0,48
0,75
0,80
1,44
1,45
Пористость кусков в %
71,2
61,3
64,3
44,5
45
Водопоглощение в % . .
35,6
32,5
26,7
14,0
13,2
Прочность в кг/см2 . . .
9,7
19,5
12,5
10
11,8
Коэффициент размягчения
0,70
0,79
0,9
0,98
Потеря в весе при про0,04
0,17
0,60
0,45
каливании в % ...
0,93
Морозостойкость, % потери в весе:
0,0
после 15 циклов . .
0,0
0,0
0,0
0,0
после 25 циклоп . .
10,2
7,1
1.3
2,7
1,8
Таблица 2
Кислотостойкость искусственных поримых заполнителей

(в %)
11осле пребыиашш
в тсчспис
00 д/ieii в:
3«1Полш1те.ль
по ГОСТ
ИГЛ
II.SC>!
Вспученный перлит иркутский
100
99,5
97
Керамзит лианозоьский . . .
98
90
91
Керамзит кряжский
98
96
96
Аглопорит белостолбоискнй .
99
98
98
Аглопорнт M1IUCKMH
99
98
9 Н
Керамзитовый гравий также весьма стоек в

кислотах: стекловидная фаза практически не изменяется; происходит лишь окисление двухвалентного железа с образованием гндроокнелоп трехва-

лептного железа. Лианозовский керамзит, содержащий включения дисеоцнроваиных карбонатов,

после его пребывания в растворе серной кислоты

содержит в порах агрегаты сульфата кальция —

ангидрита.
Аглопорнтовый щебень характеризуется повышенной стойкостью к воздействию кислот. Это объясняется меньшим содержанием глинозема п окисей кальция и магния в стекловидной фазе, а также меньшей пористостью его зерен. Особенно устойчив минский аглопорнт, состоящий из кремнеземистого стекла, включающего оплавленные зерна кварца. В аглопорнте. как п в керамзите, также

имеет место поверхностное окисление двухвалентного железа стекловидной фазы п трехвалентное,

сопровождающееся появлением ржавых пятен.
Химические исследования заполнителей подтверждают, что наименьшие изменения в химическом составе после пребывания зерен заполнителей

б кислотах имели вспученный перлит, из аглопори-

тов — минский, а из керамзнтов— кряжский. Эти

заполнители п были выбраны для применения в

полпмербетонах.
Полимербетон приготовлялся с применением

мономера ФАМ Ферганского гидролизного завода, отвердлтелем являлась бензолсульфокнслога

БСК (ВТУ МХП № 307—54) Новомосковского завода. Мелкие заполнители п наполнители — дробленые вспученный перлит, керамзит и аглопорнт

(фракций 5—0.15 н <0.15 мм), а также андезит и

графит.
Составы полимербетонов подбирались по плотности и удобоукладываемостн смеси.
Составы с крупным заполнителем — вспученным .перлитом, были исключены из дальнейших исследований, так как оказались недостаточно

прочными (Rcx = 250 >;гс/см2; /?изг= 50 кгс/см2).

Полимербетоны с использованием в качестве мелкого заполнителя дробленых керамзита и аглопо-
Таблица 3
Составы полимербетонов
Состав в % по весу:
Соста пл я ющие
1
2
3
4
5
Аглопорит МИНСКИЙ; фр.

5—10 мм
35
38
Керамзит кряжский, фр.

5—10 мм
40
Щебень гранитный, фр.

5—10 мм


51
Бой кислотоупорной керамики, фр. 5—10 мм .
_
35
Андезит молотый ....
42
50



Графитовмй песок . . .


28,3
30,4

Графит молотый ....


15
13

Песок кКарцевым . . .




27
Песок кварцепып молотый




10,5
Мономер ФАМ
15
12, Г,
I Г», 5
18
9,5
lie н.чолсу. 1 ьфо кислота (БСК)
3
2,5
3,2
3,0
2,0
12
0$/± jf-
--------------- page: 7 -----------
рптл были также исключены из исследований, так

как для получении смесей необходимой удобоук-

ладьшаемости в этом случае требовался очень высокий расход связующего.
Таким образом, оставались иолпмербетопы на

аглоиорпге и керамзите. В качестве мелкого заполнителя попользовались графит п андезит (составы 1—3, табл. 3). В качестве эталона были приняты полимербстоны па основе гранита и кислотоупорной керамики (составы 4—5, табл. 3).
В табл. 4 представлена статистическая обработка результатов механических испытаний с определением коэффициента изменчивости (и%) и

показателя точности (р%) [1]. Нанлучшпми прочностными характеристиками обладает состав 3 с

использованием аглопорнтового щебня и графита.

Для него был получен самый низкий по абсолютной величине показатель точности (р%), что позволяет сделать вывод о надежности средней величины изучаемого признака. Этот же состав характеризуется высоким коэффициентом однородности

K.-0.S, а полученный вариационный коэффициент

(v%) указывает на небольшую изменчивость изучаемого свойства.
Кроме того, составы иа аглопоритовом щебне

более экономичны (требуют меньшего расхода связующего) по сравнению с керамзитом и кислотоупорной керамикой.
Объемные веса полимербетонов (табл. 4) при

более высокой (состав 3) или примерно такой же

прочности значительно ниже объемного веса полн-

мербетона с использованием гранитного щебня.

Столь значительное снижение веса имеет важное

экономическое значение.
Коэффициент линейного термического расширения полимербетонов определялся в интервале

температур от 20 до 100°С на кварцевом дилатометре. Значения абсолютных деформаций полимербетонов исследуемых составов при повышении

температуры приведены на рис.
Испытания на морозостойкость по ГОСТ показали высокую морозостойкость всех составов.
Коррозионная стойкость стальной арматуры,

помещенной в полимербетонные образцы, хранящиеся в течение 90 суток в атмосферных условиях,

определялась на стальных шлифованных стержнях

диаметром 6 и длиной 100 мм и выражалась скоростью коррозии в г/ж2'ч. Скорость коррозии стержней во всех полимербетонных составах за исследуемый срок незначительна и обусловлена взаимо-
Температура °С
Абсолютные деформации полимербетонов при повышении температуры
действием стали с кислым отвердителем (БСК) в

период до отверждения образцов.
Важной характеристикой полимербетонов, па

основании которой может быть сделана оценка эффективности применения полимербетонов в кислых

агрессивных средах, является химическая стойкость исследуемых полимерных составов. Она характеризовалась изменением веса образцов и коэффициентом устойчивости (/Сует), представляющим собой изменение прочности иа изгиб об-

разцов-балочек 40x40x160 мм после хранения в

агрессивной среде (табл. 5).
Наибольшей химической стойкостью отличаются составы с применением в качестве заполнителя

щебня из кислотоупорной керамики (состав 4) и

аглопорита (состав 3). Полученные данные позво-
Таблица 4
Результаты испытаний полимербетонов
Полимер-

Сетоны

состава

К® (по

табл. 3)
Объемный
вес
ъ г/м*
Предел прочности при сжатии
Предел прочности при изгибе
Предел

прочности

при растяжении
d кгс/см2
Коэффициент
однородности
^'оян
Коэффициент
линейного
расширении
a-io—Cj1/ С
Скорость

коррозии

арматур»»!

после 3 мес.

в г{см3-ч
^сж

и кге/см1
V U %
/' в %
^нэг

п кге/гм2
ь в %
Р в %
1,65
420
19,5
6,1
90
13,4
3,2
48
0,6
26—29
2
1,9
500
13,6
4,3
110
7,9
2,5
62
0,7
28-27
4.0—4.6-10 4
3
1,7
800
10,6
2,6
188
6,3
2,0
75
0,8
17—20
4
1,8
700
13,2
2,1
180
4,8
2,14
65
0,8
16—21
5
2,3
600
19,1
4,2
130
13,0
3,3
45
0,6
14—21
Примечание.
Морозостой кость исех
СОСТ."нои п'; ГОСТ — TJ0U.
Бетон и железобетон, I9C9, J\T« 1
--------------- page: 8 -----------
T :i б л н п а Г>

Хнмнчсскал стойкость иилимсрбскшоп
ляют считать, что полпмербетоны па искусственных пористых заполнителях могут с успехом применяться взамен рекомендуемых в настоящее время составов на [2] щебне из кислотоупорной керамики. Кроле того, эти нолнмербетоны являются

более экономичными из-за меньшего их веса н

расхода связующего (на 3—5%) и значительно более низкой стоимости искусственных пористых заполнителей ню сравнению с дефицитной кислотоупорной керамикой.
И ы в о д ы
Проведенные исследования показали, что агло-

иорнт п керамзит могут быть применены п качестве крупного заполнителя кислотостойких полимер-

бетонов взамен дефицитного и дорогостоящего щебня из кислотоупорной керамики.
Из исследуемых составов нанлучшнмп фпзико-

мехаппчеекпми свойствами обладают нолнмерие-

тон па аглопорпте н графите (/\сж = 800 кгс/см2;
= 188 кгс1см2; /?р;к.т =75 кг/см2).
Основные фнзнко-мехапическис свойства новых

полимербетонов (на аглопорпте и керамзите) позволяют рекомендовать пх для прпмепеппя в условиях контакта с агрессивными кислыми средами.
ЛИТЕРАТУРА
1.
Изд. «Лесная промышленность», 19Gl>.
2.
тон для травильных ванн на основе фур.нюпой смолы. Изд.

«Промшь» Днепропетропск. 19G7.
Состав (тайл. 3)
1(1% I15S04

30 сут.
10% ILSO.

tiO сут.
10%, IICI

;)о сут.
ю% па
КО сут.
£ о ei
Н
О
Увеличение веса

образцов

В %
ьГ
Уаелнче-

ние веса

образцов

в %
1-
о
Увеличение веса

образцов

з Го
Н
о
к
1
0,49
0,9
0,57
0.86
0,43
0,94
0,47
0.86
о
0,46
0,91
0,53
0,87
0,41
0,9С
0,45
0,89
3
0,43
0,93
0,5
0,89
0,4
1,0
0,44
0,93
4
0,34
0,95
0,4
0,9
0,33
1.0
0,38
0,94
5
0,56
0,82
0.G4
0,75
0,44
0,87
0,49
0,78
9
УДК OGfiAfU
Оценка эффективности тепловой обработки

железобетонных изделий
Инж. Ю. Г.
Методика технико-экономических сопоставлений

различных технологических схем производства

сборных железобетонных изделии разработана

НИИ/КБ, НИИЭС и ВНИИЖелезобетон [1]. Вместе с тем представляет интерес определение эффективности различных методов термообработки и наиболее целесообразной области применения каждого из этих методов.
Особенно важно дать оценку тепловой обработке массовых типов изделий, для которых выбор ее

рационального способа может дать значительный

эффект при обеспечении высокого качества [2]. В

институте Гипростройматериалы при участии автора был проведен технико-экономический анализ

методов тепловой обработки по данным действующих предприятий и современных проектов с применением сквозного сопоставления показателей по

различным методам, что отличает данную работу

от выполненных ранее.
Полученными институтами Гипростроммаш и

НИИ/КБ, а также Уралстромпиипроскт результатами исследований установлена оптимальная продолжительность пропарки в 8—10 ч, а на шлако-

портландцементах — до 12 ч и доказано, что ускоренные режимы неэкономичны вследствие необходимости повышения расхода цемента [3]. Эти выводы подтверждаются практикой. Сравнение данных но Московскому заводу ЖБИ № 5 с нормативными по СП 199—61 говорит о том, что сокраще-
6&/f
АЛТУХОВ
ние продолжительности тепловой обработки многопустотных панелей перекрытий в ямны.ч камерах

на 2 ч против норм приводит к повышению расхода цемента (на 70 кг/м3) и расхода пара.
Основной вывод этих работ сводился к утверждению неэффективности дальнейшей интенсификации тепловой обработки и сокращения ее продолжительности менее 8 ч. Такой вывод представляется вполне оправданными при рассмотрении

тепловой обработки только в ямных камерах и является неправомерным при распространении его

на тепловую обработку в целом. Например, при

внедрении на Волгоградском ДСК № 1 метода горячего формования вместо ямных камер в производстве керамзитобетонных стеновых панелей при

сокращении продолжительности тепловой обработки с 12—13 до 5—6 ч снизилось количество форм в

2 раза и себестоимость панелей на 1,44 руб/м3.
Необходимым условием является обеспечение

минимальной влажности изделий по окончании тепловой обработки. Требование минимальной остаточной влажности (не более 12% по ГОСТ 11024—

G4)—важный качественный показатель для керамзитобетонных стеновых панелей, многопустотных плит перекрытий, а также комплексных плит

покрытия с утеплителем и гидроизоляционным слоем. Это требование имеет непосредственное отношение к экономике производства. При достижении

нормативной влажности после тепловой обработ-
Б'тон и жг\лсзоб<-г'лг. I9G9. Лу I

2.
--------------- page: 9 -----------
Рис. 3. Усиление оннрании подкрановыч бллоь на колоннах
а — посредством стального башмака; б — при помощи

«коромысла»; / — подкрановая балка: 2 — колонна: 3 —

закладной лист на колонне: 4 — поперечный уголок:

5 — траверса
разуя хомут, удерживающий закладную деталь. Упоры для

тяже», включающих коротыши из L 70X8 и L '100X10 с несколько срезанной передней полкой и ушор для тяжа, приваривали к колонне в собранном виде. Усиление оказалось эффективным и при дальнейшей эксплуатации подкрановых путей разрушения прикреплении не наблюдалось.
lIllllKOV К.'1Ч-1'ГВо 11.114) I(Ж. Ю1ШЧ II МОШаЖ:! ло.кмошч окпих
колонн и подкрановых балок часто пызмпаог разрушение бетон л на концах балок, а иногда и на опорных площадках в

колоннах. Усиленно этих узлои должно обеспечивать надежное

иосприятне краиоиых воздействий.
И. А. Утпн и Г. И. Шандрепко1 предложили конструкцию

для усиления разрушенных концов железобетонных подкрпло-

иых балок в виде металлического башмака, выполняемого из

листа с консольными участками, усиленными снизу кронштейнами Орпс. 3,а). Целесообразность устройства такого башмака 'вызывает известные сомнения, так как его эффективность

будет зависеть от тщательности подгонки тыльных граней консольных участков усиления к колонне. При загрузке башмака

изгибающий момент в сеченнн, проходящем через начало консоли, должен восприниматься верхним опорным листом н упором башмака в боковую грань колонны, где возникает усилие

Q.-,c
tfM= ——. Это не исключает возможности сдвига консоли
II
башмака пл вертикали, так как воопрнятне поперечных сил

будет обеспечиваться, главным образом, трошнсм между тыльной гранью консоли н бетоном. При плохой подгонке 'усиления

и вибрационном характере воздействий изгибающий момент у

грани колонны может быть воапршнят только верхним листом

башмака толщиной 14 .ilii, в результате чего концевая часть

усиления отогнется.
Конструкция усиления на рис. 3,6, которая применяется в

Белоруссии, имеет вид коромысла и используется не только

для подкрановых бзл.ок. по н для увеличения .длины (жирант!

стропильных ферм и других элементов. Она оказалась надежной в работе и проще в исполнении, так как се осуществление

не сопряжено с необходимостью подъема балок смонтированных на колонне. На концы балок подводятся уголки, которые

выпускаются за баковые грани балок п к ним приваривают

листы, установленные на ребро. Последние сваркой присоединяют к опорному листу на железобетонной колонне (или к

выравнвающнм подкладкам). Образуется жесткая траверса,

способная по всей длине воспринимать изгибающие моменты

и поперечные силы, передаваемые подкрановыми балками на

■концы «коромысла».
УДК C24.0I2.45.002.6I2
Обеспечение водостойкости железобетонных емкостей
Инженеры Л. К. ДРОНОВ, Л. П. ПЕТРОВ
При сооружении объектов для хранения воды, нефти и

других жидких продуктов строятся емкости из монолитного

железобетона (резервуары, бункера, метантенкн в комплексе

очистных сооружений, напорные коллекторы). Они должны

удовлетворять требованиям СНиП III-B.7-9. Однако утечка

воды из емкостей при испытании их водой иа водонепроницаемость в большинстве случаев превышает требования этих

норм.
Исследованиями, проведенными при строительстве Белов-

ской ЦОФ в Кузбассе выявлено, что в емкостях круглого сечения — хозяйственио-тротивопожа.рных .резервуарах, радиальных сгустителях, метантанках, резервуарах для хранения

нефти (рис. 1,а) —течи возникают в местах сопряжения вертикальных стенок с днищами емкостей и в местах сопряжения

шщ лотков с вертикальными стенками емкостей .(радиальные сгустители Белоиской ЦОФ).
В емкостях прямоугольного сечения со смежными перегораживающими стенками пли без .них — бассейнах градирен, плавательных бассейнах, технологических резервуарах (рис. 1,6)

слабыми являются участки сопряжения днищ с вертикальными стенками, а также сопряжения ограждающих стен с перегораживающими.
В емкостях тшпа бункеров прямоугольного сечения с металлическими воронками (рис. 1,е) течи возникают в местах сопряжения металлических воронок с железобетонными стенками.
Стенки опираются на балки с большим насыщением арматуры, в которые вделываются листы воронок.
20 ts/f
Места течей воды при испытаниях соответствуют участкам,

наиболее насыщенным арматурой, в которых при производстве

бетонных ра!бот по каким-то причинам не удалось эффективно

уплотнить бетонную смесь. В бетоне остались поры, каверны,

каналы, по которым вода, находящаяся лод давлением от 0,3

до 1 атм, вытекла из емкости. Характерно так же появление

течей в рабочих швах, которые нензбежиы во ьре.мя технологических перерывов в процессе бетонирования емкостей.
Причину возникновения течей через рабочие швы можно

обяснить тем, что при зозобновлении бетонирования в какой-

то мере нарушалась технология укладки бетона (рабочие швы

не очищались от мусора, не производилась насечка на гладкой

поверхности швов и т. д.).
Рис I. Типы железобетонных емкостен

а — круглого сечения; б — нрямоую ii.iioiи сечения, « мерегорлжи-

накнцнмн стенками; « — прямоугольною ссчепни с меылличеекой

норонкон
Сотой и железобетон, 19Г»9, 1
8
--------------- page: 10 -----------
Ряс. 2. Трубка для инъецировании цементного раствора н даде.пкн
Рнс. 3. Крепление про.ходон иатрубкоп черед

стен к н железобетонных емкостен

/— стенка емкости; '2 — трубки для ннъек-

цнн; :i — патрубок; 4 — растнор; 5 — фланец
Пооаяа растоора
Рис. 4. Инъецирование цементного раствора при ликвидации течей в сопряжениях металлических воронок с железобетонными стенками бункеров

/—железобетонная стенка бункера;

2—металлическая воронка
Для ликвидации течей необходимо уплотнить затвердевший

бетон. Уплотнение выполняется инъецированием цементного

•раствора. Этот способ внедрен при строительстве Беловской

Центральной обогатительной фабрики в Кузбассе.
В местах течей выдалбливаются лунки глубиной от 70 до

100 мм, к (анисимости от толщины стенок емкостей; в них

вставляют трубки диаметром 3/4", длиной 200 мм с гремя-

пятыо отверстиями иа п вделываемом конце. Лунки рекомендуется делать диаметром, близким к диаметру вставляемом

трубки и чтобы устье лупки было того же диаметра, что и се

забой (рис. 2). Трубки Обмазываются цементно-,песчаным раствором 1 : 2. Расстояние между трубками 2504-300 мм. После

затвердевания раствора, крепящего трубки в лунках, цроизво-
1’1‘тон и железобетон, 19G9. № 1
дится инъецирование цементного ростпора аппаратом, работающим на сжатом воздухе.
Аппарат (рис. 3) представляет собой полый цилиндр диаметром 200-^300 мм, высотой 700 .п.п. В нижней части цилиндр

переходит в конус, к которому приварен патрубок диаметром

для насадим нагнетательного шланга.
На боковой -поверхности верхней части цилиндра имеется

штуцер, через который в цилиндр подается сжатый воздух, а

сверху — крышка диаметром 100 мм с наружной резьбой. На

нее навинчивается крышка-колпак для герметизации аппарата

во время инъецирования.
В зависимости от характера пор готовится цементный раствор различной консистенции — от цементного молока до кашицы. Чем меньше лоры, тем выше должна быть подвижность

раствора. Патрубок аппарата шлангом соединяется с трубкой,

вделанной в «больное» место, после чего в аппарат подается

сжатый воздух давлением 6—8 атм. Источником сжатого воздуха может служить компрессор 0-IG или К-32.
Если при инъецировании раствор начинает появляться в соседних трубках, то они забиваются деревянными пробками.

Когда убеждаются, что раствор в тело бетоиа больше не поступает, аппарат держат под давлением еще 5—10 мин. После

этого отключается сжатый воздух, отвинчивается крышка-колпак и с трубки снимается шланг. Трубку забивают более густым раствором и деревянной пробкой допрессовывают раствор.
При ликвидации течей в местах сопряжении металлических

воронок с железобетонными стенками бункеров (рнс. 4) применяется аналогичный способ, только трубки не вдалбливаются в тело бетона, а ввариваются в металлическим лис! воронки.
Гарантия ликвидации течей способом инъецирования цементного раствора зависит от точного определения «больных»

мест и заделки трубок в тело бетона. Это нетрудно сделать

при исследовании наружных поверхностей емкости при первичном испытании на водонепроницаемость.
Очень часто течи появляются в местах выпусков всасывающих или подающих патрубков (рис. 5).
При установке подающего патрубка .между ним и стенкой

емкости образуется кольцевой зазор, который следует заделать бетоном или раствором М 150 и выше.
При строительстве Беловакой ЦОФ с-писанные кольцевые

зазоры заделывали инъецированием цементно-песчаного раствора. На фланце патрубка автогеном прорезались два отверстия диаметром 19-5-37 мм, одно — в верхней части фланца,

другое — сбоку. В них вваривались -под углом трубки такой

длины, чтобы при заполнении раствором кольцевого зазора

уровень раствора в трубках был выше самой верхней точки

кольцевого зазора.
Раствср инъецировали через боковой патрубок до тех пор,

пока он не появлялся в верхнем патрубке. Затем верхний патрубок забивали деревянной пробкой. Аппарат находился под

давлением 10—15 мин, после чего давление в аппарате снизилось и боковой патрубок освобождался ог шланга. Патрубок заполняли густым раствором и его допрессопыпали при

помощи забиваемой деревянной пробки.
5
21
--------------- page: 11 -----------
Рис. 4. Сборка складок на площадке автопарка
ньш значениям резонансной частоты соответствовали формы

колебаний складки, различающиеся между собой числом узловых линий в направлении образиощей и производящей.
Усилия в складке от сейсмической нагрузки, определенной

согласно полученным частотам собственных колебаний, оказались настолько незначительными, что ими с достаточной для

практики точностью можно пренебречь.
После испытаний производился монтаж складок автопарка

на подъемно-опускном кондукторе (рис. 4). На колонны устанавливали бортовые балки и арочные диафрагмы. После выверки кондуктора монтировались плиты покрытия. Средние

плиты складок и подфонарпые рамы укладывались на кружала

кондуктора. Крайние плиты опирались одной стороной на
(юрfoliyio балку, другой — мя КоИдуКшр. Стыки .шюполпчнпа-

jiii тяжелым бетоном марки 300, при достижении прочности

100 кг/см- кондуктор опускали н нередпш алп п.! ноиую 110:111-
ЦШО.
Расход материалов ня 1 м2 перекрываемой площади со-

сганляет: тяжелого бетона (нключан стыки)—0.02G л3, керлм-

зптопепобетопа— 0,МУ .и3, стали—13,89 кг. По предыдущему

проекту автопарка, решенного г> плоских конструкциях в инде

ферм серии ПК-01-84 н плит размером 3X12 м типа ПНК.Л-2

серии ПК-01-99/02, расход материалов па 1 м2 перекрываемой

площади составлял: тяжелого бетона O.lliO jii1, пенобетона —

0,06 .и3, стали — 22,28 кг. Таким образом, применение складок

позволило уменьшить сметную стоимость строительства на !)%,

а собственный вес покрытия на 23%.
Выводы
Технология изготовления сборных элементов, составляющих складку, проста и не отличается от технологии изготовления обычных плоских конструкций.
Стык элементов пе сложен по конструкции, обеспечивает

передачу различных усилий (сжатие, растяжение, изгиб, сдвиг

п нх комбинации), г> виду чего плита складки п.) легкого бетона работает совместно с элементами контура, выполняемыми пз тяжелого бетона с предварительным напряжением.
Анализ результатов статических и динамических нснытаппн

конструкции и сопоставление с расчетом говорит об их удоь-

лс гпорптельпой сходимости.
Сборная складка обладает необходимой прочностью, жесткостью и трещнпостойкостыо.
ЛИТЕРАТУРА
1.
лочки с применением легкого н ячеистого бетонов. ГосстроПиздат, |963.
2.
и элементов сборных цилиндрических оболочек, изготавливаемых с

применением легкого или ячеистого бетонов. Труды Академии наук

Литовской ССР. Серия Б1(32), 1963.
УДК 693.546
Определение оптимального времени укладки бетона
Инж. В. А. ЧЕРНЫШЕВ (трест «Харьковжелезобетон»)
Оптимальное время укладки бетона зависит от температ} -

ры бетонной смеси м компонентов в момент изготовления бетона, вида и марки цемента, наличия химических добавок —

ускорителей твердения, водоце.ментного отношения [1].
Несмотря на большое количество факторов, оптимальное

время укладки бетона можно довольно точно определить в

производственных условиях.
Замечено, что бетон, уложенный в опалубку через 1,5—2 ч

после изготовления, может иметь на 10—15% большую прочность, чем такой же бетой, уложенный через 15 мин после

приготовления.
По этой же причине прочность кубиков товарного бетона,

отобранного на заводе и на строительном участке непосредственно перед укладкой бетона в опалубку, оказывается различной.
Рассмотрение процессов гидратации позволяет сделать вывод, что наиболее удачное время укладки бетона совпадает с

периодом окончания формирования структуры. Опыты показывают, что это будет время, близкое к середине интервала

между началом и концом схватывания используемого вяжущего (цемента), и может быть установлено с помощью рычажного конического пластометра системы МГУ (рис. 1).
Методика работы следующая. Готовится цементное тесто

нормальной густоты, которое устанавливается на столик пластометра так, чтобы при горизонтальном положении штамгн

конус коснулся цементного теста. Для определения предельного напряжения сдвига Рт системы на площадку нагружения устанавливаются разновесы так, чтобы медленным равно-
38 6&/Г
мерным движением кон\с погрузился в цементное тесто на

5 мм. Погружение конуса отмечается индикатором, установленном на пластометре.
Замеры производятся через 10—15 мин.
Рис. I. n.iacroMCip системы МГУ
; Бетон и железобетон, I9GU. № 1

/
--------------- page: 12 -----------
,
Применение добавки нитрита натрия при бетонировании

конструкций в зимних условиях
Канд. техн. наук Я- Г. ПЕССЕГ
15 кпчестпс лротшвомо,разном добавки d растворах и бетонах, применяемых в зимних услопнях, используется нитрит

натрия — 11 а т. j и 1 п азотчкетокнелып NaNOj.
Добавка нитрита натрня позполяст нести монтаж полносборных домов и бетонирование монолитных конструкции-! -ш-

iMoii.
'В етом случае ра-створ (бетон) относительно медленно набирает прочность п^и отрицательной температуре, но после

дополнительного 28-1ДНС1ВНОГО выдерживания п нормальных

условиях, как правило, достигает марочной прочности. Этот

способ молено рекомендовать по всех случаях, когда среднемесячная температура наружного воздуха не ниже —,15°С и

ню расчету допускается относительно медленный набор прочности бетоном (не более 35% /?2в через месяц после укладки) н получение проектной прочности после .наступления положительной температуры воздуха.
iB НПИМоестрое были проведены исследования, определившие плпяпие температур ниже —'1б°С на прочность раствора п бетона, изготовленных с добавкой нитрита «атрия.

Па трех видах цемента: шлакопортлаидском марок 400 и

500, портлендском марки 500 и быстротвердеющем портланд-

гко,\i марки 500 изготовлялись растворы и бетоны с добавкой

■кристаллцчссшго н жидкого нитрита натрия.
Для лриготовления смесей применялся горный песок с модулам кругпностл 2,9, граннтный щебень крутиостью до 20 мм.
Состав раствора рассчитывался для марки 100. Подвижность растворной смеси по конусу СтройЦНИЛ принималась

равной 8-7-10 см. Так как нитрит натрия пластифицирует

смесь, то для выдерживания заданной подвижности раствора

при его добавке уменьшалось количество воды затворения, по

неомотря на это, смесь с добавкой, как правило, была более

пластичной.
Раствор готовился вручную с тщательным перемешиванием, нитрит натрия предварительно растворялся в воде затво-
рення. Немедленно мосле изготовления раствор укладывали п

стальные формы с лоддоном, уплотняли, формы сразу устанавливали п холодильные камеры или в камеру нормального

хранения.
Образцы раствора освобождались от формы через 24 ч.

Образцы, выдерживаемые дрн —30°С, находились в формах

ирое суток.
Состав бетона рассчитывался для марки 200. При приготовлении бетонной .смеси ее подвижность принималась равной
£IV.
(Влияние 10% добаш;н ннтрнта натрия от леса цемента на

растворы п 'бетоны, выдержанные н нормальных условиях н

течение двух лет, показано иа рис. I.
Образцы раствора п бетона выдерживались ла морозе

28 диен: первые три дня нрл температуре —10; —20°С и

—-30оС, затем 2о дней uipn температуре —10°С с последующи»! 28-дневны1М, 6-, 12- и 24-месячным хранением в нормальных условиях. Выдерживание па морозе осуществлялось в холодильных камерах. Результаты испытаний раствора и бетона приведены на рнс. 2 н в табл. 1. Анализ показывает, что

добавка кристаллического н жидкого нитрита натрия для

■всех цементов, кроме портлендского, повышает прочность растворов н бетонов, выдержанных в нормальных условиях.
Отрицательное действие добавки нитрита иатрнл на прочность раствора п особенно бетона, приготовленных на портландцементе, наблюдается только в 28-дневном возрасте и

(практически прекращается после 6-месячного выдерживания.
.После двухлетнего выдержи.ванля в нормальных условиях

растворы и бетоны с добавкой нитрита натрия в 15 случаях

нз 16 имели прочность, значительно (в среднем на 38%) превышающую прочность образцов такого же возраста, но без

до балки. Только прочность бетона на портландцементе бед

добавки была на 7% выше прочности бетона с добавкой жидкого ннтрнта натрия.
Таблица 1
Прочность бетона с добавкой 10ОД кристаллического нитрита натрия,

выдерживаемого в различных условиях
Температура

пыдерживания

на морозе

в течение
II -

Й
« 2\?

н «***
Прочность (% /?2в) после

дополнительного выдержива *

ния в нормальных условиях

в течение
Вид цемента
о
н
>>
и
о
У.
с о
последующих

25 суток, в *С
og°
— О
S-и о
Сё|

JD tfS
2
о CN к
5 о к

о ч ®
Зо я

С с о
с
О)
к
00
С^1
6 месяцев
1 года
1
2 лет
Шлакопорт-
—10
—10
38
104
ИЗ
134
139
ландский М400
—20
—10
29
112
123
ИЗ
131
—30
—10
48
100
172
189
203
Шлакопорт-
—10
—10
56
152
1SI
171
155
ландский М500
—20
—10
44
112
158
155
144
—30
—10
39
104
138
144
131
11ортландский
— 10
—10
47
89
106
108
125
мзоо
—20
—10
45
69
116
112
121
—30
—10
42
57
120
105
107
ЬТЦ M5CI0
—10
—10
73
130
188
152
174
—20
—10
50
103
135
134
140
-30
—10
51
109
138
152
1G1
Примечание:
Марка
бетона
на шлакопортлаидцементе
4400 и на БТЦ М500 равна 180 кг!см7\ па шлакопортлянлиемснте

Мо00 и на портландцементе M50Q — 2!5 кг1см2.
Рис. I. Влияние доПапки NuN02 на раствор и бетон, выдержанные в

нормальных условиях
*ак. 585
М//г
19
/ГГ
--------------- page: 13 -----------
Очевидно, что несущая способность 3.TIUICIIT от плеча внутренней пары i/пл, коюрое нрн положении nrihp.i.ii.iioii осп.

показанном им рисунке, иыражается формулой:
Cf. = ftS — ■“ (h Ci cos P -Ь b ф! sin p).
Несущая способность будет тем больше, чем меньше функция, стоящая л скобках. Найдя обычным математическим методом минимум этой функции н пользуясь условием постоянства’ площади сжатой зоны бетона «PjtiWi = «>ЬЛ -=const получим экстремальные значения коэффициентов, определяющих положение нейтральном оси:
<Ti
> h ctg р
С
“V"-
Mgp
Разделив Vi на С, получим
Ti Л

Cl ыgp ’
Cl ft
<Pi ъ
;tgp = tg7-
(1)
Таким образом, равдоцалышм углом 7 , обеспечивающим

прн всех прочих равных условиях максимальную несущую

способность элемента, является такой, при котором нейтральная ось пройдет перпендикулярно силовой лшиш. Следовательно, расстановка арматурных стержней ’в ежа! ой зоне

должна определяться с учетом этого вывода.
Участок размещения сжатой арматуры, как и растянутой,

буш-т изменяться от (ft—’la) -при р =0° через (0,5 b—а+х) +

+1(0.5/i—il—у) при 0° <Р< 90° до (Л—2а) при р =90°. Однако

интенсивность этого изменения должна определяться не совмещением центра тяжести арматуры с лшшен О—N, как это

рекомендуется для растянутой зоны, а необходимостью обеспечения перпендикулярности между центральной и силовой

линиями. Возникает, таким образом, необходимость определения рационального угла наклона ^ линии Fa —0, соединяющей центр тяжести ожагой арматуры с геометрическим центром сечения, к ос» Y (см. рисунок).
Предполагая, что с изменением угла Р и участков размещения сжаюй арматуры ее центр тяжести будет перемещаться по кривой эллипса, можно получить уравнения, связывающие координаты этого центра с углом 6:
ya = 0Abh
V;
1
fc2 -f h- lg2 6
; xa — 0,4 bh yb2 clg2 ^ + h2- (2)
0>4 F R-d
Здесь />’—пелнчниа, злпиоиц.ш от случая положения нен-

гра.чыкш оси; для случая, показанною па рисунке.
И- =
N
bh R,
0,5 lgP-lj-|-
_L - [ 2N
3 V FRuW
(1 - Ik2 ’?)
Следует отметить, что в кососжимаемых элементах точка

приложения равнодействующей усилий в сжатой зоне должна

лежать на силовой лииин. Математически это условие для

прямоугольных сечений может быть записано так:
(*а + *а) К Яас + (*а + *б) Ft R„ с


(г/а + г/а) Fa Rac + (г/а + У(>) I-'c, Ru
Если теперь взять одно нз уравнений равновесия (сумму

проекции всех сил на ось элемента)
N = F6R,, + FaRK-F,Ra,
подставить в него найденные из совместного решения уравнений (I) н (3) коэффициенты <Pi и Ci, определяющие рациональное положение нейтральной оси, а значения ха и уа

при этом выразить по уравнению (2), то после решения уравнения (4) относительно tg ф получим искомое уравнение для

определения рационального угла 'Ь.
(0,4 f' Rac № R„)2 I
W=
Из полученных уравнений (2) и (5) можно няйтм рациональное положение центра тяжести сжатой арматуры. Анализируя ьгн уравнения и имея в виду уравнения (I) и (3), можно лрнйтн к выводу, что рациональным размещением сжатой

арматуры является такое, при котором приведенные статические моменты левой н нравом частей сжатой зоны сечения

относительно силовой лшиш будут равны между собой, а эта

линия нолучнг свойство главной оси иппчсденного сечения

элемента. Иначе говоря, сжатая арматура должна уравновесить относительно силовой лшиш неуравновешенные участки

сжатой зоны бетона, обеспечивая перпендикулярность между

силовой и лсГпралыюн линиями.
Естественно, что для такого \ раимонешпиаиич форма неуравновешенных участков бетона (а следона гелыю, н форма

сечения вообще) не имеет значения, поэтому полученный/.вывод относится к любому случаю положения нейтральной осп

н к .нобон форме сечения элемента.
Заметим, что перемещение центров тяжести как растянутой, так и сжатой арматуры соответственно вдоль или параллельно силовой лшиш не идет н разрез с ‘ншнензложеннымн

выводами, поэтому прн расстановке стержней их необходимо

располагать возможно дальше от нейтральной оси (/>0,4 L)

н в удобных по конструктивным соображениям местах. Последнее делает предложенную рациональную систему армирования достаточно приемлемой и с практической точки зрения.
В количественном отношении рациональным армированием

Судет такое, при котором сжатая зона бетона будет использована полностью, т. е. будет соблюдено условие [2].
S6 = 0,8S0.
Эксперименты и расчет .показали, что при таком армировании достигается экономия арматурной стали по сравнению с нопарно симметричным равномерно распределенным

но контуру сечення армированием в размере до 30%.
Выводы
Рациональным размещением арматуры в кососжимаемых

элементах следует считать такое, прн котором:
■центр тяжести растянутой арматуры лежит на линии О—Л’

(см. рисунок);
размещение сжатой арматуры обеспечивает совпадение

главной оси приведенного сечення с силовой линией, а се количество соответствует условию (6);
отдельные стержни находятся oi нипралыюй оси иа расстоянии />0,4 L (по рисунку).
Эти выводы относятся и к косому изгибу, так как он является частным случаем косого внецентренного сжатия.
ЛИТЕРАТУРА
1.
рового сечения на косое внецептрешюе сжатие. «Известия вузов»,

серия «Строительство и архитектура», 19G7, № \2.
2.
элементов двутаврового сечеиия на косое пнецеитренное сжатие с малыми эксцентриситетами. «Бетон и железобетон», 1У68, .N*2 6.
3.
лезобетонных элементов прямоугольного сечення с несимметричной ар

магурой. Сб. «Строительные конструкции», вып. 1, изд. «Буд i

ник. К.. 1%5.
УДК 6ЗД.*)72.7:&г0.178.3
Выносливость бетона с добавкой ГКЖ-94
Каид. техн. наук Н. В. СМИРНОВ, инж. Е. И. ГАМАЮНОВ
Введение добавки ГК/К-94 повышает морозостойкость бетона, не снижая его прочностных свойств при статической на-

1рузке [I, 2]. Исследовалась возможность применения такого

бетона в конструкциях, подвергающихся многократно повторным нагружениям.
EIctoit v железобетон, 1969, JSft 2
65/г
Опыты приведены иа призмах 15X15X60 см. 11а 1 м3 бетона вводилось 0,4 кг 50%-нон эмульсии ГКЖ-94 (0.09% от веса цемента). После формования образцы пропаривали при

70ГС в течение 4 ч с последующим хранением в естественных

условиях до испытания.
/2
31
--------------- page: 14 -----------
fln
Riip
= 0,99—0,017 IgN.
Рис. I. ПынослiinocTi* бетона e добавкой ГКЖ-5М и зависимости

от числя циклон нагружения
Рис. 2. Изменение времени прохождения ультразвука через образец в зависимости от числа циклов нагружения
Образцы испытывали в возрасте 4—6 мес. на пульсаторе

«Шолпер» при характеристике цикла р=0,1. Перед приложением пульсацнонион нагрузки, а также через 250-7-500 тыс.

циклов нагружения измерялись продольные и поперечные деформации призм, а также скорость прохождения ультразвука

в направлении, перпендикулярном сжатию. Продольные деформации измеряли датчиками сопротивления и индикаторами

часового типа, поперечные-—только датчиками сопротивления.

Скорость прохождения ультразвука измерялась прибором

УЗП-65.
По указанной методике испытано 3 серии бетонных призм.

Каждая серия состояла из 10—ill образцов, 3—5 из них подвергались статической нагрузке, остальные — динамической.
Обработкой экспериментальных данных методом линейной

корреляции получено уравнение выносливости:
где
N — число циклов.
Для базового числа циклов 2 млн. нелнчпнл относительного предела выносливости равна 0,09, т. е. несколько г.ыше, чем

для ■Оетопоп без добавки, в которых этот предел составляет и

среднем 0,0. Учитывая, однако, ограниченный объем п значительный разброс экспериментальных данных, делать вывод оО

упелнченпи предела выносливости благодаря добавке ГКЖ-94

было бы преждсирсменным. Вместе с тем из рис. I видно, что
ни один образец И’РИ отношении ~-<.0,G три базоном числе
'V| р
циклоп не разрушился и, следовательно, предел вмшнтшиостн

цементного бетона с добавкой ГКЖ-94 лежит выше 0.(i.
.. r . ..
остановлено, что отношение ——для бетонов с доиавкоп

ГКЖ-94 колеблется от 2,8 до 3,5 и в среднем составляет 3.2.

Исходя из этой величины н учитывая, что модули упругости

цементных бетонов близки к модулям упругости бетонов ana-
с.
логичных марок с добавкой 1 КЖ-94, отношение ~р~ рекомендуется принимать по таблице.
Марка Сетона
400
500
000
Е
п' = ——
20
15
15
Разрушение образцов из бетона с добавкой ГКЖ-94 при

многократно повторной .нагрузке не отличается от аналогичного

разрушения обычных бетонов. При увеличении числа повторений нагрузки количество микроразрушений и их размеры растут. что видно по увеличению времени прохождения ультразвука через образец (рис. 2). Когда количество мнкроразру-

шений достигает некоторой предельной величины, происходит

разрушение образца.
В ы воды
Экспериментальные исследования показали, что кремнийор-

ганнческая добавка ГКЖ-94 не снижает выносливости бетона
и,
розостойкости) могут .быть использованы в конструкциях, работающих три многократно повторном нагружении.
ЛИТЕРАТУРА
I К у н ц е в и ч О. В., Александров П. Е. Влияние газообразующей добавки ГКЖ-94 и воздухововлекающей добавки СНВ на морозостойкость бетонов. «Бетон и железобетон». 1964, Л1? 2
'J Роя к Г. С., Крылов В. В., Передереева Э. К. Пропаренный Сетон с кремнийоргаинческой добавкой ГКЖ-94. «Транспортное строительство», 1966, Ms 3.
УДК 69J.554
Инъецирование каналов сборных железобетонных конструкций

пластраствором на основе фурфуролацетонового мономера
Ииж. Р. Г. САДОВНИКОВ (Баку)
Предварительно напряженные конструкции, инъецируемые

пластраствором, можно отнести к комбинированным из железобетона и сталенластбетона. Они соединяют в себе положительные свойства обоих материалов.
В институте Гипроморнефть производятся поисковые исследования подобных схем с целью достижения долгопечной

работы конструкций в морских условиях. В то же время выясняются технология изготовления и связанный с этим оптимальный состав на основе ФАМ. Стоимость смолы ФАМ

55 коп. за I кг, что в 8,5 раза дешевле эпоксидной смолы.
Технолошя изготовления конструкции, инъецируемых пластраствором, отличается от технологии ниьецнровання цементным раствором тем, что арматурный каиал предварительно
32
б*/г
покрывается этинолевым лаком. Эю делается для изоляции

бетона в первый момент прохождения кислого пластраствора

по каналу и до его отверждения. Каналы педлн
рукций (до 4 .11) смазываются с помощью кляпа, в конструкциях большей длины — путем прокачки или заливки этиноля с

последующей продувкой их сжатым воздухом. В этом случае

этнполь хорошо впитывается в Сетон и быстро высыхает.
Па основе данных, приведенных н руководстве по инъецированию каналов предварительно напряженных железобетонных конструкций, были изготовлены образцы и произведены

измерения скорости роста вязкости пластраствора в зависимости от количества огвердителп, температуры и содержания

ацетона (рис. I). При изменении вязкости температура пласт-
Бетон и железобетон, 1069. Js*s 2
/5
--------------- page: 15 -----------
УДК
Влияние химических добавок на газопроницаемость бетона1
Инж. Л. Г. ГРЛИФСР, канд. техн. наук Р. Л. ЩЕКЛНЕНКО, д-р техн. наук Н. Л. МОЩЛНСКНИ
Do ВППИжелезобстопс с 19G5 г. проводятся исследования

по технологии изготовления ■ железобетонных напорных труб

для газопроводов [I]. При разработке способов снижения газопроницаемости стенок железобетонных труб была проверена

возможность повышения плотности бетона путем применения

специальных химических добавок. Такой способ улучшения

структуры бетона н снижения его проницаемости является

одним из наиболее простых и технологичных. Выбор и назначение химических добавок пповоднлись в соответствии с рекомендациями, полученными различными авторами при исследовании водонепроницаемых бетонов \2, 3]. Кроме того, было

проверено влияние новых добавок НССБ и окзнл, а также некоторых добавок, ранее не применявшихся в бетонах с повышенным расходом цемента, принятом при производстве железобетонных напорных труб. Основные характеристики использования добавок приведены в табл. 1.
Таблица I
Группа
Наименование добавки
Обозначение
Содержание

добавки

в % от

расхода

цемента
Примечание
Сульфитно-спиртовая
барда
ССБ
0.1; 0.2;

0.3; 0.5
ГОСТ 8518—57
Нитрованная сульфитно-спиртовая

барда
НССБ
0.1; 0.2;
0,3
Изготовитель

Институт органнче-

ской химии

АН СССР
1
Сульфнтированный

щелочной экстракт

одубины
Окзнл
0.1: 0.2;

0.3
Изготовитель —

научно-исследовательский институт

буровой техники
Омыленный древесный пек
цнипс-п
0.1; 0.2
ВТУГЛХ 30—50
Гидрофобнзирующая

кремннйорганиче-

ская жидкость
ГКЖ-94
о
о
ГОСТ 10834—G4
Органическая жидкость
Сюлло
0.5; 2
Изготовитель

Западно-Германская

фирма „Сюльхорен
и К°‘
Битумная эмульсия
БЭ
3; 5; 10
ВТУ ЦНИИПодзем-

шахтостроя. Содержание битума

Бн-0—45%
Поливинилацетатная

эмульсия
ПВАЭ
10; 15
ГОСТ 10002—62
11
Водорастворимая
С-Б9
2; 3; 4;
Изготовитель
сиола Js'e 89
5; 6
Охтинский завод
Раствор флюата магния
ФМ
0.5; 1; 2
Плотность раствора—

1.21 г/см9
Гидрат окиси железа
Каменноугольный
пек
ГОЖ-2
кп
7
5; 10
Изготовитель

Мосннжпрое кт
По своему механизму действия все исследованные добавки

могут быть условно разделены на две группы:
I—добавки
рые вводятся в бетонную смесь с целью снижения водоцементного отношения и повышения за счет этого плотности цементного камня;
II—уплотняющие
смесь с целью кольматацни пор н капилляров бетона при их

отверждении или для повышения количества воды в бетоне,

удерживаемой в различных формах физико-химической связи.
Некоторые из рассмотренных выше добавок оказывают на

цементный камень многогранное действие — кольматнруюицее

и пластифицирующее.
В опытах основные свойства бетона с добавками определяли на цилиндрических образцах диаметром 100 мм и высотой 100 мм. Образцы готовились из бетонной смеси следующего состава (па 1 мл бетона): портландцемент Воскрссенско-
1 К защите диссертации инж. Грайфером А. Г.
го завода «Гигант» марки 400 — 550 кг, кварцевый песок с модулем крупности 2,75 — G50 кг, гранитный щебень фракции

5—10 мм— 1000 кг. Добавки каменноугольного пека н ГОЖ-2

измельчали до удельном поверхности 2000—3000 см^,'г и тщательно перемешивали с цементом, остальные добавки вводили

вместе с водой затворепня. Количество воды затворепня подбирали опытным путем из расчета, что жесткость бетонной

смесн по техническому вискозиметру будет соответствовать

15—20 сск.
Все образцы испытывались по принятым методикам на

28-е сутки.
Газопроницаемость бетона определялась на специальной

установке путем измерения количества азота, прошедшего через образец за определенный промежуток времени при перепаде давления 10 кГ/смг (рнс. 1) [4].
Результаты испытания бетонных образцов с оптимальными

количествами добавок приведены в табл. 2. Анализ этих данных показывает разнообразное влияние поверхностно-актнп-

пых добавок на образование структуры и свойства бетона.

Особенно это заметно при тепловой обработав бетона. Причинами такого воздействия добавок на структуру бетона являются, во-первых, механизм действия поверхностио-актнвных

добавок и, во-вторых, особенности формирования структуры в

свежеотформованных бетонах.
Для бетонов с поверхностио-активпыми добавками при

тепловой обработке необходима длительная предварительная

выдержка, обеспечивающая восприятие нм теплового воздействия уже в какой-то мере сформировавшейся структурой.

Длительность такого предварительного выдерживания бетона

зависит от механизма действия добавок (величины воздухово-

влеченшя. степеми замедления скорости гидратации цемента).

Этими факторами определяется эффективность добавки

НССБ, которая по сравнению с ССБ обладает рядом преимуществ (рис. 2): меньшей величиной воздухововлечення, более

высоким пластифицирующим эффектом, меньшими сроками
Рис. Т. Герметизационная камера для испытаний бетонных образцов на газопроницаемость

I — образец; 2 — релшоиыс уплотнительные кольца; 3 — стакан; 4— мапранляю-

щий цилиндр: 5 — обжимный стакан, 6 —

винт; 7 — траверза; 8 — стойки; 9—штуцер; W — крышка
Бетон и железобетон, I9G9, 3
--------------- page: 16 -----------
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0,30

Количество добавки б %
0,05 0,10 0,15 0,20 0,25 0.30

КоличестВэ добадки В °/0
1 3 7 14
Возраст В сутках
Рис. 2. Влияние гидрофильной попсрхностно-актипнон добавки 11 л свойства смссн и Сетона

а — сроки ехпатывання цементного теста; б — жесткость бетонной смссн: е — предел прочности на сжатие (прн оптн-

малыю.м количестве добавки): и. с.—начало схнатьшання: к. с. — конец схватывания; / — добавка ССБ: 2 — добавка

НССБ; 3 — без добавки (эталон); II — нормального твердення; П — пропаренные
схватывания цементного теста, более высоком эффективностью

при пропаривании.
Большая эффективность добавки НССБ, по сравнемшо с

ССБ, очевидно, может быть объяснена наличием активных

функциональных групп (СООН, К02 н др.). образовавшихся

прн обработке барды азотной кислотой.
Добавка 0,15% НССБ привела к улучшению физико-механических свойств бетона как прн нормально-влажном, так м

при ускоренном режимах твердення. Введение в малоподвижные бетонные смесм добавки НССБ позволяет на 10—12%

снизить водопотребность бетонной смеси при сохранении заданной подвижности и за счет этого увеличить предел прочности при сжатии на 15%, при растяжении — на 2,0%, динамический модуль упругости — на 20% и снизить газопроницаемость в 2—3 раза.
Хорошие результаты при использовании добавок второй

группы получены со смолой № 89 и ГОЖ-2. Эффективность

применения добавки смолы № 89 объясняется образованием в

•порах и капиллярах бетона прочных полимерных продуктов и

комплексных с цементом соединений. Добавка смолы № 89

является хорошим пластификатором и может твердеть в щелочной среде цементного камня без применения специального

отвердителп. Введение добавки смолы № 89 в количестве 4%

от расхода цемента снизило по сравнению с контрольными

образцами на 5% водопотребность бетонной смеси, увеличило

предел прочности бетона при растяжении на 23%, повысило

динамический модуль упругости бетона на 19% и снизило газопроницаемость бетона в два раза.
Анализ результатов испытании на газопроницаемость образцов с добавкой ГОЖ-2 показал, что снижение проницаемости образцов можно объяснить не столько улучшением

структуры, сколько повышенной водоудерживающей способностью бетона. Она более эффективна при эксплуатации бетона

во влажных условиях. Введение добавки ГОЖ-2 в количестве

7% от веса цемента повысило по сравнению с контрольными
динамический модуль упругости бетона на 7%.
Следует отметить, что, несмотря на очевидную эффективность применения химических добавок, газопроницаемость бетона остается довольно высокой и превышает нормативное

значение для газопроводов Q<0,1 л/м* - ч. Дальнейшее снижение проницаемости бетона возможно только при уменьшении водоцементного отношения и повышения плотности бетона, т. е. решающим образом зависит от способа уплотнения.

Опыты показали, что одним из наиболее надежных способов

получения плотных и однородных бетонов является вибропрессование. Этому способу соответствует технология изготовления железобетонных напорных внброгидропрессовашшх

труб. Поэтому нами были проведены исследования эффективности применения некоторых из рассмотренных выше добавок

и при вибролрессопании. Состав бетонной смеси был принят

таким же, как и при виброуплотиении. Образцы прессовались

под давлением 30 кГ,'см2 и пропаривались по режиму: подъем

температуры до 90°С—■ 2 ч и изотермическое выдерживание —
8 ч. Результаты испытания ннбронрессованиых образцов в

28-суточном возрасте приведены в табл. 3.
Как видно из табл. 3, эффективность применения добавок

резко возросла. Газопроницаемость внбропрессованного бетона снизилась по сравнению с вибрнропанпым бетоном в 2—

3 раза. Прочность при растяжении и динамический модуль
Таблица 2
t-
о
г?
о
о
о.
н
л
>.
Предел прочности в кГ/см1
Расход воздуха через

бетой в д/м-‘Ч
3;
Добавка
эсход добавки с

исхода цемента
о
с
о
S
«
О) ©5

S
а: с
О)
Sp
Ко
5
с*Т
О —
SP
_ о

5 ом
■ct
Р
сЗ
£
О
S
о
а*
Р
V
п
а.
«

о о
С£ О)
О
«= о
•я L*
Е о

=
CJ —о

ZZ «о

г* ООО

>»ь

о о s
ж
о я
35
2 *-
Оо
о ?

е
о
о
а
Z
2
с
О, CL
stSfc
с
п*
Zoo.

с с с
о

а =
О
Эталон
350
477
31.7
276
3,75
2320
329
457
30,1
367
6
2300
ССБ
0,2
9
395
474
35,2
187
- 0.01
2290
355
456
31
240
' 0.01
22S0
НССБ
0.15
12
422
548
39.7
142
^0.01
2340
413
~528
зтТз
~Тб5
.0,01
2320
Окзнл
0.2
10
425
514
38
180
<0.01
2320
331
480
35,7
225
0.01
2310
цнипс-п
0,1
6
325
410
28.7
705
33
2230
290
*364
2472
”960
52
2210
ГКЖ-94
0,1
5
350
444
30,7
314
5.2
22G0
305
~365
25Гз
480
9
2230
Сюлло
2
5
380
354
445
395
36
30.9
247
"270
4.5
5,2
2280
2260
Смола 89
4
4
415

39.2
150
-'0.01
2340
378
36,6
187
<0,01
2330
ГОЖ-2
7

375

34,4
225
<0.01
2340
351
30,9
270
<0.01
2330
ПВАЭ
15
2
362

3G.fi
240
<0,01
2320
*347
30,8
292
^0.01
2315
БЭ
5
2






320
26,2
285
0.75
2200
кп
5
_






298
29,1
532
2,2
2290
ФМ
0*5
2
3G0

33.5
225
<0.01
2320
350
31,3
"300
3
2310
Прим
твердення,

t =80°С).
; ч а н и е.

знаменатель
Числитель — образцы нормально-влажного

— нропаронпые оОрлзкм (2 + 3 + 34-2 ч при
34 ^£/3
Бетон И железобетон, 1969, Jvfjf 3

_ /*"
--------------- page: 17 -----------
0,37
10.36

| 0,35

^ 0,34

I 0,33

I 0,32
Qj
g 0,5/
О

CQ
0,30
_ +<
V
\
-у

I а
If
3 -L
ч \\
ХЛ
ч;\
i
L-
^2
0 40 80 120 160

Бремя от момента затворения в
мин
о
§
Рпсход добавки в % от расхода цемента
Водоцсмент-

иое отношение
Расход воздуха через

бетон в
Л/мг'Ч
1 Предел прочности прн рас*

тяженни в кГ/см*
о.
с.
л
Р

ft

*

е: и
0
1
- о
ri£
Объемный вес в кг/м*
с
3
е;
конечное
~ 5
О с_)
^ в
= о
= =и
о — <■>

Я к о

? ООО

н
2 о Ж
j о о.

а с с
после хранения

на воздухе
Эталон
о,зв
0,3-15
IG5
3.6
40
430
2100
НССБ
0.15
0,31
0.3!
75
0.^5
47
510
2410
ССБ
0.25
0.35
0,32
07
0.8
44
500
2Ю0
Смола
3
0.363
0.3.55
7(>
0.5
50
530
2420
К» 89
ГОЖ-2
7
0.38
0,35
00
1.3
4G
490
2420
Бетон и железобетон, 1969, № 3
6V3
Рис. 3. Влияние времени выдержки от моментл злтворення

до прессовании бетонной смеси па его (МЩ)
ост
/ — бетонная смесь с />///=0.372; 2 — бетоннля смесь с

L'/U = 0.372 п доблпкой 0.211/-, СС1 >; 3 — бетонная смесь с

Z>/// = Q,3J н добавкой 0.2% ССБ
упругости увеличились соответственно п 1,8 и 1.2 раза. Наименьшее остаточное водсцсмснтнос отношение получено прн

применении добавки НССБ, что объясняется не только пластифицирующим эффектом этой добавки, но и снижением скорости связывания воды в цементном тесте в результате снижения скорости гидратации цемента. Как видно нз рнс. 3, с

увеличением времени от начала приготовления бетонной смеси

до окончания прессования количество отжимаемой воды нз

бетона без добавки резко снижается. Прн введении пластифицирующей добавки количество отжимаемой воды при прессовании практически остается постоянным в течение 3 ч.
Полученные в опытах результаты были проверены в производственных условиях прн изготовлении опытной партии

железобетонных напорных впброгндропрессовапны.ч труб диаметром 700 мм на Московском заводе железобетонных труб.

Изготовление внброгндропрессованных труб производится по

одноступенчатой схеме производства в специальных металлических формах [5]. Форма состоит из наружных разъемных

частей, соединенных между собой тарированными пружинными болтами и сердечника, представляющего собой металлический цилиндр с надетым на него толстостенным резиновым

чехлом. Укладка и уплотнение бетонной смеси производятся

на формовочном посту с помощью высокочастотных пневматических вибраторов. После заполнения формы бетонной

смесью вибраторы снимаются, а форма переносится на пост

опрессовки и термообработки. На этом посту под резиновый

чехол подается под давлением вода. Вода раздвигает чехол,

благодаря чему происходит прессование ^этонной смеси с одновременным натяжением спиральной арматуры. Последующая тепловая обработка труб под расчетным опрессовочным

давлением закрепляет положение арматуры в бетоне и обеспечивает предварительное напряжение железобетонных труб.
Таблица 3
1’lic. 4. Пнсимнтнчсекнс mill.II.1 и 11)1 опытной напорной железобетонной труоы 19 л Московском .1ПНОДС Л'1'Л IMOUCI OIUU.1 \ труб
Все опытные трубы после изготовления были нспытапы на

водонепроницаемость, а затем проверены па газопроницаемость сжатым воздухом. Газопроницаемость бетона оценивалась по скорости падения давления в трубе, но количеству

прошедшего через отдельные участки трубы воздуха н путем

осмотра поверхности трубы, смоченной мыльной пеной. Скорость падения давления в трубе фиксировалась с помощью

ртутного дифференциального манометра ДТ-50 по разности

давлений между трубой н ресивером. Количество прошедшего

через отдельные участки трубы воздуха определялось с помощью специальных резиновых чехлов размером 1,5x0.? .« н

счетчиков ГСБ-100 (рнс. 4). Осмотр омыленной поверхности тр\'бы позволил оценить качественную картину распределения потерь воздуха по длине трубы и выявить наличие отдельных дефектов изготовления.
Испытания показали, что опытные внбрЬгндропрессовапные

трубы прн давлении 7 ати во влажном состоянии практически

газонепроницаемы. Поэтому псе трубы были испытаны повторно после выдержки в течение 45 сут. в воздушно-сухих условиях, т. е. прн влажности, соответствующей гигроскопичности

бетона. Результаты повторных испытаний приведены в табл. 4.
Таблиц» 4
Характеристика трубы
Утечка

воздуха

в а/м--ч

при Р=7

ати
Прочность

бетона

по молотку Каш-

карова

в кГ/смъ
Скорость

распространения

ультразвукового

импульса

в км/сек
Опытная труба без добавки . . . .
5.2
670
4.4
Опытная труба с добавкой НССБ . .
0.7
760
4.7
Опытная труба с добавкой смолы

Ка 89
0,85
720
4,6
Опытная труба с добавкой ГОЖ-2 .
1.0
660
4,4
Как видно из табл. 4, все опытные трубы с добавками характеризуются более высокими показателями, чем эталонная

труба. При применении добавки ГОЖ-2 отмечается некоторая

неравномерность свойств бетона по длине трубы, что связано,

по-видимому, с принятым способом введения добавки в бетонную смесь. При применении добавки смолы № 89 следует

строго соблюдать время укладки и уплотнения бетонной смеси, так как в случае производственной задержки может произойти преждевременное загустеваиие бетонной смеси, провиб-

рировать которую уже не удастся.
При выборе и назначении вида добавок необходимо также

учитывать их стоимость (табл. 5).
Таблица 5
Доб<н*ка
Оптимальное

содержание

добанкп п %

от расхода

цемента
Расход добавки на 1 м3

бетона прн

расходе цемента 550 кг
Ориентировочная стоимость 10 кг

добамки

п руб.
Стоимость

добавки

на 1 м3

бетона

в руб.
ССБ
0.25
1.35
0.3
0.01
НССБ
0.15
1,0
0.6
О.ОГ,
Смола ЛЬ 89
3.0
10,0
10,0
1'.
ГОЖ-2
7.0
38,0
1,0
3,8
35
--------------- page: 18 -----------
Тсхннко-мкономпчгскнй анализ рассмотренных выше добавок НОЗПОЛИОТ сделать вывод об эффективности применения

и бетонах иоиерхлостно-актниных нетсств тина СС1>. В 11116-

ронрессопанных бетонах при тпердепнп под давлением применение этих добавок упрощасгся, так как не требуется времени на нреднарнтсльпую выдержку бетонной смеси перед тепловом обработкой.
В и и о д м
Проведенные исследования подтвердили целесообразность

применения химических добапок для улучшения физнко-меха-

ппческих свойств бетона, в частности, для снижения его газопроницаемости. Эффективность применения добавок возрастает с увеличением степени уплотнения бетона и повышением

его однородности. Испытания опытных железобетонных напорных внорш идропрессонанпы.ч грН* niiK.i.i.i.Ui, что такие

трубы могут цанга применение и газопроводах при условии

обеспечения требуемой влажности бетона стенок труб (при

прокладке и грунтах, транспортировании влажных галоп н др.).
ЛИТЕРАТУРА
I.
ные Tpvfiu и 1101МОЖИ0СТ11 их применения. «Строительство труCioilpuiiu-

доп». l!Xw. Ki -I
J. Д a li и д с о 11 М. Г. ПодонопроппцаемиП Гн-i <ш .Ппнид.-п.
3.
риалов и конструкций, работающих п условиях агрессивных сред.

СтроАнздат. ГЛУ.
4.
нии газопроницаемости бетона. Сб. трудои ВППНжелезобетона, l'JG7.

ими. 13.
5.
лоусоп О. Г.. Производство железобетонных напорных труб инбро-

гидропрессованпел Стройиздат. 1%7.
К расчету составных железобетонных стержней

с податливыми связями1
УДК IH4.0I2.45.001.24
Ииж. И. И. ГИНЗБУРГ
При расчете железобетонных составных конструкций на

длительно действующие нагрузки приходится учитывать как

податливость связен, так п длительные процессы, происходящие в материалах. Влияние ползучести п усадкн бетона на работу составных железобетонных стержней с жесткими связями

изучены достаточно подробно {1, 2]; учет же этих явлении при

податливых связях не имеет решения.
В настоящей работе2 рассматривается напряженное состояние составного стержня из двух ветвей, соединенных податливыми связями сдвига с учетом деформаций усадки и ползучести материалов ветвей н связен, а также их переменных во

времени механических свойств.
В начальный момент напряженное состояние стержня описывается по теории А. Р. Ржаннцына [3]. Согласно этой теории

для ветвей стержня соблюдается гипотеза плоских сечений,

для стержня же в целом она неверна. Связи по длине стержня предполагаются непрерывными постоянной жесткости.
Ползучесть ветвей и связей учитывается по линейной теории старения [4, 5].
Расчет составного стержня произвольного сечения

с податлпвымн связями, нагруженного нормальными силами и

моментом (рис. 1,а), так же как и составного стержня с жесткими связями, может быть выполнен с помощью метода заменяющих призм [4]. Поскольку для каждой ветки такого

стержня справедлива гипотеза плоских сечений, деформированное состояние каждой ветви от любых нагрузок и воздей-
1
2
каид. техн. нлук. проф. В. С. Кириллова.
ствий можно представить деформациями двух условных призм,

положение осей которых определяется зависимостями:
(I)
by = г^; Со £>« :

где Oi, Ь\ — расстояния от центра тяжести сечения первом

ветви до ее верхней п ипжнеп условных призм соответственно;
02, Ьг—то же для второй ветви;
Гь — радиусы инерции сечения первой н второй ветвн.
Очевидно, для каждой ветви существует бесчисленное множество пар условных призм, положение которых по высоте сечения удовлетворяет равенствам (1).
Если выбрать положение верхних п пнжннх условных

призм так, чтобы оси их совпадали (рис. 1,6), то поставленная

задача сведется к определению напряжений и деформаций двух

центрально нагруженных составных призм с такими же податливыми связями. В этом случае:
Ы =
v- ~ Г1 + Л
2v
+
— r\ + 'rl)2+4t,2/l
(2)
2
с» = — ; fc| = 4* ai = Co -f- bo — b|,
' b2
где у — расстояние между центрами тяжести сечений ветвей

Площади сечений ветвей и усилия распределяются между

верхними и нижними призмами так же, как и для стержня с

жесткими связями [1].
Напряжения и деформации в центрально сжатом (растлну-

том) симметричном составном стержне с податливыми связл-
S)
а)
Г1
г,
/
ВетВь 1

/V, fa tj
\ г
\M(x,t) 1
о
f .
OJ
J
theOcfi 1 М(х, t)
Рис I. Замена заданного сечения составного стержня с податливыми снятии в шве (а) двумя условными составными

‘ ’
36
6S/Z
Бетон и железобетон, 1969, № 3
&
--------------- page: 19 -----------
■ими
ОРГАН ГОСУДАРСТВЕННОГО КОМИТЕТА

СОВЕТА МИНИСТРОВ СССР ПО ДЕЛАМ СТРОИТЕЛЬСТВА
ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ
И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ

ЖУРНАЛ
15-й ГОД ИЗДАНИЯ
4
АПРЕЛЬ
1969
Проблемы долговечности и защиты

железобетонных конструкций от коррозии
Вопрос об обеспечении долговечности железобетонных

конструкций зданий и инженерных сооружений различных отраслей техннкн имеет первостепенное значение для народного

хозяйства. Коррозия бетона и арматуры существенно снижает

долговечность железобетонных сооружений, нарушая их нормальный эксплуатационный режим. Все большие средства

ежегодно расходуются на поддержание зданий и сооружений

в нужном эксплуатационном состоянии. Естественно поэтому

то большое внимание, которое было уделено вопросам коррозии к защите зданий н сооружений иа совещании, созванном

Г осстроем (НИИЖБ), ВСНТО, НТО Стройиндустрии и

ВДНХ.
В совещании, проходившем 24—27 ноября 1968 г. в Москве, приняли участие 45(> специалистов из -13 городов Советского Союза. Участники совещания представляли 1-10 научноисследовательских, учебных, проектных и производственных

организаций.
В докладах, часть которых помещена ниже, поставлены насущные вопросы борьбы с коррозией в строительстве, а также

обсуждены итоги и направление дальнейшего развития

научно-исследовательских работ.
Общей задачей проходившего совещания явилось создание

методов и средств обеспечения долговечности строительных

конструкций и соответственно повышения эффективности капиталовложений в строительство.
УДК 620.193
Коррозия и защита бетона
Канд. техн. наук, лауреат Государственной премии В. М. МЕДВЕДЕВ
Еще с конца прошлого века вопросами коррозии бетона морских гидротехнических сооружений

занимались известные русские ученые — инженеры
B.
C.
с 1930 года — В. М. Москвин, В. В. Кинд,

В. В. Стольников, Н. А. Мощанский, С. В. Шестоперов и многие другие. При этом круг вопросов,

требующих внимания ученых, значительно расширился в связи с развитием применения бетона при

строительстве как морских, так и речных гидротехнических сооружений, сооружений водопровода

и ирригации, туннелей, мостов, различных промышленных зданий, сооружений и др.
И если ранее отмечались как характерные виды

разрушения бетона — выщелачивание извести,

Енешне отличавшееся белыми потеками (белая

смерть бетона), и образование гидросульфоалюми-

ната внутри бетонных элементов, приводившее к

его растрескиванию (цементная бацилла), то новое

поколение ученых глубже проникло в существо

процессов коррозии цементного камня в бетоне.
В. М. Москвин разработал классификацию

процессов коррозии цементного камня в водной среде. Им было предложено разделить явления коррозии цементного камня в бетоне на три вида: 1) выщелачивающая коррозия мягкими подами; .2) коррозия, связанная с обменными реакциями при дей-
Бетон и железобетон, 1969, Jsft 4
№ '
--------------- page: 20 -----------
ствпи растворов кислот и некоторых солей с образованием продуктов реакции, которые могут

частично растворяться и уноситься водами, омывающими или фильтрующими через бетон; 3) коррозия с образованием кристаллизующихся солен, например, нрн действии растворов сульфатов.
Большим коллективом ученых были разработаны рекомендации гю составам цементов н бетонов,

применению пластифицирующих п воздухововлека-

ющнх добавок, составлены нормативные документы

по методам производства работ, улучшающие качество бетона н сооружений.
В последующих исследованиях (1950—19G0 it.)

были установлены явления разрушения бетона в

результате взаимодействия щелочей цемента с

аморфным кремнеземом заполнителей. Этот вид

коррозии приводит к образованию щелочных силикатов с увеличением объема новообразований а

затвердевшем бетоне, что приводит к растрескиванию бетона.
Большие исследования по коррозийной стойкости,

долговечности и механизму коррозионных процессов проводились и проводятся за рубежом.
Исследования коррозионной стойкости п растворимости цементного камня, растворов и бетонов

в различных средах производились на составах

нормальной плотности, на лабораторных образцах

малого размера, специально приготовленных пористых составах или на измельченной крупке цементного камня. При этом были установлены основные

положения и закономерности явлений коррозии.
Исследования последних лет позволили установить, с одной стороны, отрицательное действие на

коррозионную стойкость бетонов процессов термообработки, а с другой — в какой-то мере положительное, защитное действие слоя продуктов разрушения бетона минерализованными водами, если

этот слой остается на поверхности бетона.
На структуре цементного камня, а следовательно, и на его стойкости отрицательно сказываются

жесткие режимы процесса термообработки бетона,

отсутствие предварительного выдерживания, быстрый подъем температуры при нагревании и резкое

охлаждение после изотермического прогрева. Столь

же отрицательно действует ранняя выгрузка еще

неостывших изделий из цеха на открытые склады

в зимнее время. При мягком режиме термообработки с достаточно длительным периодом предварительного выдерживания, регламентированной скоростью подъема температуры и охлаждения после

прогрева и с дополнительной выдержкой во влажных условиях, можно получить бетоны достаточно

высокой коррозийной стойкости. Повышает опасность коррозионного разрушения и напряженное

состояние бетона в растянутых зонах конструкций,

я также при высоких напряжениях в сжатых зонах,

за счет поперечного растяжения бетона и образования в нем микро- и макротрещин. Па долговечность

элементов фундаментов зданий и подземных сооружений, работающих в условиях воздействия агрессивных вод, благотворное влияние оказывает защитное действие продуктов коррозии поверхностного слоя бетона. Образующийся коллоидный слон н.<

продуктов разрушения цементного камня создает

своего рода изоляцию, препятствующую проникновению коррозионных растворов к внутренним слоям
здорового бетона. Это обстоятельство позволяет

внести некоторые коррективы в существующие нормативные докуыЙп'ы, несколько повысить предельные значения минерализации грунтовых вод допустимые в различных случаях практики.
Можно утверждать, что основным путем повышении долговечности бетона нрн действии агрессивных природных нлн промышленных вод, является создание плотного бетона. Достигается это

осуществлением целого ряда мероприятий. В частности, опыт показал, что повышение плотности бетона даже при пористых заполнителях может дать

значительный эффект. Так, плотный керамзнтобе-

тон марки до 400 даст возможность получить водонепроницаемый бетон до марки В-20 Мрз-400 и

выше.
Непрерывное увеличение масштабов гидротехнического, промышленного транспортного строительства в пашен стране и соответственно увеличение объемов бетона, применяемого во всех областях

строительства, поставило перед исследователями

много новых вопросов, а при их решении возникло

много новых предложений как по методам исследования, так и по улучшению качества материалов и

методов защиты бетона от коррозии.
По вопросам коррозии н защиты бетона на сс-

мпнаре-совещанин, состоявшемся в конце ноябрл

1968 г. в Москве, было представлено 18 докладов и

14 сообщений.
Вопросы прогнозирования долговечности бетона

г, конструкциях н сооружениях рассмотрены в докладах Ф. М. Иванова', А. И. Минаса, В. М. Москвина с сотрудниками, А. Ф. Полака1 и других, которые предлагают различными приемами рассчитывать срок службы сооружения. Несмотря на логичность приводимых ими соображений, достоверность

их расчетов должна быть подтверждена длительной проверкой ввиду того, что бетоны очень разнообразны как по применяемым для их изготовления

составляющим, технологии изготовления и последующего твердения, так н по условиям эксплуатации.

Практика применения плотного бетона в морских

сооружениях подтверждает возможноегь длительной его службы в агрессивной среде.
Ю. А. Саввина в своем докладе подчеркивает

значение плотности и степени влажности бетона

для их влаго- и газонепроницаемости, а следовательно, и долговечности.
В. М. Москвин, Т. В. Рубецкая, Л. С. Бубнова,

Г. И. Любарская разработали методику определения скорости коррозии бетона в кислых средах и

установили экранирующее действие новообразований на ход коррозионного разрушения бетона, что

позволило развить классификацию агрессивности

кислых сред на бетон в зависимости от растворимости образовавшихся- кальциевых солей на поверхности бетона, а не от pH среды, как это предусмотрено в СН 249—63 и 262—67.
В. М. Москвин, Т. В. Рубецкая, Л. С. Бубнова

установили, что при концентрации NaOH менее

1,5 г/л концентрация Са (ОН) г остается высокой, выше растворимости С3А 12Н20, а концентрация

Л12Оз и S03 увеличивается, что ускоряет образование гндросульфоалюмината кальция. С увеличепи-
1 См. статьи 'лих авторов п настоящем номере журнала.
Uotoii и -железобетон, 19С9, № 4
6S/V
--------------- page: 21 -----------
см концентрации NaOII и соответственно сниженном концентрации Ca(OII)i скорость образования

гидросульфоалюмината кальция замедляется н определяется содержанием СаО п жидкой фазе. I нд-

росульфоалюмниат кальция устойчив при концепт-

ращш NaOH до 20 г/л, более высокая концентрация щелочи'приводит к разрушению его.
При концентрации NaOH>6 а/я образования

п.нса от действия Na2S04 в твердой фазе не происходит. Образцы, испытанные в растворе Na^SO^ при

содержании SOj =5000 мг/.п, не нмелп признаков

разрушения в течение 3 лет, в том числе н па портландцементе из клинкера, содержащего С3А~14%.
Б. Д. Трннкер и JI. Я. Лопатннкова сообщили,

что даже при строгом контроле за качеством цемента на строительстве телевизионной башни в отдельных случаях проявлялось ложное схватывание

п считают необходимым разработать новые методы

контроля, позволяющие судить о поведении цемента в бетоне, например, по определению реологических свойств цементного теста.
В. Г. Батраков изложил опыт н предложения но

применению кремннйорганических соединении для

поверхностной защиты бетона и для улучшения

структуры цементного камня раствора.
Для обработки поверхности бетона рекомендуются полнгндросиликаты, для введения в бетон —

полнгндролсилоксаны и силиконаты, которые повышают прочность и сокращают период предварительной выдержки перед термообработкой. Разработаны порошкообразные силиканаты ГКП-10, ГКП-11,

растворимые в воде, более кондиционные и надежные, чем жидкости. Но все эти средства пока еще

дороги н не находят широкого применения в строительстве, хотя и дают хороший эффект.
В. А. Солнцева и Л. А. Шмерова рекомендуют

для повышения стойкости растворов и бетонов в

сульфатных водах (5% раствор Na2S04) применять добавки двуводного гипса, хлорного железа и

ГКЖ-11, а также с меньшим эффектом добавку водорастворимых смол № 89, МФ-17 и ДЭГ-1. Растворы с этими добавками выдержали испытание на

переменное насыщение и высушивание в течение
2
В. М. Москвин, Т. В. Рубецкая и И. В. Божич

сообщили результаты исследования бетонов на барийсодержащих портландцементах. Плотные бетоны на рекомендуемом портландцементе, содержащем 5—10% окиси бария, не более 15% алита и

5—6% СзА более стойки, чем бетоны на сульфатостойком цементе в сульфатных водах с концентрацией SO4 до 35 000 мг/л. Цементная промышленность выпускает опытную партию барийсодержащего цемента.
В. Д. Миронов и В. Б. Ратинов сообщили, что

коррозия цементного камня раствора и бетона на

шлакопортландцементах в кислых средах протекает с самоторможением и постепенным затуханием

па счет образующегося слоя продуктов коррозии.

Скорость протекания коррозии можно прогнозировать на основе суточных испытаний, так как процесс переходит в стационарный режим. Они рекомендуют применять шлакопортлапдцемент па основных шлаках в промышленном строительстве с.

агрессивными средами. Однако необходимо учитывать особенности твердения бетонов на шлакопортландцементах, ^частности, при пониженных температурах.
В. С. Гладков и Г. И. Поляков докладывали о

целесообразности применения добавок и необходимости хорошего ухода за бетоном в процессе выдерживания до 28—60 суток для повышения морозостойкости бетона в морских сооружениях. Бетон

марки 500—600 с комплексной добавкой ССБ н

СИВ сразу после пропарки вдвое более морозостоек по сравнению с бетоном без добавки нормального хранения. Бетон без добавок, выдержанный во

влажных опилках, в 1,5 раза более стоек, чем бетон

нормального храпения, и в 2,5 раза, чем бетон, выдержанный на воздухе.
Т. К. Ннгол и У. И. Крейс сообщили, что обычные и автоклавные бетоны в силосохранилищах и

полах животноводческих помещений разрушаются

соответственно от действия кислот (наиболее активна молочная) и выделений животных (мочевина,

нитрат аммония, углекислота), плотные бетоны более стойки, особенно при автоклавной обработке, но

для длительной службы необходимо применять специальную защиту.
Ю. М. Бутт, В. М. Колбасов, Л. Е. Берлин исследовали влияние условий твердения различных

цементов на структуру и морозостойкость цементного камня. Лучшие результаты получаются при

твердении цементного камня в норд/ально-влажно-

стных условиях. Повышение скорости гидратации

цемента при пропаривании вызывает быстрое образование повышенного количества кристаллогидратов, что приводит к образованию микротрещнн и

разрыхлению структуры. Понижение температуры

твердения до 0—10° также существенно ухудшает

плотность бетона. Выдерживание пропаренного цементного камня в нормально-влажностных условиях уплотняет его структуру.
Особенно низкую морозостойкость имеет пропаренный цементный камень при повышенном содержании С3А. Наоборот, цементный камень с повышенным содержанием С3А, твердеющий при низкой

температуре 0СС, более плотен, имеет большую морозостойкость.
А.
стойкость бетонов, нагруженных сжимающими усилиями, и установили, что морозостойкость увеличивается при напряжениях до 0,2—0,3 примерно

равна эталонной при напряжении 0,4—0,5 ^?пр и в

несколько раз меньше эталонной при напряжении

0,7—0,8 Rnp.
Применение воздухововлекающих добавок позволяет повысить предварительное напряжение я

бетоне марки 200 до 0,4 Rnv и марки 600 —до

0,55^пр. При этом морозостойкость будет не ниже

эталонной (без нагружения). Для ответственных

сооружений предварительное напряжение бетона з

зоне переменного горизонта воды должно быть‘ниже границы трещипообразования.
О.
что скорость разрушения бетонов при коррозионных процессах, сопровождающихся образованием

твердой фазы в порах материалов, зависит от наличия условно замкнутых пор заполненных воздухом— газом. Бетон должен иметь необходимый

объем резервных пор, образуемых воздухом или газом добавки. Наиболее эффективной является ком-
I* Бетон и железобетон, 1S69, JVTe 4
62/? ££?
--------------- page: 22 -----------
бннироваппая добавка ССБ+СНВ. Бетоны должны

хорошо уплотняться при укладке, при этом пористость почти пс зависит от количества крупного заполнителя.
В. А. Мншутип н Николаевским сообщили, что

для получения коррозиестопкнх, морозостойких и

долговечных судостроительных бетонов необходимо

применять сульфатостойкие цементы Вольского,

Серебряковского пли Пово-Амвроспевского заводов, плотпые составы смеси с ВЩ 0,4—0,42, добавку ССБ 0,1—0,15% пли ГКЖ-94 0,05—0,1%, чистый

песок 0,15—3 мм, гранитный щебень пли керамзит

3—20 мм, разделенные па три фракции (3—10, 10—

15, 15—20 мм). Количество песка должно быть минимальным. Пропаривание изделий должно проходить по строго регламентированному графику: предварительное выдерживание от 3 до 12 ч (в зависимости от вида добавки), подъем температуры на
10—15°/ч 4—5 ч, изотермическое выдерживание

при 60—80° и влажности 95—100% 4—12 ч до получения 70% марки бетона, снижение температуры

в течение 4—5 ч, нормально-влажностное выдерживание до получения 100% прочности. Такой режим

дает бетон, равноценный твердевшему в нормальных условиях с морозостойкостью 300—600 циклов.
Я- Е. Иохельсон и В. С. Глинчиков считают, что

для проверки состояния бетона гидротехнических

сооружений, включая и подводные зоны, следует

применять электронно-акустические приборы

УЗП-62, ИСИ-66, УК.Б-1 (последний является лучшим) .
Необходимо узаконить обязательное составление

паспорта на сооружение, в котором должны содержаться все необходимые данные о материалах, способах и времени возведения сооружений.
Г. П. Бовин, В. С. Желудов и В. А. Обрученко

поставили вопрос о необходимости создания специализированной проектной организации для разработки средств механизации антикоррозионных работ производимых преимущественно вручную, так

как Гипростроммеханизация не решает поставленных вопросов.
Необходимо устранить параллелизм в исследованиях, проводимых рядом авторов, установить более

жесткую координацию в планировании исследовательских работ.
Наряду с большими достижениями строительной

пауки и практики в области бетона и железобетона

еще имеют место и значительные недостатки, наиболее существенными из которых являются: недостаточный выпуск специальных, в первую очередь

сульфатостойких цементов, не превышающий 1—
1,5% общего количества цемента, выпускаемого

промышленностью;
обезличенные поставки цементов на заводы н

стройки, находящиеся в зависимости только от интересов железнодорожного транспорта, что часто

приводит к невозможности получения сульфатостойкого цемента на тех заводах н стройках, где он

необходим;
низкий уровень промышленности нерудных материалов, не поставляющей промышленности железобетона п стройкам достаточного количества

высококачественных, фракцноппрованпых и промытых щебня п гравия, а также классифицированного

или обогащенного песка, что приводит к перерасходу цемента порядка 10% н пс позволяет получать

бетонных смесей равномерного качества н подвижности, что в свою очередь затрудняет транспортировку и укладку-уплотиепне этих смесей в формы и

дает повышенное количество брака и дефектов в

бетоне;
неудовлетворительное состояние дела с производством и обеспечением промышленности сборного железобетона н строек добавками ускорителями

твердения бетона, поверхностно-активными пластифицирующими, воздухововлекающими н газовыде-

ляющнмн добавками для улучшения структуры цементного раствора в бетоне, для уплотнения бетона

и раствора п в конечном итоге для увеличения долговечности и надежности;
устарелое и ненадежно работающее дозировочное н смесительное оборудование на ряде бетонных

заводов приводит к большим искажениям составов

бетона, подобранным в лабораториях и к большой

неоднородности бетона, что опять-таки приходится

перекрывать излишним расходом цемента или снижать качества бетона в изделиях и сооружениях;
отсутствие автобетономешалок, что приводит к

расслоению бетона при дальних перевозках и в конечном итоге к потерям части бетона и ухудшению

качества смеси;
отсутствие безмасляных смазок для форм и опалубки приводит к загрязнениям н порче бетона, к

затруднениям при лакокрасочной отделке поверхности изделий;
низкое качество работы по укладке бетона в

формы и опалубку, отсутствие должного внимания

и специальных средств для ухода за твердеющим

бетоном как в летнее, так и в зимнее время, что

значительно снижает качество бетона и долговечность сооружений;
совершенно недостаточное количество химически

стойких лакокрасочных материалов, смол, клеев и

рулонных материалов, выделяемых для строительства, не позволяющее достаточно надежно защищать бетон конструкций и сооружений, работающих в агрессивных средах.
Указанные и многие другие недостатки нашей

строительной промышленности приводят к снижению надежности зданий и сооружений, что вызывает громадные прямые расходы на их ремонт и потери производственного времени или снижение производительности предприятий.
Учитывая изложенное, необходимо со всей настойчивостью добиватьсяs улучшения дела в строительстве и реализовать основные мероприятия для

повышения надежности и долговечности здании я

сооружений, рекомендованные в решениях совещания.
6S/t
I&ri он й железобетон, Ш0, № 4
--------------- page: 23 -----------
\
УДК 620.197:691.87
Защита арматуры железобетонных конструкций

от коррозии
Канд. техн. наук С. Н. АЛЕКСЕЕВ
Проектирование типовых сборных железобетонных конструкций (главным образом с целыо снижения веса, а также экономии материалов при их изготовлении) сопровождалось уменьшением сечении

элементов и соответственно защитных слоев бетона.

Этому способствовало повышение прочности бетона

на цементах более высоких марок, рост прочности

арматурных сталей, совершенствование расчет.!

конструкций.
К сожалению, не достаточно высокая культура

производства железобетонных конструкций приводит к значительному снижению их долговечности.

Недостатки системы экономического стимулирования в строительной промышленности мешали созданию устойчивого контингента квалифицированных

кадров на предприятиях сборного железобетона и

стройках. Длительное отставание в развитии индустриальной базы строительства, ее производствен-

качеству сборного железобетона. В результате качество некоторых железобетонных конструкций

заметно ухудшилось.
В таких массовых конструкциях, как плиты покрытий промышленных зданий, толщина защитного

слоя сведена к минимуму, а в полках плит этот

слой иногда отсутствует вовсе. Плотность и однородность бетона снижается из-за использования некондиционных, нефракционированиых заполнителей. Форсирование режимов тепловлажностной обработки резко увеличивает проницаемость бетона.

Неосторожное использование добавок-ускорителей

твердения в виде хлористых солей вызывает коррозию арматуры даже под толстым защитным слоем

бетона.
К тому же в настоящее время массовое распространение получили бетоны с пониженными защитными свойствами по отношению к арматуре: бесце-

ментные, автоклавные, ячеистые, на пористых заполнителях с повышенной межзерновой пустотно-

стью и др.
Опасность коррозии арматуры предварительно

напряженных конструкций усугубляется наличием в

ней весьма высоких напряжений, резким снижением

пластичности высокопрочной стали при коррозионных поражениях, а также коррозионным растрескиванием напряженной термически упрочненной

арматуры.
Следует учесть, что армированные стеновые

панели из бетонов с пониженными защитными свойствами, предварительно напряженные конструкции

и тонкостенные плиты покрытий в массовых масштабах используются при строительстве зданий ряда

отраслей промышленности с агрессивными средами.
Современные методы расчета строительных конструкций, как правило, позволяют учесть все возможные неблагоприятные комбинации нагрузок.

Исключения вызываются главным образом ошибками при проектировании п изготовлении конструкций, реже — нарушением расчетного режима эксплуатации. Одной из возможных ошибок является

недоучет опасности коррозии арматуры.
Как показывает практика, коррозия арматуры

предварительно напряженных конструкций вызывает их внезапное обрушение. Это происходит вследствие особенностей коррозии под напряжением высокопрочной проволоки и термически упрочненных

стержней, часто используемых в качестве напрягаемой арматуры.
Язвенная коррозия при небольшом сечении проволоки делает ее хрупкой, но не ведет к образованию в защитном слое бетона продольных трещин,

которые обычно служат сигналом опасности. Термически упрочненная арматура при коррозии под

напряжением может подвергнуться растрескиванию, которое не связано обычно с образованием на

ее поверхности толстого слоя ржавчины, т. е. разрушение конструкций с такой арматурой также оказывается внезапным.
Таким образом, если не исключить возможность

коррозии арматуры, то нельзя гарантировать безотказности работы предварительно напряженных железобетонных конструкций.
Убытки от ремонта поврежденных конструкций

и в особенности от их замены могут быть очень велики; до сих пор не разработаны эффективные

способы ремонта конструкций, пострадавших вследствие коррозии арматуры.
Серьезным недостатком современного строительства с применением железобетона является использование недостаточно стойких, долговечных и надежных конструкций. Характерным случаем применения нестойких конструкций в тяжелых условиях

эксплуатации является использование типовых ребристых плит покрытий в промышленных зданиях с

агрессивным режимом. Эти до предела облегченные конструкции запроектированы для неагрессивных условий. При тщательном изготовлении они

могли бы еще, как показывает расчет времени карбонизации защитного слоя, служить без существенных повреждений в слабоагрессивной среде 15—

18 лет. Но изготавливают их без должного контроля толщины защитного слоя.
Бетон и железобетон, X9G9, 1Л 4
6%/Y
--------------- page: 24 -----------
' Такие плиты покрытий монтировались, например, в 1966 г. па строительстве Ждановской агло-

фабрпкп. До этого уже хорошо известен был опыт

Дарпнцкого, Ноиочеркасского п других заводов искусственного волокна, где через 4—5 лет эксплуатации прядильных цехов встал вопрос о замене плит

покрытий. На Дарницком заводе пришлось устроить подвесной потолок по ннжннм поясам ферм,

чтобы приостановить разрушение покрытия.
В течение нескольких лет идет ремонт покрытий

зданий крупнейших фильтровальных станций, который приходится начинать после 5—6 лет нх эксплуатации. Стоимость ремонта (очистка бетона и ржавой арматуры с последующим торкретированием

всех поверхностей в 3 слоя общей толщиной 15 мм)

равна стоимости новой плиты —3 р. 27 к. за I м'.

Как показало обследование на Кальмпусской

фильтровальной станцнп, спустя 2—4 года после ремонта коррозия арматуры, сопровождающаяся отслоением и растрескиванием торкрета, продолжается там, где арматура не была тщательно очищена

от ржавчины.
Наблюдается массовое повреждение ребристых

плит покрытий во влажных цехах зэеодов железобетонных изделий после 8—10 лет их эксплуатации.

На комбинате № 2 Главмоспромстронматериалов

отдельные большие участки покрытия разобраны и

заменены монолитной плитой.
Другим типичным примером является использование крупных панелей пз ячеистых бетонов в стеновых ограждениях и покрытиях промышленных п

сельскохозяйственных зданий с влажным режимом.

Результаты обширных обследований, выполненных

Е. С. Силаенковым и Р. А. Зариным, убедительно

показали непригодность ячеистобетонных конструкций для влажного режима. Нормами также не

предусмотрено их использование в таких условиях.

Очевидно, этому должна предшествовать тщательная проверка на опытных объектах.
Характерен пример из области применения

предварительно напряженных железобетонных конструкций. Строители предприятий нефтехимической

промышленности Башкирии добились разрешения

использовать в строящихся цехах с сильноагрессивной средой предварительно напряженные фермы

с проволочной арматурой, так как технология изготовления этих конструкций ими хорошо была освоена. Имеются сведения, что в настоящее время

там наблюдается коррозия арматуры. Обрушения

предварительно напряженных балок с проволочной

арматурой пролетом 21 м имели место в Беслане,

Паэсклле, Коростепе, где дефекты изготовления сочетались с эксплуатацией в агрессивной среде.

В Пензе вследствие коррозионного растрескивания

стержневой арматуры из стали класса A-IV марки

20ХГ2Ц произошла авария фермы пролетом 18 м.
Таким образом, коррозия арматуры в бетоне —

достаточно часто встречающееся и еще малоизученное явление. Трудность изучеиия его обусловлена

большим числом одновременно действующих факторов и в первую очередь сложностью структуры

бетона, как непосредственной среды для арматуры,

особенностями его взаимодействия с окружающем

средой, вызывающими и обратимые, и глубокие

необратимые изменения в нем.
Особенности современных высокопрочных арматурных сталей и их напряженное состояние в кон* 6S/V
струкциях делают весьма опасными последствия их

коррозии. Для возможного нопышеппя их коррозионной стойкости под напряжением необходимо глубоко изучить условия п области безопасного применения армированных нмп конструкции. Необходимо также тщательно исследовать защитные свойства бетона по отношению к стальной арматуре и

их изменения во времени.
Много нерешенных вопросов п в использовании

армированных конструкций из различных бетонов^с.

пониженными и недостаточными защитными свойствами по отношению к арматуре. От принципиального решения этих вопросов зависит решение технологических задач, связанных с защитой арматуры в этих бетонах.
Практические рекомендации должны быть основаны иа углубленных теоретических и тщательных

экспериментальных исследованиях. Рекомепдацнг.

должны проходить длительную проверку.
Проводимые в настоящее время разными организациями работы в области коррозии и зашиты

арматуры железобетонных конструкций в основном

охватывают главные направления исследований.

Об этом свидетельствуют сведения, собираемые регулярно в порядке координации, и доклады на совещании по защите от коррозии строительных

конструкций.
В. И. Бабушкин, Л. П. Мокрнцкая и С. В. Гонтовой доложили о результатах интересных физикохимических исследований тонкого механизма электрохимической коррозии и пассивации стали в бетоне. Исследования авторов доклада убедительно

подтвердили, что наилучшим способом защиты арматуры от коррозии является ее пассивация, которая достигается при pH поровой жидкости не ниже
11,8. Достигнуты успехи в изучении пассивирующих пленок, состав которых связан с pH и окислительно-восстановительным потенциалом.
В секторе защиты арматуры НИИЖБ Н. К. Розенталь добился значительных успехов в электрохимических исследованиях, объясняющих различные

механизмы ограничения коррозионного процесса

арматуры в бетоне в зависимости от его плотности

и влажности.
Интересно обоснована Ю. В. Целебровским

трактовка анодной поляризационной кривой стали
в бетоне1.
В докладе Е. П. Горбоноса, С. Г. Енишерловой,

Р. У. Загирова, И. А. Иочинской и В. Б. Ратинова

сообщалось о всесторонне изученных свойствах новой полифункциональной добавки, ускоряющей

твердение бетона и сообщающей ему свойство защищать от коррозии арматуру в присутствии хлор-

иоиов. Добавка, введенная в количестве 2% веса

цемента, компенсирует^агрессивное действие в бетоне хлористого кальций (в том же количестве) при

сохранении целостности и высокой щелочности защитного слоя. Исследован механизм пассивирующего действия добавки и доказано, что в малых

количествах добавка не стимулирует коррозии.
В.
ставили интересные данные о коррозии арматуры

в зоне трещин бетона под влиянием агрессивной
1
поляризации стали в бетоне. «Журнал прикладной химии»,

1968, № С.
Бетой и жолрзоСн’топ, 1%9, № 4
гз>
--------------- page: 25 -----------
среды iiл примере целлюлозно-бумажного комбината. Характеристика среди, состояние конструкций

п результаты наблюдении за напряженными образцами с трещинами свидетельствуют о сильном

агрегатном действии хлора и ускоряющем коррозию влиянии влажности среды. Подтверждено отсутствие агрессивности сернистого газа при малой

относительной влажпостп воздуха. Результаты исследований могут быть использованы при уточнении норм агрессивности среды для железобетонных конструкции и рекомендаций по их защите от

коррозии.
В докладе М. III. Гусейнова и С. Н. Алексеева

освещены результаты обследования опор ЛЭП в

Азербайджанской ССР. Установлено активирующее

действие на арматуру хлор-ионов, проникающих и

бетон из грунта и воздуха. Отмечена ускоренная

карбонизация бетона под действием ветрового давления со стороны преобладающих северных ветров.

Установлена связь потенциала арматуры с плотпо-

стыо и влажностью бетона, а также критическое

значение потенциала, начиная с которого наблюдается значительная коррозия арматуры. Предложен

поляризационный метод контроля ее состояния.

Намечен подход к назначению необходимой плотности бетона и рекомендуются мероприятия по увеличению срока службы конструкций.
Доклад Н. Ф. Махновского содержал интересные данные, полученные при исследовании причин

обрыва армирующих стальных канатов моста.

Оказалось, что условия службы таких необетониру-

емых канатов весьма сложны и способствуют развитию коррозии со стороны межпрядевых пустот.

Повреждения проволок, находящихся в сложном

напряженном состоянии одновременного растяжения, кручения и изгиба, можно, по мнению
Н.
механнческие. Положение осложняется трудностью

контроля, так как обрывы отдельных проволок не

снижают заметно усилия натяжения. Обрыв большего числа проволок имеет хрупкий характер и

происходит в местах коррозионных поражений, что

позволило квалифицировать его как коррозионное

растрескивание и сделать вывод о необходимости

специальных исследований длительной прочности

канатов, употребляемых в качестве напрягаемой

арматуры ответственных железобетонных конструкций.
К сожалению, не было представлено докладов

по вопросу коррозии высокопрочных арматурных

сталей под напряжением. Однако имеющиеся публикации по исследованиям Э. А. Гуревича и
С.
проводимых в Центральной лаборатории коррозии

НИИЖБ, устанавливают серьезную опасность коррозионного растрескивания не только термически

упрочненных сталей, но и некоторых высокопрочных горячекатаных, и подтверждают правильность

ограничений в их использовании для армирования

конструкций, предназначенных для агрессивных

условий.
Необходимо дальнейшее энергичное развертывание исследований в этом направлении с привлечением новых методов. Необходимо утог"'ить условия, вызывающие коррозионное растрескивание, и

степень его опасности для арматуры в различных

средах; разработать сплавы для получения термически упрочненной арматуры с резко пониженной

склонностью к растрескиванию, а также методы

упрочнения без появления склонности к растрескиванию. Г.стестнеппо, последние задачи не могут

быть решены без активного участия исследовательских институтов металлургического профиля.
Р. А. Зарин в своем докладе подытожил многолетнюю работу но определению условий сохранности арматуры п конструкциях из ячеистых бетонов.

Обследования и значительный объем экспериментов

позволили ему сделать ценные предложения по ограничению влажности конструкции, увеличению

толщины защитного слоя и др. Нельзя согласиться

с отрицательной оценкой защитных покрытий армо-

каркасов, сделанной в докладе явно без учета низкого качества их приготовления п ианесення, которое до спх пор, к сожалению, имеет место па

практике. Механизация технологии защиты арматуры может способствовать ликвидации этих недостатков производства. Удачным решением, как показал опыт, является способ электроокраскн арматуры для ее защиты. Механизированная установка

для нанесения защитного цементно-битумного покрытия па эрмокаркасы внедрена при помощи

НИИЖБ иа заводе треста Стройдеталь-70 в Свердловске. В настоящее время идет подготовка к внедрению этого способа еще на нескольких заводах.
Другим радикальным средством является защита арматурных сеток оцинковкой па метизных заводах. Оцинковку, очевидно, целесообразно использовать и в других сложных случаях, в частности

для защиты высокопрочной проволоки н пряден в

конструкциях с натяжением арматуры на бетон.
Выводы
В области защиты от коррозии стальной арматуры железобетонных конструкций важнейшими

направлениями исследований на ближайшие годы

должны быть следующие.
Развитие теории коррозии арматуры и защитного действия бетона.
Разработка способов определения, повышения и

производственного контроля защитных свойств

плотного бетона, а также методов расчета длительности их сохранения.
Исследование и разработка способов повышения защитных свойств конструктивных легких

бетонов.
Исследование влияния на развитие коррозии арматуры напряженного состояния и трещин в бетоне.
Выявление особенностей коррозии высокопрочных арматурных сталей под напряжением, в частности, термически упрочненной стержневой арматуры, холоднотянутой проволоки, прядей и канатов.
Разработка способов повышения коррозионной

стойкости термически упрочненной арматуры в металлургическом процессе.
Тщательное изучение условий эксплуатации основных видов массовых конструкций (плит покрытий, стеновых панелей, опор ЛЭП и контактной сети, шпал и др.).
Сетон и железобетон, 1969, jvfe 4
эобетон, 1969, JVe 4
6$/?
--------------- page: 26 -----------
*
УДК ns.059.4
Долговечность железобетонных конструкций

промышленных зданий с агрессивными средами


Канд. техн. наук Е. А. ГУЗЕЕВ
В настоящее время промышленные здания и сооружения проектируются более чем для 1500

отраслей народного хозяйства. Строительные конструкции эксплуатируются в условиях высокой влажности, при наличии агрессивных газов, пыли, проливов и обливов агрессивными жидкостями, в условиях грунтовых, технических и морских вод, прн

отрицательных и повышенных температурах. Наиболее долговечными при этом оказываются железобетонные конструкции. Долговечность их определяется сроком службы без потерь эксплуатационных

качеств в данных климатических условиях при заданном режиме эксплуатации.
Доклады, сделанные на совещании, касались, в

основном, вопросов долговечности элементов промышленных зданий, характера коррозионного повреждения конструкций и способов увеличения долговечности зданий.
И. Н. Заславский и С. Д. Соцкова (Харьковский

Промстройниипроект) доложили о результатах многочисленных обследований конструкций зданий металлургических предприятий. На участках с наиболее тяжелыми условиями эксплуатации (конструкции галерей аглофабрик, перекрытия и рабочие,

площадки у плавильных печей ферросплавных заводов, конструкции участков охлаждения скрапа прокатных цехов) капитальные ремонты железобетонных конструкций и элементов проводятся через 3—
5
высыхании появляются трещины по контакту цементного камня с заполнителем, от действия среды

разрушается защитный слой арматуры, а затем и

арматура. От совместного действия среды и нагрузки разрушаются элементы конструкций.
В производственных условиях проведен эксперимент на изгибаемых элементах. Установлено, что

долговечность конструкций может быть значительно

увеличена при использовании бетонов повышенной

плотности и увеличении защитных слоев бетона до

2—3 см. Лабораторные исследования дали аналогичные результаты.
Значительным повреждениям подвергаются, по

сообщению В. И. Бубушкина (ВНИИ Водгео), железобетонные ребристые плиты покрытий водопроводных станций, основной нагрузкой которых являются собственный вес и утеплитель. Воздушная

среда станций характеризуется относительной

влажностью 75—95% и содержит хлор и углекислый газ. В результате действия среды и нагрузки в

растянутой части сечений плит через 2—5 лет появляются трещины вдоль арматуры, отслаивается

защитный слой, разрушается арматура. В полке

плит также наблюдается «вспучивание» защитных

слоев вдоль арматуры сеток при недостаточных

толщинах слоев.
* 6S&
Для предотвращения разрушения плит покрытий

рекомендуется слой торкрета толщиной 15 мм на

основе цементно-карбонатного раствора, содержащего ингибирующую смесь из бензоата натрия,

бензоата аммония п нитрита натрня в количестве

1,5% по отношению к цементу. Проверка рекомендаций на ряде действующих предприятий в продолжение 3,5 лет показала высокую механическую

прочность и плотность слоя торкрета и хорошее

сцепление со старым бетоном.
В сообщении М. Ф. Тихомировой (Уральский

Промстройниипроект) приведены данные обследования состояния железобетонных конструкций,

плит покрытий, колонн, эстакад и фундаментов цехов электролиза цветных металлов. В атмосфере

цехов при повышенной влажности и перепаде температур содержатся пары H2S04 в конденсате ионы

S04, проникающие в защитные слои конструкций

покрытий и вызывающие коррозию бетона и арматуры. Периодическое попадание горячего электролита H2S04, ZnS04, CuSO* на конструкции приводит к разрушению бетона, значительному уменьшению сечений. В пробах бетона агрессивные агенты

обнаружены на глубине 20 мм. Попадание электролита в грунт повышает агрессивность грунтовых

вод, разрушает бетон и арматуру фундаментов.

Наличие постоянного тока в технологическом процессе вызывает специфическое разрушение колонн

и элементов эстакад в местах стенания тока в

грунт.
Наиболее эффективным средством увеличения

долговечности железобетонных конструкций служит

защита кислотоупорной гидроизоляцией, кислотоупорным кирпичом и увеличением защитных слоев

до 20—30 мм.
Борисевич А. Н., Демченко Г. Г., Донченко М. Н.,

Заславский И. Н., Зацаринная Л. Ф. (Харьковский

Промстройниипроект) представили доклад, содержащий анализ эксплуатационных затрат на объектах черной металлургии. На основании анализа

стоимости эксплуатации строительных конструкций

десяти агломерационных фабрик горнообогатительных и металлургических комбинатов, трех обогатительных фабрик железной руды, четырех плавильных цехов ферросплавных заводов выявлено, что

эксплуатационные расходы обычно не превышают

плановых, но для объектов с повышенной агрессивной средой достигают 2—4%.
В зданиях со стальным каркасом и железобетонными перекрытиями, покрытием и стенами 45—50%

расходов на ремонты падает на усиление, замену

и антикоррозионную защиту металлоконструкций.

Ремонт железобетонных плит покрытий, перекрытий и стен занимает 20—26% общих затрат. Остальные средства расходуются на ремонт кровли, полов.
ж-
Бетон и железобетон, 1DG9, Ks 1
--------------- page: 27 -----------
отделку. Для аналогичных ооъектов, выполненных

целиком » железобетоне, расход на капитальный

ремонт железобетонных конструкции составляет

35—40% стоимости ремонтных работ.
Общие эксплуатационные затраты на объектах с

железобетонными' несущими н ограждающими конструкциями и условиях переменного темнерзтурно-

влажностного режима примерно на 30% ниже, чем

и тех же условиях п зданиях с металлическим каркасом. Стоимость капитальных ремонтов железобетонных элементов, выходящих из строя через 5—

6 лет, не превышает 3—7% эксплуатационных затрат.
Типовые железобетонные конструкции для промышленных зданий до 1966 г. разрабатывались для

нормальных условии эксплуатации, без учета требовании по обеспечению стойкости в зависимости

от агрессивной срсды.
М. Г. Булгакова (ИИИЖБ Госстроя СССР) до-

ложцла об особенностях проектирования предварительно напряженных железобетонных конструкций,

предназначенных для эксплуатации в агрессивных

газовых средах в соответствии с Указаниями по

проектированию антикоррозионной защиты строительных конструкций СИ 262—67. Рассмотрена

конструктивные и технологические проектные требования, направленные на повышение коррозионной стойкости железобетонных конструкций. Анализ проектных решений типовых конструкций позволил использовать значительную их часть в слабо-

н среднеагресспвных газовых средах при незначительной корректировке чертежей. Для сильноагрессивных сред потребовалась разработка специальных решений.
Работы НИИЖБ совместно с ЦИИИПромзда-

ний, Промстройпроектом по массовым преднапря-

женным конструкциям — плитам покрытий, стропильным балкам, подстропильным фермам — позволили получить сравнительные данные по расходу арматуры и бетона для варианта с сильноагрессивной

средой. Требуемая нормами трещиностойкость конструкций обеспечивается за счет некоторого дополнительного расхода напрягаемой арматуры до 10—

20%, а в ряде случаев повышения марки бетона.

При этом в арматуре и бетоне уровень эксплуатационных напряжений снижается, что увеличивает

надежность конструкций.
При проектировании конструкций для агрессивных сред несколько видоизменяются и их геометрические очертания —устранены выступы, ребра,

острые грани. Примененные при проектировании

конструкций приемы позволят увеличить срок их

службы в промышленных зданиях с агрессивными

газовыми средами.
Нормативы по учету действия среды отражают

лишь определенный опыт эксплуатации сооружений

и некоторые экспериментальные показатели. Данных о свойствах бетона и арматуры, воспринимающих одновременно силовые и агрессивные воздействия, еще недостаточно. Конструктивные и технологические требования СП 262—67, напргвлепные на

увеличение коррозионной стойкости л елезобетоп-

ных конструкций — это первый шаг пс пути повы-
111^111171 АШ11 UMl'illUl-l II 11 jJfJIW lllllJt)IV.Il II L)l.\ JAililini II сии-
руженпн.
п
Для создании конструкции с гарантированным

сроком эксплуатации в расчетах необходимо пользоваться характеристиками физических свойств бетонов и сталей, установленных с учетом действующих нагрузок н агрессивных сред.
Накопленные данные об особенностях эксплуатации железобетонных конструкций промышленных

зданий н обобщения исследовании изменчивости

свойств бетонов и элементов конструкций при совместном действии нагрузки и условий агрессивной

среды позволяют конкретизировать требования по

обеспечению долговечности конструкций в зависимости от условий эксплуатации. Так в проекте главы СИиП I-B.5-68 «Изделия железобешнные и бетонные. Общие указания» уже изложены требования по выбору материалов для изделий в зависимости от условий эксплуатации. По предложению

Б. А. Калатурова (ИИИЖБ) введены категории по

условиям сочетания влажности срсды и температуры. В зависимости от условий эксплуатации (жидкая или газовая среда, постоянное или переменное

пребывание в иен, отрицательная, нормальная или

повышенная температура) технологические требования, предъявляемые к изделиям, подразделяются

на шесть категории.
В соответствии с положениями главы СПиП

I-B.5-68 пересмотрены главы I-B.5-I-68 «Изделия

для жилых и общественных здании», 1-В.5-2-68

«Изделия для промышленных зданий» и I-B.5-3-68

«Изделия для сооружений промышленных предприятий, транспорта, гидротехнических сооружении,

связи, линий электропередач и сельского хозяйства».
В проект главы СНнП II-H. 14-68 «Бетонные н

железобетонные конструкции гидротехнических сооружений. Нормы проектирования при расчете бетонных и железобетонных конструкций» вводятся

коэффициенты капитальности и сочетаний нагрузки

и воздействий.
В этих документах не нашли еще отражение

указания по выбору архитектурно-планировочных

решений, аэрационных проемов технических этажей, систем вентиляции и канализации, направления движения грунтовых вод н ветра. Подобные

требования, способствующие увеличению долговечности зданий, полнее должны быть изложены в отраслевых нормативных документах. В настоящее

время создано несколько таких нормативных документов по проектированию строительных конструкций и защите зданий аглофабрик, цехов химических волокон, складов минеральных удобрений, со-

доеых заводов, зданий медеплавильных цехов,

цехов мочевины, сооружений причалов и др. Отраслевые документы, как правило, создаются совместно научно-исследовательскими и проектными организациями, разрабатывающими технологические

процессы. В этой связи представляется необходимым иметь перспективные задания Госстроя СССР

Министерствам и ведомствам на разработку для

крупных промышленных отраслей документов по

защите конструкций с учетом производственных

особенностей.
2 Бетон и железобетон. 1009, J4V 4
6£/Г
--------------- page: 28 -----------
УДК KO.IUT.O
Защита строительных кЪнструкций

полимерными покрытиями
Канд. техн. наук В. В. ШНЕЙДЕРОВА
Одним из радикальных средств защиты поверхности строительных конструкции от действия агрессивных сред для повышения их долговечности

является применение полимерных защитных покрытий.
В настоящее время применяются защитные но-

крытпя следующих видов: лакокрасочные, мсталлн-

зацпонпо-лакокрасочпые, мастики, пленочные полимерные.
Наиболее широко используются лакокрасочные

покрытия, составляющие в большинстве стран до

70—80% всех видов защиты. Защита строительных

конструкции основывается главным образом па лакокрасочных материалах холодной сушки: перхлор-

вкннловых, сополимерпых хлорвиниловых эпоксидных и т. п. По ориентировочным подсчетам, только

для предприятий, имеющих среднюю и высокую

степень агрессивности сред (по СН—262—67), потребность в защитных покрытиях для площади поверхности металлоконструкций к 1970 г. составит

около 400 млн. м2.
Для удовлетворения этой потребности необходимо расширить выпуск известных и организовать

производство новых видов эффективных защитных

полимерных материалов.
Применять новые конструктивные коррозионностойкие строительные материалы.
Своевременно н квалифицированно применять

защитные покрытия.
Снижать агрессивность сред производства на основе тщательного изучения условий эксплуатации

строительных конструкций.
Создать специализированную службу по квалифицированному и качественному выполнению антикоррозионных работ с механизированной технологией нанесения.
Организовать антикоррозионную службу для

осуществления ухода за защитными покрытиями и

своевременного их ремонта.
Для квалифицированного выбора и применении

защитных покрытий в строительстве постоянно совершенствуются соответствующие нормативные документы.
Подготовлена к переизданию переработанная

инструкция по защите от коррозии стальных и железобетонных строительных конструкций (выпуск

1S64 г.). В нее внесены новые разделы, посвященные механизации антикоррозионных работ, организации ухода и ремонта покрытий и экономике.

Для облегчения выбора покрытий, исходя из их

технико-экономической эффективности, инструкция

дает оценку защитных покрытии с учетом срока

службы конструкций в соответствии со степенью

агрессивности среды, сроком службы самого покрытия в этой среде и качеством подготовки поверхности конструкции под покрытие.
Оценку агрессивного действия газов п жидкостей па незащищенные строительные конструкции

производственных зданий целесообразно проводить

посредством определения среднегодовой скорости

коррозии материала. Степень агрессивного воздействия среды па незащищенные железобетонные нлп

металлические строительные конструкции может

характеризоваться скоростью коррозии поверхностного слоя пли среднегодовой потерей несущей способности конструкции в процессе эксплуатации.
В конструкцию включены новые эффективные

металлнзацнопио-лакокрасочпыс покрытия для защиты металлоконструкций. Однако чтобы использовать все возможности каждого защитного материала наиболее полно, необходимо проверить в лабораторных н производственных условиях сроки

службы разных видов покрытий в разных агрессивных средах, найти оптимальные п экономичные

решения для этих сред.
Такая работа ведется уже с 1966 г. п будет закопчена выпуском нормалей по защите строительных металлоконструкций. Подробнее о ходе работы

было рассказано в докладе Ю. II. Сахарова (ВПК

лгкокраспокрытие п НИПТЛП).
Большое значение при защите металлоконструкций имеет подготовка поверхности. Проблеме подготовки поверхности металла с помощью различных

видов преобразователей ржавчнны были посвяще-

пы выступления тт. В. А. Войтовича (Горьковский

ннженерно-строигельнып институт) н П. П. Давыдовой (Ростовский Промстройнинпроект).
В защитных покрытиях для металла большую

роль приобретают металлические пигменты цинка,

алюминия. Этой работе был посвящен доклад

М. М. Гольдберга (Д1АТИ), основанный на проведенных под его руководством исследованиях по

разработке и испытанию протекторных грунтов.
Изучение работы железобетонных конструкций

показало, что наиболее эффективны для них защитные покрытия, обладающие, наряду со стойкостью

к агрессивным средам, очень высокой эластичностью — «трещиностойкостью».
Опытное внедрение трещиностойких покрытий

показало высокую их технико-экономическую эффективность — 10—30 руб. па I л2. Этот расчет основан на сравнении т^сшиностойких и нетрещиностойких покрытий и повышении общего срока службы конструкций, работающих в условиях промышленных агрессивных сред, и сокращении потребности в ремонтных работах.
В инструкциях не представляется возможным

дать все оптимальные парнаи гы покрытий, для каждой отрасли производства, каждого вида агрессивной среды, каждого вида конструкции. Они должны

помочь исследователям нлп производственникам

правильно применить для своих условий наиболее
Псхон и железобетон, 19G9, JST« 4
6S/r
г?
--------------- page: 29 -----------
1шгодные системi.i защитных покрытий, определить

оптимальные сроки их службы и агрессивных средах, наиболее характерных для данного производства.
В докладе JI. В. Pacnoiioisofi приведены данные
об
металлических конструкции с помощью тноколовых

герметикой, эпоксидных мастик и кислотоупорной

плитки, а также о разработке целого ряда тпоколо-
11
В докладе В. Д. Трппксра (ВИИИПИТеплопро-

скт) изложен опыт разработки решений но антикоррозионной защите дымовых труб. Лучшие результаты получены для покрытий па основе полиуретановых и эпоксидно-каменноугольных смол.
Данные по опыту проведения антикоррозионной

защиты строительных конструкций па заводах производства минеральных удобрении представлены в

докладе А. И. Верзала (IIII1ICM, Мппск). Наряду

с покрытиями на основе традиционных лакокрасочных материалов испытывались новые материалы на

основе хлорсульфированного полиэтилена, полнпзо-

бутнлена, полистирола, кумароповых смол и т. д.

Опыты показали, что затраты на производство антикоррозионных работ даже при применении новых защитных материалов окупаются в течение одного года эксплуатации, а эффективность их значительно выше ранее применявшихся.
О
ниях нх на долговечность сообщил в своем докладе М. Г. Нерсесяи (Ереванский Политехнический

институт). Результаты работы включены в проект

инструкции по трещиностонкпм защитным покрытиям. Изучение долговечности и атмосферостойко-

стн этих покрытий позволит расширить область их

применения.
Доклад В. Л. Солнцевой (ЦНИИС) был посвящен применению полимерных материалов для защиты бетонных и железобетонных конструкций

трапспортных сооружений. Вннмание было уделено разработке различных по эластичности эпоксидных и полиуретановых покрытий, которые нашли

применение при защите опор контактной сети и

свайных фундаментов.
Вопросу изучения стойкости полимерных покрытии полов промышленных зданий с использованием

фенольных, фурановых, полиэфирных и эпоксидных

смол был посвящен доклад О. М. Мартынова

(ВНИИПИТсплопроект). Испытание стойкости
материалов для покрытии таких Полон проводилось

путем изучения внутренних напряжений покрытии.
В доклад* A. II. Бондаренко, П. II. Мучника

(ВИНИ шахтного строительства, Харьков) была

ноказапа большая работа но подбору систем антикоррозионных лакокрасочных покрытии н их испытанию.
В 19(57 г. на основе этих работ издана инструкция по защите иг коррозии шахтных трубопроводов полимерными материалами.
Совместная работа ПИИЖВ и ПИИОМТП показала, что эффективным является метод безвоздушного нанесении покрытий в строительной промышленности.
Метод обладает рядом преимуществ: резко повышается производительность труда; снижаются

потерн дефицитных лакокрасочных материалов; позволяет наносить утолщенные покрытия. Кроме того, снижаются потери растворителя, так как используются высоковязкне составы.
Использование портативных установок безвоздушного распыления с повышенным давлением, которые разработаны па одном вагоностроительном заводе, даст основание полагать, что этот

метод найдет в ближайшие годы применение в строительной практике. Особенно эффективным его применение может быть при наличии специальных тнк-

сотропиых красок. Такие краски сейчас разрабатываются НИИЖБом по типу английских на основе

хлоркаучука.
Доклад Э. Г. Балаласва (BIII ШПИТеплопро-

ект) был посвящен исследованию п разработке пленочных листовых защитных материалов.
В докладе Вннарского (трест Укрмонтажхнмза-

щита) приведены данные о защитных покрытиях на

основе эпоксидных смол для металлических ванн

кислотного травления.
Общим недостатком большинства исследований

защитных покрытий, особенно покрытий для бетона. является отсутствие единых гостированных методов их испытания.
При обсуждении докладов и сообщений было

внесено ряд предложений, направленных на развитие производства защитных лакокрасочных материалов, организации антикоррозионной службы

предприятий, улучшения механизации антикоррозионных работ, улучшению координации работ, подготовки кадров специалистов антикоррозионной

службы.
УДК 666.972
О диффузионной проницаемости цементного камня
Д-р техн. наук В. М. МОСКВИН, канд. техн. наук Т. Ю. ЯКУБ, инж. Т. А. ВАСИЛЬЕВА (НИИЖБ),

канд. техн. наук М. А. ДЕМБРОВСКИИ, инж. Я. Б. СКУРАТНИК (ФХИ им. J1. Я. Карпова)
Долговечность железобетонных конструкций зданий н сооружений, эксплуатируемых в агрессивной средах, в значительной степени обусловливается скоростью реакции взаимодействия компонентов бетона с агрессивной средой и скоростью проникновения агрессивной среды в бетон.
Плотность бетоиа определяют при испытании

его водонепроницаемости иод давлением (ГОСТ

4800—59 «Бетой гидротехнический, .Методы испытании бетона») Одна ко указанная .методика моделирует условия работы массивных гидротехнических

сооружений и не может быть распространена на
2* Боюи и железобетон, 19G9, JVu 4
6£/Г
и
<£&
--------------- page: 30 -----------
тонкостенные конструкции промышленных здании и

сооружении, и которых существует перепад давлении п проникание агрессивно» среды в глубь имеет диффузионный характер. Для этого необходима

специальная методика, дающая возможность определять скорость проникания агрессивной среды в

бетон.
*
мости была предпринята В. М. Москвиным н

И. И. Курбатовой {!]. Бетонные образцы проппты-

вали светящимся составом, а затем в ультрафиолетовом свете па срезе определяли глубину проникания светящегося состава в глубь бетона. При этом

методе процесс диффузии искажался за счет возможных реакций люминесцирующего индикатора с

компонентами бетона, не было возможности определить глубину проникания индикатора в глубь бетона, а также скорость диффузии.
А. Ф. Полаком была предложена методика [2],

позволяющая па основании данных химического

анализа определить скорость проникания кислых

растворов через бетон. Сходная методика применялась в исследованиях В. Б. Ратинова п Т. В. Рубец-

кой. Недостатком приведенных методик является

искажение величины скорости диффузии в результате взаимодействия среды с компонентами бетона.
Предлагаемая на.мн методика определения

диффузионной проницаемости бетона основана на

измерении скорости проникания через бетон воды,

меченой тритием. Скорость диффузии воды рассчитывается по измерению диффузионного потока меченой тритием воды пз объема У2 через бетон в

объем У|.
Скорость диффузии характеризуется коэффициентом диффузии. Отработка методики была проведена па цементном камне.
Для вывода рабочей формулы рассмотрим процесс диффузии. Понятно, что в общем случае концентрация С[ в объеме V\, С0бр в образце и С2 в

объеме V2 имеют сложную зависимость от времени.
Поэтому в общем случае довольно трудно определить коэффициент диффузии.
Задача упрощается при введении следующих

условий.
1.
в каждый момент времени постоянны по всему

объему и не зависят от расстояния до образца
grad Сг = grad С2 = 0.
2.
времени:
а (Сг - С,)
dt
= 0.
т
Благодаря соответствующему выбору величин

V], V2 и С2 условие (1) выполняется за счет само-

диффузии, т. е. диффузии, меченой тритием воды в

дистиллированной воде (объемов V\ и V2), а условие (2) за счет сохранения в течение опыта неравенства С2- СУ При выполнении этих условий по

всей толщине образца устанавливается через некоторое время постоянный по времени и по толщине градиент концентраций, причем С0бР((|)—С2,

^обр (о 1. е.
gradC06,,=
(3)
12
Используя первый закон Фпк;1
- / = DgradC,*,,,
где /—количество продиффупдировавшего вещества, и выражение для ] через увеличение

концентрации меченой воды в объеме 1Л
m
dt
(5)
получим для коэффициента диффузии D следующее выражение:
D
I
dt
(6)
grad C0jj|)
где 5 — нормальное сечение образца.
Из (3) и (4) следует y' = const, поэтому выражение (5) примет вид
^ДС,
У
SAt
(5')
где ACi — прпращепне концентрации за время А/,

считая, что условия (1) и (2) в этом интервале

времени справедливы.
Используя (3), (5') и (6), получим:
I'i I Д Сх
(7)
D =
Д t S С,
Концентрация меченой воды измерялась прибором УСС-1, представляющем собой одпокаиальный

жидкостный сцинтилляцноннын бета-спектромегр,

в дифференциальном режиме с порогом дискриминации 5в при усилении 5- 104 и напряжении па

фотоумножителе 600 в.
Так как показания прибора N пропорциональны

количеству меченой воды в пробе:
U ~ ^ . A КуЩ

~ SAt NsKiVi ’

где /С, и /<2—кратность разбавления активности

перед измерением соответственно для объемов V,

п V2,
С| и и2— объемы измеряемых проб соответственно

для объемов V\ и V2.
Исследования проводились в стеклянной ячейке, состоящей из двух емкостей (1Л = 160 мл и V2=

= 240 мл), соединенных переходным кольцом.

В кольцо с помощью менделеевской замазки кренился образец из цементного камня. Испытывались

образцы различной толщины.
Образцы перед испытанием насыщали водой в

течение суток. После сборки ячейки объем V, заполняли дистиллированной водой, a V2 — водой,

меченой тритием, с■ удельной активностью

10 4 кюри/мл. Из объема V2 отбирали 0,2 мл воды

для приготовления стандартного раствора с удельной активностью 10'8 кюри/мл, т. е. в формуле

(8) К2= 1250.
Через сутки замеряли относительную активность NI, вводя в жидкий сцинтиллятор 0,2 мл воды из объема IV Затем вода в объеме К, заменялась чистой /иктпл.тпроиаппой водой п через сугки

вторично iaмерялп активность, затем снова обновляли объем Vt и так 5-8 раз. Эксперимент показал, что при данном выборе параметров ячейки и
Бочсш и жоле.'кл'ечои, I9G9, № 4
г%
--------------- page: 31 -----------
удельной аКТПВНОСТН С-2 дли образцов цементного

камня толщиной 4—8 мм нестационарны» процесс

заканчивался мопсе чем через сутки. Одновременно с /V| измеряли относительную активность 0.2.1/./

стандартного раствора Л'-.
Через 15 дней после начала эксперимента аналогичным образом был приготовлен второй стандартный раствор. Измерения показали, что активность в объеме К2 уменьшилась менее чем па 3%.

Таким образом за период времени от 1 до 15 суток

наблюдается квазистацпонарнын процесс. В результате опытов па образцах толщиной 4 п 8 мм

прн накоплении активности в объеме в интервале времени от 2 до 7 суток установлено, что коэффициент диффузии воды в цементном камне, имеющем ВЩ = 0,32, равен 7±1) ■ 10~8 см2 j сек

'Исследования показали, что коэффициент диффузии не зависит от толщины образца, что указывает на быстрый обмен между связанной и свободной водой. Искажении процесса диффузии не происходит, т. с. разработанная методика действительно позволяет определять скорость диффузии воды в

цементном камне и бетоне.
Величина коэффициента диффузии воды в цементном камне всего в 300 раз меньше коэффициента самодпффузии воды [3]. Это свидетельствует
о том, что диффузия воды осуществляется преимущественно по капиллярам, т. с. имеет место са.мо-

дпффузпя вА^ы из объема VL> в объем l7i через эффективное ссчсппо 3.5 ■ 10_3 5, где S — площадь образца.
Коэффициент диффузии различных ионов п воде практически равен коэффициенту самоднффу-

зни воды [4].
Коэффициент диффузии воды в бетоне может

быть принят в качестве характеристики диффузионной проницаемости бетона.
Разработанный метод определения диффузионной проницаемости позволяет сопоставить скорость

проникновения жидких агрессивных сред в цементный камень бетонов различной плотности.
ЛИТЕРАТУР А
1.
.поммиесцпрующпх индикаторов для изучения проницаемости

строительных материалов. Труди ПИПЖБ, вып. 2 Госстрой-

издат, М., 1958.
2.
мористых строительных материалов в агрессивных жидких

средах. СГ). трудов Bauinmicrpoii. нып. VIII. Стропнздат. 19GG.
3.
ролитов и гидратация notion. Плд-do АН СССР. М., 1957.
4.
И. Л. М., 1903.
УДК 620.193.4
Железобетонные конструкции для эксплуатации в агрессивных

газовых средах
Кандидаты техн. наук М. Г. БУЛГАКОВА, Е. А. ГУЗЕЕВ, инженеры Н. И. ГРИГОРЬЕВ, Э. Н. КОДЫШ,
К. М. МАТВЕЕВ, И. А. ПЕТРОВ, А. Я. РОЗЕНБЛЮМ
Специальные проектные требования по повышению коррозионной стойкости железобетонных конструкции можно

разделить на конструктивные и технологические.
Конструктивные включают требования к форме конструкций, толщине защитного слоя бетона у арматуры, ширине

раскрытия трещин и категориям расчета то трещиностойкости.
Технологические требования направлены на повышение

стойкости бетона путем подбора состава, повышения (плотности, выбора специальных цементов п заполнителей, соответствующего внда арматуры и защиты конструкции полимерными материалами.
(Конструктивные мероприятия тто обеспечению .необходимой коррозийной стойкости осуществляются в inponecct проектирования, а технологические—в 'процессе изготовления и

монтажа конструкций.
ЦНИИПромзданнй и НИИЖБ совместно шроанализиро-

ралн проектные материалы типовых железобетонных конструкций с мелью определения возможности их 'применения в

производствах с агрессивными средами.
В результате проведенного анализа выявилась возможность использовать значительную часть конструкций в усло-

нмн.х ни tдействия слабо- и срсднеагрессивных газовых сред.

При этом ннадобилось создание дополнительных проектных

.материалов—руководств по использованию чертежей типовых конструкций и непосредственная корректировка чертежей,

связанная главным образом с изменениями арматурных каркасом ввиду увеличении толщины защитных слоев арматуры (серия 1.400.1). Остались без изменения трещиностой-

кость, внешние геометрические очертания и размеры, а следовательно, н опалубочные формы для изготовления конструкций
Иначе обстоит дело при проектировании конструкций прн-

мепигетьно к (производствам с снлмюагрессивными средами.
Существенные отклонения от типовых решений свя?аны в

этом случае с (повышенными требованиями трещнностойкос-

тп и увеличением защитных слоев до 20—25 мм.
Так, для снльноагрессипных сред в обычных конструкциях со стержневой арматурой 'периодического профиля не допускается раскрытие трещнн более 0,1 мм, а в (предварительно напряженных конструкциях со стержневой и 'Проволочной

напрягаемой арматурой вообще не допускается появление трещин, и при расчете по третьему предельному состоянию для

них принимается соответственно 'Первая и вторая категории

трещи н остэйкости.
Учитывая значительную потребность в конструкциях, работающих в зданиях с сильноагрессивной средой, некоторые

проектные ((Промстройпроект н др.) н научно-исследовательские (ЦНИИПромзданий, НИИЖБ) организации осуществляют типовое чг экспериментальное проектирование обычных

и ярелварителыю напряженных сборных железобетонных

конструкций, предназначенных для эксплуатации в сильно-агрессивных средах.
Балки покрытий. Для покрытии промышленных здании,

работающих .в условиях силыюагрессивной среды, разработаны рабочие чертежи стропильных балок пролетом 12 и

18 м (серия Г1П-01-01/68, вып. IV) и подстропильные балки

(серия ПП-01-03/68, вып. II) Указанные балки выполнены с

сохранением опалубочных размеров аналогичных типовых

балок. В качестве рабочей использована предварительно напряженная стрежневая и прядевая арматура. Применение

предварительно 'напряженной проволочной арматуры былэ

исключено пвнду большой сложности получения особо плотного бетона (марки В-8 но водонепроницаемости) три дисперсном размещении большого числа шроно.юк iiio смению

нижнего ‘пояса балок.
Расчет балок по фсщппосгойкостн от вопсйстиия ос-
иетон и железобетон, 19G9, jvft 4
63/?
13
--------------- page: 32 -----------
р====~=з=

. ....... 1 _j
^7
. / . .■
то
/с к S I § § 1«4
; .
Л
к пн \ |
( "<i 1

1 11,1 |

mi 1

| "" |
1 НИ I
tl
Геометрические очертания конструкций, предназначенных для эксплуатации ii cn.iuioai рессшшмч средах (и) н и обычныч условных (о)

1а, 16 — стропильные балки покрытий серий ПП-01-Ш/68 и ПП-01-01/6Т;
2<t, 20—проектируемые плиты покрытий 1.5у6 н серии /1К-0Ы11
иовиых нагрузок с шокрытпя, монтажных нагрузок п от усилим обжатия три отпуске предварительного натяжения производился по нормальным м наклонным течениям.
Для (предупреждения появления трещим в верхнем поясе

балок «три отпуске натяжения нижнем арматуры предусмотрено расположение напрягаемой арматуры также и в верхней

зоне.
Проектным институтом .Vs 1 разрабатываются двускатные балки пролетом 12 н 18 м для покрытий зданий с силь-

ноаг.рессивион средой.
Фермы. Одном пз наиболее сложных задач создания конструкций .ферм для снльноагреоснвных сред является предупреждение появления трещин или ограничения их раскрытия не только в нижнем -поясе фермы, wo также к в растянутых раскосах, узлах п других элементах.
В 1967—1968 гг. для енльноагрессивных сред были разработаны рабочие чертежи экспериментальных предварительно напряженных подстропильных ферм и стропильных сегментных ферм.
Подспроттльные фермы (объект 1969-Э) пролетом .12 м

предназначены для опирания на них типовых стропильных

ферм пролетами 18/24 и 30 .и с шагом ферм 6 м, в зданиях

со скатными покрытиями, возводимых в I—IV районах снеговой нагрузки.
Фермы разработаны в трех вариантах:
il) в опалубке подстропильных ферм серии ПК-01-110 с

симметричным рлсполоч<еш<см напряженной арматуры r нижнем поясе п паЛИнрнжеппон в растянутых раскосах;
2) п опалубке подстропильных |форм серии ПК-01-110 с

симметричным расположением напряженном арматуры о нижнем IHOHCO и растянутых ipacKOcax;
,'i) с некоторым изменением онллубочпмх форм подстропильных фе.рм сорим 'ПК-01-110 с чюепммегрнчным -расположением напряженной арматуры п ннжнем поясе п н растянутых раскосах.
Подстропильные фермы первого варианта разработаны

применительно не мзготоплению их 'НЯ действующих засола(

железобетонных изделий с патнжением стержневой арматуры пнжнего пояса па упоры.
Подстропильные фермы второго и третьего варнаитоп разработаны (применительно к новым стендам, (позволяющим

производить натяжение арматуры как в ннжнем поясе, так

п в раскосах.
Фермы рассчитаны с учетом жесткости узлов как статически неопределимые. Предварительно напряженные нижние

пояса м растянутые раскосы рассчитаны mo II категории

тренишостонкостн, не п.-тряженпис растянутые раскосы — по

III категории с ограничением величины трещин в бетоне шэ

длине не более 0,il мм п в местах примыкания не'более 0,2 мм.
Из представленных трех вариантов наиболее целесообразной является конструкция ферм, изготовляемых это одно-

ста'дннной технологии с натяжением домкратами стержневой

арматуры нижнего шояса л растянутых раскосов на упоры

при (несимметричном расположении арматуры.
Стропильные фермы пролетом 18 м с шагом 6 м и разрабатывались на базе ферм серии ПК-01-129. При проектировании ферм было рассмотрено тять вариантов конструктивного решения, из которых наиболее предпочтительными являются:
1)
ферм ПК-01-129, но с увеличением расхода продольной арматуры решетки для обеспечения ее трещнностонкостн:
2)
рии -ПК-0Ы29 и с увеличенным сечением элементов решетки по ширине .поясов ферм. При этом в первом варианте

расход стали увеличивается до 7—12%, а во втором — на

10—15% от общего расхода стали на аналогичную ферму серии (ПК-01-129.
Применение ферм по указанным двум вариантам целесообразно (при шаге 6 м в связи с тем, что прн незначительном увеличении .площади сечения арматуры удается достигнуть -напряжений, позволяющих шо всех случаях '(в том чи-
Срапнительные данные по расходу арматуры и бетона для конструкций, выполненных для обычной н сильноагресснвной сред
Обычная среда
Сильно агрессивная среда
а
Расход

стали в кг
В)
Расход

стали в кг
Внд и серии конструкций
Напрягаемая
арматура
Маркировка

по проекту
Марка бетона
CQ
s
о
н
о

«
о
X
о
«а
а
i
о
о
напрягаемой

1 прматуры |
Вид конструкций
Напрягаемая
врматура
Маркировка

по проекту
2
о
н
ъ;
о
п
Б,
ез
Расход бетона
S
a
УО
о
напрягаемой
арматуры
П редварительно напряженные балки

пролетом 18 н 12 м,

ПП-01-01/64
Стержневая А-IV
БПС I2-3-IV

БПС 12-4-1V

БПС 18-3-1V
400
400
400
2.13
2.13
4,8
370,2
394,4
799,6
W7.3
191,2
425
Предварительно-напряженные стропильные балки проСтержневая A-IV
АБПС I2-3-IV

АБПС 12-4-IV

АБПС I8-3-IV
500
500
500
2,18
2,18
4,7
381
428
1010
239
287
782
Прядсвая
БПП 12-3

БПП 18-3

БПП /8-4
400
400
500
2,13
4.8
4.8
317,5

784, я

784.9
II0.I
413.7
413.7
летом 18 и 12 м
Прядевая
АБПТ 12-3

АБПТ 18-3

АБПТ 18-4
500
500
500
2.18
4.7
4.7
314,5
722
782
172.9
494,8
544
Подстропильные фермы пролетом 12 м

ПК-01-II0/G7
Стержневая
А-Шв
ФП-34-Ш
ФП-4Л-П1
500
500
4.5
4.5
I0G4
121'А
398,0
401
Подстропильные фермы пролетом 12 м
Стержневая

A-11 Id
ПФА-3
ПФА-4
500
500
4.5
4.5
1299
1440
530
577
Крупнопанельные железобетонные пред-

парнтслыю-п.шря-
Стержневая
Л-Шв
ПНС-13

ПНС-И
300
300
0,55
0,55
70.3

81,9
24

29.G
Плиты покрытий 1,5Х

XG м
Стержневая
A-IIId
ПКЛ-Шв-4
JIKA-IIIb-5
300
400
0.64
0.64
61.6
69,7
24,0
29,6
жеиные плнты по*

крытнй 1,5X6

ПК-01-III/GI
Стержневая A-IV
ПНС-18

ПНС-19
300
300
0.5Г.5
0.505
68,1
73,1
19
24
Стержне-
ПЙЯ
A-IV*
ПКА-IV-4

ПКА-IV-S
300
400
0.G8
0.08
53.0
58.9
10,0
24,0
* Указанные марки плит для

серии ПК-01-1 П/61.
енльноа грссенпной
среды рассчитаны
па нсск'п:>ко меньшие
нагр у жи
ю сравнению
с аналогичными
л л 11-
14
ё£/У
--------------- page: 33 -----------
еле и в мостах нрнмнканни элементов к поясам) получить

минимальную пелпмппу раскрытия трещим, меньше нормированной— 0,1 .'i-ч.
Плиты покрытий. Для нокрышй одноэтажных промышленных зданий с силi.iioarpcccmnioii газовой средой рааработаны

специальные конструкции ребристых млн г размером 1,5X0 и
1.54 12 .4. Ребристые нлпты шириной .4 .ч uKa.ia.nici. мепее

соответствующими nun.av необходимости устройства и них поперечных ребер. способствующих созданию застойных mcci

для скоплении агресспнных галоп.
Плиты 1,5X0 и 1,5X12 м представляют собой конструкцию, состоящую нз (предварительно .напряженных продольных ребор, соединенных 'Плоской 'полком (см. .рисунок). По

торцам нлнт (предусматриваются утолщения, улучшающие работу -плит лпп транспортировании и монтаже. Высота продольных ребер или г принята рапной цысогс продольных ребер тннспых шлнт аналогичных 'размеров. Толщина потип ■—

45 jj.ii.
Предварительно напрягаемая арматура трнията нз стали

класса A-illn и A-IV. Плита рассчитана как конструкции II

категории трещнносгойкостн. Расчет 'плиты с учетом кручения

продольных ребор .показал возможность учета защемления

■полки, и результате чет imomciit ее защемления в продольных

/2
ребрах принят равным g~-

50
Натяжение предварительно напрягаемой арматуры предусматривается «ак механическим, тале л электротермическим

способом; предпочтительным является более точный механический способ натяжения, так как увеличение точности натяжения позволяет принимать по расчету повышенную трещнио-

стойкость плиты и, как правило, более экономичную марку

плиты.
Колонны. В настоящее время разработаны н утверждены

«Указания по применению типовых сборных железобетонных

колонн одноэтажных промышленных здании в силыюагресснп-

ных газовых средах» (серия 1.400-4). В Указаниях представлена корректировка чертежей н ключи для подбора колонн

следующих серий: колонны .прямоугольного сечения серии

КЭ-01-49; двухветвевые колонны сернн КЭ-01-52; фахверковые колонны серии il\3-01 -55; двухветвевые колонны для зданий с подвесным транспортом серии КЭ-01-56.
В соответствии с СП 262—67 при определении ширины ■раскрытия трещин ветровая нагрузка учитывается в размере 30%

от ее нормированного значения, а крановая — от воздействия

одного крана в каждом (пролете. При определении ширины

раскрытия трещин в двухзетвевых колоннах в случае наличия

■растяжения в одной нз ветвей последняя рассматривается как

центрально .растянутая — изгибающие моменты в «ей будут

незначительными вследствие того, что большая часть поперечной силы, действующей в сеченин колонны, будет 'восприниматься значительно более жестком сжатой ветвью.
Изменения в конструкциях типовых колони связаны с ограничением величины раскрытия трещин в бетоне до 0..1 мм н

увеличением защитных слоев арматуры. 'Произведена корректировка каркасов, расположения сеток и отогнутых стержней

консолей колонн. Для подбора колонн серий КЭ-01-49 н

КЭ-01-52 частично изменяются ключи. Изменение ключей касается колонн широких зданий, в которых учитываются температурные дефор.чации конструкций.
Помимо перечисленных конструкций одноэтажных здании

ведутся проектные разработки конструкций многоэтажных

зданий для эксплуатации в агрессивных средах.
Изложенное пышс (показывает, что на нлменонне армировании конструкции влияют глапиим образом высокие требования к трелцииоотонкости конструкций.
I
тельно 'напряженных конструкций, с одной стороны, обеспечивают более надежную работу конструкции, с другой — снижают .эксилуа i анионный урои-.чп. напряжении в арматуре н бетоне растпугоп .юны конструкции.
Увеличение категории трещнностойкосгн конструкций на

одну ступень для силыюагресснниы.х сред иызыпает (некоторый

■перерасход .напряпю.лчой арматуры. Пнжеетрсдстаплсиыорав-

ННТОЛЫ11.1С данные пю расходу бетона п арматуры отдельные

видов конструкций, выполненных дли обычных н снльнолгрес-

Г111П1ЫХ сред (см. таблицу).
Приведенные данные по агрессивной среде взяты нз материалов экспериментального н типового .проектирования на

стадии их 'проемной разработки.
Сравнивая аналогичные конструкции одного и того же пила армнровапвя и пелнчнны нагружения, можно заметить, что
II
трещнносгойкость конструкций обеспечивается за счет некоторого дополнительного расхода напрягаемой арматуры без

значительного увеличения общего расхода стали, а в ряде

случаев за счет повышения марки бетона. (При этом важным

обстоятельством является снижение эксплуатационного''’ уровня напряжений in бетоне и арматуре растянутой зоны конструкций.
Данные экспериментальных исследований подтверждают,

чю характер и скорость ‘протекания коррозионных процессов

в бетоне существенным образом зависит от уровня напряжений в нем. Коррозия в сжатом бетоне (до определенного уровня обжатия) « большинстве случаев замедляется то сравнению с ненагруженпым бетоном, а длительные папрлження

растяжения интенсифицируют 'протекание коррозионных процессов м заметно ускоряют потерю бетоном (прочности м защитных свойств.
Увеличение предварительного обжатия бетона устраняет

растягивающие напряжения в бетоне нрн эксплуатационных

нагрузках, в спязн с чем создаются более благоприятные условия работы конструкций под нагрузкой в агрессивной среде.
При проектировании конструкций для агрессивных сред

несколько видоизменяются и их геометрические очертания. Во

избежание скоплений производственной пыли и влаги, а также

с целью создания возможности качественного нанесення защитных покрытий на бетон, очертания конструкций должны

быть простыми — без выступов, ребер, острых углов, с тщательно обработанной поверхностью без раковин и шероховатостей.
В конструкциях плит покрытия 1,5X6 м для сильноагрес-

спвпых сред в отличие от аналогичных нлнт сернн ПК-01-1 II

были устранены поперечные ребра и сделаны более пологими

уклоны скосов. Большое внимание уделено вопросу герметичности заделки стыков по контурам соседних нлнт.
В стропильных балках покрытий, выполненных иа базе серии ПП-01-01/64, устранены вертикальные промежуточные ребра, отсутствуют отверстия в вертикальных стенках балок (см.

рисунок).
Приведенные выше приемы рационального проектирования

железобетонных конструкций позволят увеличить срок их

службы при эксплуатации в производствах с агрессивными газовыми средами.
УДК 620.1
I Защита железобетонных конструкций промышленных

предприятий от коррозии, вызываемой блуждающими токами
г
Канд. техн. наук Т. Г. КРАВЧЕНКО, инж. А. И. КОРНФЕЛЬД
Электрокоррозня арматуры под действием блуждающих токов вызывает серьезные разрушения в подземных и надземных

железобетонных конструкциях железнодорожного транспорта,

промышленных и коммунальных предприятий, потребляющих

постоянный электрический ток. Разрушение железобетона происходит у анодных участкоп арматуры, где ток с арматуры

стекае! п бетон. Основной анодной реакцией, непосредственно
Бетон и железобетон, 1939, № 4
6£/у
прнводящеп к разрушению арматуры, является переход металла в ионное состояние. При градиенте поля блуждающих токов, направленном вдоль арматуры, разрушение последней про

исходит с образованием характерных игловидных концов. Кроме юго, вблизи анодных участкоп арматуры накапливается

значительное количество продуктов коррозии, имеющих объем

в 2—2,5 раза больший, чем объем нрокорроднровавшего метал-
эг
15
--------------- page: 34 -----------
ЛЛ, НСЛСДСТП11С чего В бСТОПС 1Ю31111КЛ10Т напряжения, нрнподя-

luiic к образованию трещин м к резкому дальнейшему ускорению коррозии арматуры.
Н качестве критерием дли определения присутствии

блуждающих током и железобетонных конструкциях н опасности их воздействия могут бмт1. нснользовлиы следующие мели-

чипы:
Е\ ■— разность потенциалом арматура—мсдносульфатнып

электрод, контактирующий с бетоном;
Л2 — разность потепцналоп арматура—мсдносульфатный

электрод, контактирующий с землей;
Е3 — разность потепцналоп на поверхности беюна вдоль арматуры, измеренная с помощью двух мсдносульфатных элек-

тродон.
Величина й| наиболее показательна для определения при-

сутстиня и опасности воздействия блуждающих токоп.
Естестпеипыс значения указанных величин, определенных

статистическим путем по принятой методике [I], следующие:

0>£,>—0,3 о; 0>£2>— 0,5 в; £3<0,25 о. '
При наличии и железобетонных конструкциях блуждающих

токоп наблюдается смещение замеряемых потепцналоп относительно естсстисппых значений. В анодных зонах потенциал

арматуры смещается п положительном папрапленпн, н катодных — п отрицательном.
Блуждающие токн станопятсн опасными тогда, когда они

превышают определенный предел. Величина этого предела

определяется условиями эксплуатации конструкций (см. таблицу).
Критерии опасности воздействия блуждающих токов

на железобетонные конструкции
Конструкции
Среда
Критерии
опасности
блуждающих
токов
Подземные фундаменты, резервуары, коллекторы,

трубопроводы
Грунтовые воды с содержанием Cl-ионов не более 0,2 г/л

Грунтовые воды с содержанием С1-ионов более

0.2 г/л
Я^-НМ—О.б
£а>0
Наземные конструкции цехов электолнза расплавленных солей при применении воздухоохлаждаемых

катодов (цеха электролиза

алюминия, титана» магния,

натрия)
№<60% (обычно 30—40%);

агрессивные газы: С12,

HF; пыль: А12Оэ,

NaaAlFe. NaCl, CaCl2,

MgCI2
£,>+0.44-0,6
Наземные конструкции цехов электролиза расплавленных солей при применении негерметичной системы водоохлаждеиня катодов (цеха электролиза

натрия)
60%<W^80%: агрессивные газы: CI2 пыль:

NaCl, CaCl,, BaCl2
Местное увлажнение

вблизи водосливных

бачков
Hi>+0.4-^0,6

(при отсутствии увлажнения)
Е\>0

(в местах

увлажнения)
Наземные к подземные конструкции цехов электролиза водных растворов солей н щелочей (цеха

электролиза меди, никеля,

хлора нт. д.)
Примечание. W —
U^>75%; агрессивные газы: С12; аэрозоли, содержащие H2S04,

CuS04, NiS04 и т. д.
относительная влажность
Ei ^0

воздуха в %.
В зависимости от величин потенциалов, опасных при воздействии блуждающих токоп, все железобетонные конструкции

можно ра.збить на две группы.
Для конструкций первой группы опасными будут лишь тс

блуждающие токи, которые смещают потенциал арматура —

медпосульфатпый электрод, контактирующий с бетоном, до значений более положительных, чем + 0,4 + 0,6 в. К этой группе

относятся железобетонные конструкции, находящиеся в условиях воздействия сред невысокой агрессивности. Это — подземные конструкции: фундаменты, трубопроводы, коллекторы, резервуары и условиях воздействия грунтовых вод с содержанием Cl-ионов не более 0,2 г/л.
В плотном некарбонизированмом бетоне на портландцементе

арматура находится в пассишюм состоянии, которое нарушается нод действием внешнего анодного тока в указанных условиях лишь при значениях потенциала выше +0,4 + 0,6 в.
К первой же группе относится наземные железобетонные

конструкции цехов электролиза расплавленных солей: электро-
'6 6S/9
лнза алюминия, гитана, магния, натрия. В этих цехах атмосфера достаточно суха (как правило, 30—40%). Соли П1нх говыу

материалом без наличия плати не нроннкают глубоко п бст^и

н не нызииают нарушении нассппиого состоянии арматуры.
Дли конструкций второй группы опасными следует считать

блуждающие токи любых величин, т. с. любое отклонение потенциала арматуры от нули в положительную сторону. Сюда

относятся подземные железобетонные конструкции, находящиеся н условиях воздействия грунтовых вод с содержанием С1-но-

иов более 0,2 г/я, п наземные конструкции цехов электролиза

водных растворов, подвергающиеся увлажнению и облмвам

различными технологическими растворами, агрессивными по

отношению к арматуре. В этом случае арматура находится па

границе устойчивости пассмпного состояния плн даже в зоне

активного растворения п по этому практически всякий блуждающий ток ускоряет процесс коррозии.
При оценке опасности блуждающих токов по их величине

за верхний безопасный предел тока может быть принято значение плотности анодного тока — 0,6 иа/д.\Р, рекомендованное

ЦНИИ МПС п Мстростросм на основании проведенных ими

работ [2]. Замеры утечек тока при этом должны производиться

па сопротивление, близкое к сопротивлению исследуемой конструкции по отношению к земле.
Следует подчеркнуть, что потенциал арматуры н плотность

внешнего тока, натекающего или стекающего с арматуры, взаимосвязанные величины. В условиях воздействия на железобетон слабоагрссснвных сред ток 0,6 ма/длР вызывает смешение

потенциала арматуры до значении 0,4 +0,6 в, т. е. рекомендуемые пределы опасных потенциалов и токов дают хорошее совпадение. Однако потенциал арматуры для оценки налнчня н

опасности блуждающих токов более удобен. Дело в том что

при замерах тока практически невозможно осуществить переход от замеряемой силы тока к плотности тока, являющейся

характеристикой состояния арматуры, так как в реальных условиях эксплуатации без разрушения конструкций невозможно

определить, с какой поверхности арматуры происходит стека-

ние тока.
Лаборатория коррозии НИИЖБа в течение ряда лет проводит обследование железобетонных строительных конструкций

цехов электролиза цветной металлургии, цехов электролиза

предприятий химической промышленности и т. п. На предприятиях, где не были приняты специальные меры по защите, обнаружены значительные разрушения многих железобетонных

конструкций — фундаментов, опор и перекрытий под электролизными ваннами и т. п. [3].
В электролизном цехе одного нз московских заводов через

5—6 лет после его реконструкции оказался разрушенным железобетонный каркас, расположенный в подвальном этаже и

поддерживающий электролизные ванны. Разрушению подверглись все элементы каркаса — колонны, продольные и поперечные балки. Защитный слой бетона в основании колонн полностью разрушился, оголив корродировавшую арматуру. Железобетонный каркас почти потерял несущую способность и его заменили кирпичными устоями. Электроизмерениямн на разрушенных основаниях железобетонных колонн были обнаружены

потенциалы «арматура—земля» +5 + 27 в.
В цехе электролиза солей никеля одного из уральских заводов восстановительные ремонты железобетонных колонн и

балок, поддерживающих электролизные ванны, приходилось

производить каждые 2—3 года. При ремонтах арматуру очищали от ржавчины, местами заменяли новой и обетопировали.

Однако после ремонтов трещины появлялись вновь, защитный

слой бетона отпадал, арматура оказывалась покрытой толстым

слоем ржавчины. Потенциал «арматура—земля» изменялся в

пределах I—22 в, «арматура — бетон»
Эти далеко не единичные примеры серьезных разрушений

убеждают в необходимости разработки специальных мероприятий по защите железобетонных конструкций, подвергающихся

действию блуждающих токов, от электрокоррозии. Защитные

мероприятия должны проектироваться одновременно с проектированием конструкций и выполняться при строительстве. Выполнение их на эксплуатирующихся конструкциях представляет

значительные трудности и не всегда возможно. Кроме того, для

обеспечения постоянного контроля за коррозионным состоянием железобетонных конструкций следует предусматривать выводы от арматуры и оборудование контрольно-измерительных

пунктов.
В 1959 г. на основании данных научно-исследовательских

работ по электрокоррозии железобетона и материалов обследования большого количества электролизных цехов предприятий

цветной металлургии п химической промышленности
Бетон и /КслсэоГм-тон, J9B9. .V- 4
--------------- page: 35 -----------
ПППЖБом были разработаны «Уклз::ш1>1 по защите железобетонных конструкций электролизных цехом от коррозии. 111.1:11.1-

п.’К'моЛ блуждающими токами» — СП 65—59. Результаты работ

последующих-лет, а также результаты работ других организаций нашли отражение п попой «.Ппсгрукцнн но защите железобетонных конструкций or коррозии, пызиилемоп блуждающими токами» — СН 65—G7. нетупншней п деистине с I января

I9G8 г. Инструкции была разработана 11111 !/1\Г)0.м при участии

ЦНИИ МПС, Академии коммунального .хозяйства им.

К. Д. Памфн.пог.а, ЦПППС, Трансэлектронроекта, Метрогнпро-

транса и других организации.
«Указания» Cl I 6Г>—59 распространились u;i проектирование.,

сооружение п эксплуатацию железобетонных конструкций лишь

электролизных цехои предприятий цистной металлургии н химической промышленности. Инструкции СП Со—67, помимо

этого,— п па железобетонные конструкции железнодорожного

транспорта, линии трамваи, метронолшепа, заглубленные п но-

лузаглублепные резервуары, подземные железобетонные коллекторы. Раздел, посвященный защите от электпокоррознн про-

мышлснны.х предприятий, уточнен н расширен. 13 частности,

il СН С5—67 дифференцированно, с учетом отистстисппостн

конструкции н палпчня условии. способетвутощпх разиптшо

элсктрокоррознп. указаны требоиаппя к толщине защитного

слои бетона, защитный слой бетона около любой арматуры должен быть но менее требований глаиы СНиП II-B.1-G2 и СП

262—67 не менее величин: для плоских н ребристых плит — 20:

для стенок п стеновых панелей — 20: для балок, ферм, колонн— 25. для фундаментных балок и фундаментов—30 мм.
Следует подчеркнуть, что толщина защитного слоя бетона

нормируется для любой арматуры, а не только для рабочей,

так как попаданию блуждающих токов на арматурный каркас

будет способствовать всякая арматура, расположенная вблизи

поверхности.
Железобетонные конструкции цехов электролиза подвергаются не только воздействию блуждающих токов, но п воздействию агрессивной паровоздушной среды. Поэтому для таких

конструкций ширина раскрытия трещин ограинчпиается в зависимости от степени агрессивности паровоздушной среды, а также предусматриваются различные мероприятия в соответствии

с СИ 2G2—67 по защите поверхности железобетонных конструкции от воздействия агрессивной атмосферы п обливов агрессивными рлегнорамп; возможность же появления н железобетонных конструкциях блуждающих шкон требует нронеденнн

целого ряда дополнигельпых конструктпниых мероприятии,

способупукнцнх уменьшению и ограничению блуждающих то-

кон.
Токонесущие устройства необходимо тщательно нзолнронлть

от строительных конструкций: трубонроподы. транспортирующие электролиты, выполнить из пеэлектропроьодних материалов. устананлнппть специальные приспособления для прерывания струй электролитов, а также для отиода токон нз электролитов. делать электроизоляционные истанкн на металлических

трубопроподах, устранилгь продольные и поперечные разрыиы

и железобетонных конструкциях.
Очень большое значение имеют мероприятия но предохранению железобетонных конструкций от уилажнсния. опасность

которого определяется тем, что оно прнподпт к значительному

спнжепшо электросопротивлении бетона. 11рц уилажнешш конструкций (наличие конденсата нлн облнпои) дсйстнпе блуждающих токон па арматуру конструкции может быть приравнено

к действию силыюагрсссннной среды.
Для предохранения железобетонных конструкций от уплаж-

пешш необходимо: строить полы пз материалов, не пропускающих плату и технологические растноры; делать пропитку нлн

покраску внешней поверхности наземных железобетонных конструкций гндрофобнзирующнмн пли лакокрасочными мдгерла-

.пами; обеснечнвать гидро- н элсктронзолнцпю фундаментов:

устраивать дренажи для отиода грунтовых под от железо-

беюппых фундаментов, шнпныл каналов и других железобетонных подземных конструкций, а также асфальтовые отмостки

внешних железобетонных степ корпусов.
Проведение всего комплекса указанных мероприятий является необходимым условием эффективности защиты железобетонных конструкций от коррозии, вызываемой блуждающими

токами.
ЛИТЕРАТУРА
1.
щих токов, на эксплуатируемых промышленных железобетонных конструкциях. Сб. трудои НИИЖБ, вып. 28, ГосстроПнздат. I9G2. стр. 28.
2.
бетонных опор и бетонных фундаментов опор контактной сети токами >течки с рельсов. ЦНИИ .МПС. сообщение № 15. М.. 1959.
3.
ных конструкций от коррозии, вызываемой блуждающими токами.
УДК 69.059.4
Повышение долговечности конструкций покрытий зданий

пищевой промышленности
Инж. К. Ю.
В I9C4—196» гг. были проведены обследования зданий

предприятий пищевой промышленности с влажным и мокрым

режимом эксплуатации. Результаты обследования показали,

что в конструкциях покрытий имеется ряд недостатков, которые снижают их долговечность.
В типовых железобетонных конструкциях указанных зданий основным недостатком является наличие нижней ребристой поверхности покрытия, сравнительно большая его конструктивная высота и толщина плит с недостаточным защитным слоем. При сетке колонн 6X12 к конструктивная высота

покрытия составляет 1.7 м.
Применяемые для покрытий типовые платы типа ПКЖ.

ПНС и лр. имеют толшнну полки 30 мм и величину защитного стоя бетона 10 мм (а фактически 6—7 мм). Для их и.ч-
I
теля до о—6 мм. что приводит к повышенному расходу воды

в бетоне при сю за'виренни, а следовательно, к снижению в

значительной степени свойств бетона, в том числе водонепроницаемости. моро.юсюйкости, химической стойкости [I, 2].
Производственные процессы па пищевых предприятия ^

очень разнообразны п характеризуются наличием раитчпы-’

тсмнературпо-илажностых условий п помещениях, расноло

жеппых иод общей кровлей (рис. I).
И воздухе некоторых помещении имеются агрессивные по

отпоикшпо к желеюГеюпу а:епты: повышенное содержание
ПОЛИЩУК
углекислоты, дымовые газы (цехи обработка субпродуктов,

обжарки, варки и копчения колбасных изделий и т. п.). В соответствии с СН 262—67 указанные газы по виду п концентрациям относятся к газам группы А.
В некоторых цехах (например, в шку ро-копсервировоч-

ио.м) возможно наличие паров хлора, количество которых

очень мало и не превышает санитарной нормы, что соответствует газам группы Б. В связи с этим по степени агрессивного воздействия на железобетонные конструкции среда помещений пищевых предприятии может быть как neai рессивной,

так и слабо- и среднеагрессивной.
11есмотря на отсутствие в большинстве помещений агрессивных газов, результаты натурных обследований пока.зали,

что в конструкциях покрытий цехов с мокрым режимом наблюдается значительная коррозия арматуры уже через гоз

после ввода в ижствпс. Имеются случаи выхода конструкции

покрытия из строя уже через 2—2,,"> го ia эксплуатации. При

обследованиях сыродельного завода в г. Ошмяны БССР через

год после ввода его и -теплу:' ганшо бы по выявлено, что в

плитах покрытии на больных площадях (около 40%) уже ваблю чается значительная коррозия арматуры. Имелись характерные трещины вдоль арматуры па нижней поверхности

многих плит, а 1акже ржаные полосы и пятна. В некоторых

местах, особенно над мойкой, з.чщин'ын слой бетона у и.шг
3* Ьстон и жечезоиеюн, 19СУ, JMu 4
П.330225 64/?
17
3^
--------------- page: 36 -----------
Рис. I. План главного корпус;» с укаланисм темнературно-плажностных режнмоп помещений

/ — мясожнроиой корпус: - — холодильник; 3 — колбасный корпус; 4 — блок подсобных помещений; 5 — ио.чcuiciuic для прсдубонпого

*
отаал и обнажилась значительно прокорродпроиаипая арматура.
В помещениях с ребристым потолком относительная влажность воздуха в зоне между ребрами в отдельных местах

(шблизн ребер вверху) существенно выше, чем п нижележащем пространстве. Это объясняется .1атруднитсльиым позду- ,

хообменом и образованием застойных зон. В таких местах

относительная влажность воздуха доходила до 98%. Е то

время как под ребрами в том же помещении она не превышала <f=75—80%.
В помещениях с положительными температурами наблюдается образование плесенн на потолке. Это пс только создает антисанитарные условия производства, но н способствует

разрушению бетона и коррозии арматуры.
В этой группе помещений интенсивная коррозия наблюдается в цехах с переменной влажностью воздуха при = от

41 до 100%.
В помещениях с нулевыми н отрицательными температурами наблюдается образование наледей и снеговой шубы. Образование наледей в зимний период можно также наблюдать в

'помещениях с мокрым режимом с рулевыми н положительными температурами (рис. 2).
Главная причина коррозии — несоответствие принятых материалов и характера самой конструкции условиям эксплуатации. Большое значение имеют форма поверхности, меры

против чрезмерного увлажнения самой конструкции и утеплителя, а также морозостойкость несущих конструкций покрытия [3].
Таким образом, в условиях пищевых предприятий форма

поверхности потолка при применении типовых конструкций

часто способствует образованию застойных зон с повышенной

■влажностью воздуха, развитию плесени, что вызывает ускоренную коррозию арматуры н преждевременное разрушение
Рис.4 2. Разрушение конструкций вслсдстпиг ич увлажнения и образоиания наледей
18
63/Г
конструкций покрытия. Последнее усугубляется благодаря недопустимо малой толщине защитного слон бетона [I].
Совмещеилые конструкции покрытия таких зданий обычно

выполняются с наропзоляцнонным слоем нз обмазочных нлн

рулонных материалов на битумной осноне, расположенным

внутри конструкции покрытия, над железобетонной плитой.

Паронзолнцнопнын слой не препятствует чрезмерному увлажнению железобетонной плиты, недолговечен, ремонт н восста-

ловлепие его практически невозможны.
Для утеплителя таких кровель особенно характерно большое начальное влагосодержание, потому что конструкции такого типа трудно уберечь от атмосферных осадков в процессе

строительства [4]. Наличие паронзоляционного слоя тормозлт

последующее высыхание утеплителя, а наличие трещин и разрывов в пароизоляционном слое, особенно в местах швов

между плитами, не препятствует в достаточной мере дальнейшему влагоиакоплению конструкции в помещениях с влажным

п мокрым режимом.
По действующим нормативным документам морозостойкость железобетонных конструкции покрытии не нормируется.

Испытаний бетона на морозостойкость, как правило, для таких конструкций не производится.
Образование наледей и снеговой шубы па поверхности потолка в помещениях с мокрым режимом работы в зимний период объясняется чрезмерным переувлажнением материала

конструкции покрытия и резким сипжеипем величины его со-

итротавлення теплопередаче [5, С].
Хотя по действующим нормативным документам для большинства производственных помещений предприятий пищевой

промышленности не допускается выпадение конденсата на

нн\трепней поверхности покрытия, выполненные автором теоретические исследования показывают, что в помещениях с

положительными температурами и мокрым режимом зачастую

появления конденсата невозможно избежать. Например, при

температуре воздуха / и == 18СС н относительной влажности

сю ¥„=94% абсолютное содержание влаги в воздухе еп=

= 14,53 мм рт. ст. и температуоа точки росы ~в = 17'С. При

этом согласно СНиП II-A.7-G2 для таких помещений при отсутствии конденсата на потолке Д/н=/„—тр—1 = 18—17—

—1=0, а требуемое расчетное сопротивление теплопередаче

/?qP конструкции покрытия даже при температуре наружного воздуха =0°С, подсчитанное по формуле (9) указанного СНиП стремится к бесконечности:
Р =
о
(18 + 0) 1
0-7,5
)
Поэтому считаем возможным лля таких помещении сопротивление теплопередаче Rjtv офаждающнх конструкции покрытий определять ло указанной формуле СНиП, по принимая

Д/" =/„— Тр. В таких помещениях должны быть обязательно приняты меры от проникновении влаги, конденсирующейся

на потолке. в конструкцию покрытии. Целесообразно и ана-

лошчпых условиях устройство воздушной рубашки с продувкой в ней подсушенною воздуха п.< помещения.
В помещениях е мокрым режимом целесообразно применять специальные добапкн и Г.етоп для его гндрифоГипанпн.

улучшения структуры и повышения морозостойкости [7]. Для

защиты конструкций покрытий от чрезмерного уплл/кненпя и
Бетон к железобетон, I9C9, -I
3^
--------------- page: 37 -----------
Рис. :i. Участок без теплоизоляции (обозначен пунктиром) к зоне

температурного uiita пмзмпаст иклеиис «моешка холода»
помещениях целесообразно устраивать гнДрофобнзнрованные

влагочнаронетроннцаомне покрытия. Наиболее эффективны и

долговечны гндрофобио-антпкоррозпонпые покрытии, основанные па предварительной гндрофобизацнп с последующим ча-

пссснпем полимерных пленок путем окраски поверхности [8].

Может быть также применен хлорсульфиропаннын полиэтилен нлн др\тпе химичсскн-влаго-бпостоГшне материалы па его

основе.
Следует учитывать, однако, что к помещениям пищевых

предприятии предъявляются повышенные санитарные требования. Защитные материалы наряду с удовлетворением требованиям прочности, долговечности и эстетичности не должны содержать вредных веществ, неблагоприятно влияющих

■на качество, вкусовые свойства или запах пищевых продуктов. выпускаемых или хранящихся на данном предприятии.
В помещениях с отрицательными температурами внутренняя поверхность покрытия должна быть паропроннцаемой.

Здесь наряду с указанными выше добавками в бетон следует

применить гндрофобизацшо поверхности потолка путем двухкратной обмазки составами с применением кремпнйорганнче-

екпх соединений. Как показали опыты, проведенные НИИСФ

при участии автора в 1968 г., такие гидрофобные обмазки па-

ропроннцаемы.
Совмещенная конструкция покрытия с паро-.влагоизоляци-

онным слоем может быть эффективной в помещениях с мокрым режимом с положительными температурами только при

соблюдении следующих условий.
Утеплитель укладывается в покрытие воздушно-сухим, т. е.

лрн влажности, не выше указанной в табл. 14 СНиП II-A.7-G2.
Вес .места обрамления отверстии н надстроек на кровле

должны быть устроены надежно и выполнены очень тщательно. чтэбы исключить возможность попадания влаги в утеплитель.
Паро-влагоизоляциониый слой выполняется из эффективного долговечного материала н располагается на нижней поверхности покрытая (с внутренней стороны помещения). Такой слой выполняет одновременно роль защитного антикоррозионного и отделочного слоя, доступен осмотру и ремонту.
В указанных условиях наиболее целесообразна плоская

конструкция покрытия с гладкой поверхностью потолка, которая имеет минимальную поверхность (и 1,04 раза меньше

■площади поверхности с применением указанных выше типовых конструкций), наиболее удобна для производства работ

по отделке, позволяет применение воздушного обогрева (или

воздушного охлаждения). Это не только создаст лучшие условия в помещении, но в значительной мере способствует

улучшению воздухообмена под потолком.
Кроме того, эффективны конструкции покрытия с вентилируемыми продухами. Вентиляционные устройства обеспечивают сравнительно быстрое высушивание материалов покрытия. При эксплуатации Вентилируемых покрытий влажность

материалов непрерывно снижается и уже через два года во

многих случаях не превышает нормативную (3—4%) [4, 9].
Дли ти/гопых жслешбегоппых конструкций покрытий одно-

'лажных i.iannii пищевой промышленное!н создана поиан индустриальная копеIрукцпн покрытия С ПЛОСКИМ 1ИЛОЛКО\!

повышенной заводской готоипостп, совмещающего несущие

и теплоизоляционные снонстна.
Наиболее удобный материал для этой конструкции—1<с-

рамлнтоОотоп [10], поскольку на одном н том же легком наполнителе (н.анрпмер, керамзите с объемным несом f =

лят1. н копструктп.пно-тонлоизоляцпоипый бетон марки 75—

100 с объемным несом 7=1000—1200 кг/м3 и бетон повышенной прочности —марки 200—300 с объемным весом f =

= 1700—1800 кг/м3.
В 10()3 г. при участии ПИНЖВ были разработаны плоские

керамзитожслеаобстонпые конструкции покрытия для промышленного здания с сеткой колонн 0X12 .и*. Верхний слой

керамднтобегопа япляется н несущим н теплоизоляционным.
В I9G5 г. для экспериментального строитсльстна комплекса

липцевых предприятий в Геленджике Ц1И-ШПромзланий соп-

местно с НИИЖВ при участии автора были разработаны чертежи нло-скнх ксрамзнтобстоппих конструкций покрытии. Такие конструкции нзготопляютсн нрп непрерывном бетонировании последовательно нижнего (более прочного) и верхнего

слоев.
.Плиты бетонируются на вибростоле и уплотняются с помощью ипброирнгруза, поверхность их получается гладкой,

•не требующей дополнительной отделки.
Конструкции образуют гладкий потолок н имеют небольшую высоту — 0,3 ,и. Они выполняются с повышенным защитны,м слоем 20—2о мм и плитах. Дли соединения сборных

элементов покрытия между собой предложена специальная

конструкция стыка, при которой нее металлические закладные

детали после их сварки между собой заполняются бетоном

во время залипни стыков, и омонолнченпая конструкция пе

имеет открыт их закладных деталей.
Здания с плоскими керамзптожелеаобетоннымн конструкциями перекрытий имеют ряд эксплуатационных и архитектурно-строительных преимуществ.
В связи с уменьшением поверхности потолка (= в I.G4 раза), увеличением защитного слоя бетона до 20—25 я.и п отсутствием открытых стальных закладных деталей увеличивается долговечность конструкций покрытия.
Благодаря снижению конструктивной высоты покрытия

уменьшаются высота здания и его объем, сокращается площадь стен и перегородок. Гладкая поверхность потолка (без

выступающих ребер) улучшает санитарные качества зтаняя,

так как исключаются застои воздуха и образование плесени

(особенно при воздушном отоплении). Упрощаются устройство и монтаж инженерных сетей и технологических проводок.
Увеличивается нндустриальность строительства, так как па

большей части площади покрытия отпадают работы, связанные с устройством теплоизоляции. Кроме того, такие конструкции позволяют унифицировать размеры перегородок по

высоте и создают условия для индустриализации работ по пх

устройству. Улучшается качество конструкций, так как отпадает необходимость ручной заделки мест примыкания перегородок к покрытию.
Технико-экономические сопоставления, выполненные

ЦИИИПро.мздиний, показали, что трудоемкость возведения

здания с предлагаемыми конструкциями снижается в среднем на 17.2—20,5%, а приведенные затраты по зданию уменьшаются иа 8,8—-13,4% (на 1 м2 площади пола).
Следует отметить, что для помещений разнорежимных

предлагаемые плоские конструкции имеют преимущество перед типовыми и по удобству расположения теплоизоляционного слоя. Этот слой может быть расположен по верху конструкции, а также подклеен к нижней поверхности потолка.

Последнее особенно целесообразно при использовании высокоэффективной теплоизоляции типа ПСБ-С и бывает необходимым для исключения «мостиков холода», которые неизбежны в зданиях с разпорежп.миыми помещениями (рис. 3).
Испытания подтвердили достаточную прочность конструкции и надежность опорных узлов н стыковых соединений.

В настоящее время ведется строительство экспериментального

пищекомбипата с применением описанных керачзи^железобетонных конструкций.
В ы в о д ы
Пищсздые предприятия характеризуются большим разнообразием нроизнодстненных нроцессон н наличием различных

1см11ера|урпо-илажпостпь'.\ режимов в помещениях при пеша-

чщельаом ко.тпчесии- и ночдухе агрессин пых по отношению

к железобетону агентом
*
3* Сетон и железобетон, 1909, № 4
4S/?
19
--------------- page: 38 -----------
В услотшях этих и|)L',4iiрпптпп наиболее целесообразно использование плоских конструкции никритни с гладким потолком (без ребер) взамен типовых конструкций перекрытий дли

одноэтажных зданий (типа нлит ППС) с ннжней ребристом

ионерхностыо и защитным слоем п пределах до I см.
В помещениях с положительными температурами н относительной влажностью воздуха до 90% при нозможпостп об-

разолзтмя конденсата (но без образовании капели) пеобходн-

*ю па ннжней поверхности плоских плит устраивать наро-

плагоиэоляцню. В таких условиях целесообразно применить

для покрытий бетоны с кремннйоргаиическимн добавками.
В аналогичных помещениях относительной влажностью

воздуха 90% п более (дли пыдержкн сыра, сырохранилища

н т. и.) целесообразно устраивать поздушпую рубашку с

продувкой подсушенного яоздуха из помещения.
■Применяемые бетоны для конструкций покрытий в поме-

ЩСПП11Х с мокрым режимом и положительными и отрицательными температурами должны обеспечивать требуемую морозостойкость.
В помещениях с отрицательными температурами внутренняя поверхность покрытия должка быть паронроинцаемой-

В этих условиях цслесообразнс применение и качестве добавок кремннйорганнческнх соединении тина ГКЖ-9-1. а также

гндрофобнлацня поверхности потолка. Для всех районов
строительства при относительной влажности воздуха от.'ШЛп-

гаемых помещений 75% п более рекомендует си устройство

■вентилируемых покрытий.
" Ч
ЛИТЕРАТУРА
1.
литературы по строительству. М.. 1908.
2.
промышленность. Л’» 2. 1951.
3.
паль н ы й Л. .М. Стойкость бетона при отрицательных температурах. М.. I9C6.
4.
«Сборные железобетонные крыши для массового строительства»

Ю. Е. Лврутнн н др. М.. 1905).
5.
тельных материалов. Госстройпздлт. 1919.
6.
Госстройнздат. 1953.
7.
кремннйорганнческнх полимеров. Л1.. I9(>h.
8.
них поверхностей иром*данин с применением полимеров. Промышленное строительство (Украины). 196$
9.
утепленных покрытиях, «.Промышленное строительство». Л'- 7. I90S.
10.
['ос. изд-во литературы ио строигельству. Л1.. 1903.
УДК 624.072.2
Причина обрушения предварительно напряженной

железобетонной фермы, армированной сталью 20ХГ2Ц
Канд. техн. наук Г. М. КРАСОВСКАЯ
Особенностью развития сборного железобетона в Советском Союзе является преимущественное применение высокопрочной стержневой арматуры, которая выпускается либо в

виде горячекатаной стали с применением легирующих добавок

(20ХГ2Ц, 23Х2Г2Ц, 80С), либо термически упрочненной.
Исследованиями .последних лет, проведенными у нас и

за рубежом, установлено, что термически упрочненные стали

проявляют склонность к хрупкому растрескиванию при совместном воздействии на образец напряжений л коррозионно-

активнон среды. Известны случаи аварии конструкций, армированных термически упрочненной арматурой, при сочетании

агрессивных л силовых воздействий.
Все это явилось основанием для введения ограничений в

использовании в агрессивных средах железобетонных конструкции, армированных термически упрочненной арматурой,

что нашло отражение в указаниях СН 262—67 л СН 250—65.
В центральной лаборатории коррозии НИИЖБ в 1968 г.

исследовались коррозионные свойства арматуры 20ХГ2Ц.

Связано это было с расследованием причин обрушения 18-мег-

ровой железобетонной фермы ФАКС 6-18-5А (серии ПК-01-28,

вып. 9) 'iia производственном корпусе .механического завода.
Размеры корпуса в плане I5G.4 ла 72 м, высота колонн

7,2 м. Корпус перекрывался железобетонными фермами пролетом 18 м, которые по наружным стенам опирались на колонны, а по внутренним рядам — ла подстропильные фермы
Обрушившаяся ферма располагалась в крайнем ряду, авария произошла в период строительства, через 8 месяцев после

изготовления фермы и через 6,5 месяца после се монтажа

(рнс. I н 2).
При осмотре нижнего пояса, армированного 8 стержнями

диаметром 18 мм нз стали 20X12Ц, комиссии1 обнаружила,

что 5 стержней имели хрупкий имом. покрытый ржавчиной,

два стержня — полностью снежнн шлом н один стержень —

сесжий излом на половине поперечного сечения (рис. 3). На

протяжении 10—20 см от места разрыва арматурные стержни

были покрыты ржавчиной
I
к и и A II.. Ill а и о в a i Л. Л.. Г \ р и е в И Д.. К а р и о в И Ц..

Верх о о с к и й О II.. М и ш и и В Ф.. К а р и о и В М.
Образцы арматуры нз концевых участков фермы были испытаны на разрывной машине с опретеленлем прочностных н

деформативных характеристик. Результаты приводятся в таблице.
Лв стержня
рв.«
3
в
J0,2
3С1.02
Jo,oi
*>10
Зь
rjpuBii
кг/мм2
о
305J.:
1I9.J
SC.J
04 .о
59.0
11,8
17.2
fc.O
3
:?‘Ч 00







1
3200П
124.5
91,4
69.7
М .2
Ь.6
17,2
5.0
5
29h25
ПО
87,7
69.0
(35,2
8,1
11,8
5.0
к
31 ">50
121
93.7
08.2
57,7
8.0
1-1,5
4,4
/
32000
121.2
95.7
07,4
63,5
6,1
11,3
3,0
По сертификату

109.0
73,3
По испытаниям

завода ЖБИ
iuooo—39000
141.5—
15и
Для сравнения в таблице приведены механические свойства этой арматчрной стали, согласно сертификату Челябинского металлургического завода .и протокола испытаний на

заводе железобетонных изделий.
Испытания показали, что црннятая для армирования фермы спль 20ХГ2Ц имела^свонства, удовлетворяющие требованиям ГОСТ 5058—65 (о„>90 кг/мм2-, о0 2 >60 кг/мм?,

'Jb 6%). Результаты, полученные при испытании на злноте

железобетонных изделий, вышнаю! сомнение в их достоверности.
Химический анализ обра то» арматуры показал, что содержание Mapianua и кремами пахоъпти п пределах ГОСТ

5058—65. а содержание vi.iepo.ia занишено (0,34% вместо

0,19—0,20% но ГОСТу; ’
Химическим .шллыом бетона и месте ибрына стержней

было обнаружено содержание хлор-ионов 0.89% веса растворной части бетона (в акте указывается, что бетон нижнего

пояса фермы и месте разрушении содержал пкранлепин кри-

счаллоп соли).
/4/Г
Бсюп и желе.чоиегои, 1%9, Л" -1
3?
--------------- page: 39 -----------
Рис. 1. Вид корпуса после обрушения фермы
Детальное обследование фермы показало, что ил 8 стержнем 4 имели по дна .хрупких обрыва (см. рас. 3). Сильная

коррозии их торцоп и местах обрыва свидетельствует о том,

что между моментом оорына отдельных стержней и обрушением фермы был значительный промежуток времеин. Все об-

рыпы сосредоточены па длине нижнего нояса менее 1.5 м

.между узлами 2 п 3. Содержание п бетоне хлор-ноноп на

этом участке оказалось максимальным. Следует отметить,

что при изготовлении фермы нпсдсннс солн не предусматривалось, и попала она п бетон случайно, видимо при транспортировании бетонной смесн в аптосамоспалс.
Проведенные ранее исследования2 показали, что среды,

сочержашне ноны хлора, могут вызывать коррозионное растрескивание сталей, склонных к этому виду разрушения.
Так. арматурные стержни из стали марок Ст.5 н 35ГС Диаметром 12 .«л. термически упрочненные .на установках типа

ЭТУ. .напряженные до 0.7оп растрескивались через 8—10 месяцев нахождения в песке, увлажненном 3%-пым раствором

N.iCI.
По общепринятому методу определения склонности стали

к коррозии под напряжением в кипящем лил-ратном растворе

состава: ООО в. ч. азотнокислого кальция. 50 в. ч. азотнокислого аммония п 350 в. ч. воды были испытаны на склонность

к коррозионному растрескиванию арматурные стержни из

стали марки 20ХГ2Ц. вырежапные нз концевых участков

фермы, где бетон не содержал ионов хчора.
Каждый стержень натягивался па стальную рамку при

помощи домкрата и фиксировался прокладками. В качестве

анкеров применялись опрессованные стальные гильзы из стали марки Ст.З. Контроль натяжения производился датчиками

или измерителем деформаций. Напряжение в стержнях находилось на уровне условного предела текучести <7() , •
Рамка с натянутыми стержнями помещалась в кипящий

нитратный раствор. В интервале 80—172 ч все образцы растрескались, разрыв стержней был хрупкий, без шейки, что

свидетельствует об определенной склонности к коррозии под

напряжением использованной стали.
Для сравнения в кипящих нитратных растворах были испытаны образцы стали 20ХГ2Ц диаметром 12 мм из другой

плавки, химический состав которой соответствовал ГОСТ

5058—G5 (0,24% С; 0.59% Si; 1,75% Mr; 0.017% S; 0,0292%

Р) Стойкость стали при напряжении равном сг0 2 составила

45—61 ч. а при увеличении напряжения до 0.75 сгп уменьшилась до 11—24 ч.
2
рительно напряженных железобетонных конструкций мри воздействии

агрессивных сред. «Повышение качества строительства», материалы

семинар.) в ,*1ПТП нм. Д*ержинского. М.. 1967.
I»не. 2. Ферма после падении
В) 1-I

• • •
7 е 1
S ч z

Рис. 3. Схема рл»р>шои»я фермы

а — общий rh*i фермы: 0 — сечение нижнего

пояса по /—/ на участке рлфушепия: J. 2 —

полностью свежнн излом; 3. 5. в, Й — имели

по два Н)ломд: 7 — в месте нчлома стержень

н.чполовину корродирован
Произведенные испытания указывают па то. что арматурная сталь марки 20ХГ2Ц, находясь под совместным воздействием напряжений м коррознонноактивиой среды, проявляет

ярко выраженную склонность к хрупкому разрушению. Воп-

рс с о степени склонности к коррозионному растрескиванию

высокопрочных арматурных сталей отечественного производства требует детального изучения.
Выводы
Причиной обрушения фермы явилась коррозия находившейся под напряжением арматуры нижнего нояса вследствие местного засоления бетона. Это вызвало хрупкие обрывы стержней (непосредственно перед обрушением фермы рабочее сечение растянутой арматуры было примерно равно 2.5 018мм).
Обстоятельства аварии и результаты исследования показывают, что склонность к коррозионному растрескиванию проявляют не только термически упрочненные стали, но и высокопрочные горячекатаные. Ввиду этого необходимо с осторожностью применять их в конструкциях, предназначенных для

агрессивных среа.
liOTOH и ?кс чезоиегои, 19G9. JVv 4
6%/Г
--------------- page: 40 -----------
УДК ГЛП.Я72
Кинетика карбонизации бетона
Канд. техн. паук. С. Н. АЛЕКСЕЕВ, инж. Н. К. РОЗЕНТАЛЬ
Долгинечиость железобетонных конструкции определяется

длительностью периода, п течение которого Сетон сохраняет

способность поддерживать состояние пассшшостн арматуры.

Продолжительность периода, я течение которого корродирующая арматура еще не снижает существенно прочность, относительно мала, п нм можно пренебречь. В большинстве случаев потеря 'бетоном защитных сионств связана с его карбонизацией, следствием которой является снижение pH пороноп

жидкости и .нарушение насснвностн поверхности стали. Таким образом, карбонизация яплястсн одним нз тех процессом,

который в основном определяет долговечность железобетонных конструкций в воздушно-влажном среде.
При карбонизации углекислый газ воздуха, проникая в

шры и .кшшллиры бетона, растворяется в поровоп жидкости,

вступает по взан.модсйстпнс с известью н образует карбонат

кальция. Процесс может продолжаться до полного нзрасхо-

дэплипя извести в карбонизированном слое бетона н разложения гндросилнкатоп н гндроа.иомн патов кальция.
Наилютения показывают, что карбонизация происходит не

одновременно во всем объеме бетона, а послойно.
Глубина зон!.!, в которой происходит поглощение углекислого гя.та, может быть подсчитана, если рассмотреть модель

капилляра в цементном камне. Углекислый газ перемещается

в капилляре путем нормальной диффузии; при этом молекулы С02 перемещаются с рапной скоростью в направлении оси

кгпилляра и в -радиальном. Достигая поверхности раздела

«газ—жидкость» и растворяясь в пленке норовом жидкости,

С02 'реагирует с гидроокисью кальция. Одновременно Са (ОН)2

переходит из твердого состояния в раствор и диффузионным

путем перемещается от стснкн капилляра к поверхности пленки жидкости
Количество углекислого газа продиффундировавшего за

время dt через сечение капилляра, согласно первому закону

Фнка равняется:
dmCO. =
Deo, ■ ^кап' ( С0 СО, Ою.)
■dt.
(1)
Количество Са(ОН)2, продиффундировавшего через пленку влаги на поверхности капплляра длиной I, равняется:
dm.
Dca (ОН),'^пов. кап(О)Са(ОН). ^Са (ОН),)
Са (ОН).
■dt,(2)
где т н Г) — количество С02 и Са (0Н)2 и коэффициенты

диффузии — С02 в воздухе и Са(ОН)2 в

воде;
FKllu; Fmm кап— площадь сечения и площадь поверхности капилляра;
С0 и С концентрация вещества исходная и в зоне

химической реакции;
I — длина участка капилляра;
Зпл—толщина пленки влаги.
Принимаем, что «а длине капилляра I происходит полное

поглощение углекислого газа. Тогда, составив уравнение материального баланса на основании (I) и (2), после несложных преобразований получим:
, -, /
I = 1 / “nri

Са (ОН)
. (С<
ОСа (ОН),
“'Са
(ОН),)-
м,
(3)
со.
где г — радиус капилляра;
А-1 — молекулярный вес веществ.
Подставляем и выражение (3) значения:
Dco = 1,65- !0'_| см2/сек\
^Са(ОН), = 0,810 см2/сек',
С со = 3-10~1 моль/л (0,03% по объему); С^0 = 0;
^«0^(011)1—1.02-10 ' моль/л (1,2 г/л); Сса(ОН)г
= 0;
^Ca(OH), = 74;
Мсо =44.
'-Y-
,65 ■ 10-1 -3-Ю-’ 74-г- :
2-0,8 • I0-J -1,62 • 10'
-44
= 17,6 - \/г-
ОО
£S/r
Рассмотрим дна случаи. Пусть В = 0.1 мк. т. с. толшнпа

пленки плащ рация радиусу нор. конденсирующих подшило

пары :при относительной влажности около 100%. Тогда различным радиусам капилляров будут соответствовать следующие величины:
Г 2 МК
0.1
I
10
КМ
1000
/, мк
I.7C
Г» .50
17.С.
Wi.fi
176
Второй случай: г=Ю00 мк, толщина пленки илагн переменная:
в, МК
0,01
0.1
1,0
/, мк
55.6
I7C
556
Ориентировочные подсчеты показывают, что поглощение

углекислого газа цементным камнем должно происходить в

узкой зоне, глубина которой измеряется долями миллиметра.
Экспериментальные данные подтверждают расчеты. Послойный анализ образцов из цементно-песчаного раствора на

содержание С02 (рис. I) показывает, что граница между карбонизированным и некарбонизнрованным слоем обозначена достаточно четко также, как я граница окрашивания при нанесении спиртового раствора фенолфталеина на овежий скол

бетона.
■Петрографические исследования зоны перехода между кар-

■бонизированным и иекарбонизированным слоем «а искусственно карбонизированных образцах показали, что между этими слоями имеется четкая граница, однако можно отметить

зону, в которой количество новообразований карбоната кальция постепенно убывает (рис. 2). Глубина переходной зоны

составляла 4 мм при общей глубине карбонизации 13 мм.

Граница между карбонизированной и некарбонизированной

частью бетона совпадала с границей окрашивания фенолфта-

леи ном.
Рис. I. Распределение связанного СО* по ссчснию образ-

цок и» цементно-иссчаною раствора состава 1:2с различным /?///:
1 — ВЩ— 0,4; 2-0/// = 0.3; 3 —Д/Ц — 0,6
Бетон и железобетон, 1969, J\« 4
3.9
--------------- page: 41 -----------
Исследовании Штс.п.це.чя n:i образцах бетона h.i мостя,

эксплуатируемого около .40 .чет, показали, что при глубине

карбонизации 4—5 см глубина зоны перехода между полностью карбонизированным слоем бетоп.ч с плотным расположением крнеталлон кальцита и пскарбониаированпоп внутренней частью равнялась 5 .«.и.
Различие между расчетной н факпнчсском глубиной переходной зоны объясняется, но-пнднмому. блокированием но-

иер.ч.носгн пор продуктами карбонизации.
Изложенное возможно п случае, если карбонизации цементного камня протекает при недостатке углекислого газа п

норах бетона н раствора. а диффузия СО;> является тел процессом. который ограничивает кинетику карбонизации п целом.
lia 0C1101IJHHH первого закона Фнка запишем:
П'-Г-{С0 — С)

dm =
(4)
где
ilm—количество углекислого газа, проднффупднро-

пншнего через поверхность образца за время dt\
D' — фиктивный коэффициент диффузии углекислого газа в карбонизированном слое бетона, учитывающий количество, диаметр, извилистость

капилляра и степень их заполнения подои;
F — площадь поверхности образца;
С0 п С — концентрация углекпело-го газа соответственно у поверхности образца в в зоне поглощения;
.V — толщила карбонизированного слоя бетона.
Количество С02, поглощенного ’бетоном за тот же промежуток времени, рапняется:
dm = maF-dx,
(5)
Рис. 2. Микрофотография в поляризованном свстс зоны

перехода между карбонизированным и нскарбонизи-

рованным слоем образца нз цсмснтно-пссчаного раствора. Светлые новообразования — карбонат нллышя
где /71 о — количество углекислого газа, поглощенного едини-

цен объема карбонизированного бетона.
Объецшяя и преобразуя эти уравнения, получаем при

С=0
,-j/:
2D' -Ср

т0
■I
клн в более общем виде
(С)
(7)
Уравнение (G) показывает, что глубина карбонизации зависит от фиктивного коэффициента диффузии, а тот в свою

очередь — от структуры порового пространства и влажности

бетона, от концентрации углекислого газа и времени. В формуле величина пц, характеризующая способность единицы

объема бетона поглощать определенное количество С02. зависит от .количества цементного камня, минералогического состава и степени гидратации цемента, а также от структуры

пор бетона. Последнее связано с различным доступом С02 к

поверхности цементного камня и закушоркой пор продуктами

карбонизации.
Экспериментально уравнение (7) было проверено на образцах из цементно-песчаного раствора состава I : 2 при

ВЩ=0А\ 0,5; 0,6. Опыт проводили ла специальном приборе,

внутри которого поддерживалась постоянная концентрация углекислого газа, равная 20%. и относительная влажность 75%.

В ходе опыта непрерывно контролировали количество С02,

поглощенного образцом. На рис. 3 показаны кривые, построенные в координатах «корень квадратный из времени — количество поглощенного С02». Полученные кривые могут быть

а проксимированы уравнением:
(8)
г и- В—постоянная опыта, зависящая от структуры пор и

состава расгнора, а также от концентрации углекислого га ia, влажности и температуры газовой среды.

Хорошее совпадение экспериментальной н теоретической

линии доказывает, что карбонизация бетона ограничивается

кинетикой диффузии углекислого газа в его порах, а глубина

ее проникания в бетон пропорциональна корню квадратному

из времени.
Бетон и железоОе гои, 19G9, № 4
Полученную в опытах глубину карбонизации цементнопесчаного раствора можно сопоставить с глубиной карбонизации в натурных условиях. Дли этого воспользуемся соотношением, полученным из уравнения (0):
| С,-/,
■а | Сг.и
■г-*УТ*
Сч ’ /2
(9J
(10)
где и *2 — глубина карбонизации в сроки в h при концентрации С02. равпоп С| и С2.
При концентрации С02, равной 20%. в течечие 54 ч

(2,25 сут.) глубина карбонизации цсмснтно-пссчаного раствора состава I :2 при В/Ц = 0,5 равнялась 14 .ил.
Глубина карбонизации таких же образцов в естественных

условиях за 2 года могла бы составить
х= 14
1/ 0,03-365-2

I 20-2,25
10,3 .И.И.
Рис. 3. Кинстик.1 нототения СХ) 2 образцами ю

цсмснтно-пссчаного раствора состав* Ц ://—]• 2 с

ПЩ = 0.7>
/— 4К('Ш'рнме1[т«1Л1.||ля кршмм. 2 — 1го;>етичгскаи

прямом
40
23
--------------- page: 42 -----------
И другой серии образцов цсмст но-нссчаиого раствора состава I : .4 мри хранении п условиях сухого помещения и течение
2
при Д/Я = 0,4 — 9,2 мм;
£>/// = 0,45 — 13.0 » ;
В///= 0,50—17,5 » .
И.ч прицеленного нндмо, что подсчитанная величина сравнима с фактической глубиной карбонизации. Болсс точная

проверка соотпстстпня величин, полученных расчетом на основе ускоренного испытания, глубине карбонизации и сстсст-

неппых условиях Судет произнсдспа на образцах из цементнопесчаного раствора одннакопого состава. Очевидно, нее приведенные нише формулы могут быть использованы п прн

оценке скорости карбонизации бетона с крулиым заполнителем, влияние которого может быть учтено с помощью коэффициента.
На шляпленных закономерностях может быть основала

методика прогнозирования длительности сохранения защитного действия бетона по отношению к арматурной стали.
Дли эксплуатирующихся конструкции продолжительность

периода t, н течение которого будет карбонизирован защитный слои бетона толщиной .г, можно определить по формуле,

(Производной ил (7):
где 11 — позраст конструкции, в которой измеряется глубина

карбонизации бетона по фенолфталеину,
Для пиоиь изготавливаемых конструкций .что время определяется прн помощи ускоренной карбонпмацпн обратит бетона размером 10X10X1(1 см. Образцы изготавливаются на

тон же бетонной смет и гиордсют и тех же ус.ншнях. что п

бетон конструкций, но дополнительно выдерживаются и течение месяца и таких тсмпературпо-илажлостных условиях, при

которых «будут эксплуатироваться коиорукннн. Затем образцы нскусстиеино карбонизируются и камере прн той же температуре и влажности, по с постоянной концентрацией С02

г. пределах 15—20% в течение 2—3 сут. (и зависимости от

плотности бетона), после чего на снсжем сколе бетона определяется глубина карбонизации по фенолфталеину.
Глубину карбонизации бетона за расчетный период эксплуатации конструкций можно получить по формуле (10).
Отметим, что под влиянием некоторых трудно-учптинае-

мых явлений, сонронождающпх ускоренную карбонизацию,

подсчитанная глубина карбонизации может оказаться несколько завышенной. Таким образом, расчетные данные будут

содержать некоторый коэффициент запаса.

Экспериментально-расчетным путем показано, что процесс

карбонизации цсментио-несчаного растпора п бетона протекает с внутренним диффузионным ограничением и описывается

уравнениями диффузии.
Предложена методика прогноза длительности сохранения

защитных свойств бетона им отношению к стальной арматуре

железобетонных конструкций, эксплуатирующихся в воздуш-

по-влажнон среде.
УДК 620.19
О механизме разрушения цементных материалов

в калийных солях
Кандидаты техн. наук А. А. БАРТАШЕВИЧ, Л. Д. ШАЙТАРОВ
Среди исследователей утвердилось мнение о преимущественно физическом разрушении цементных материалов калийными солями, но причины и механизм коррозии объясняются

■различно. Объективная научная оценка может быть даиа, по-

видимому, после рассмотрения комплекса явлений: миграции

агрессивных растворов, деформаций усадки и набухания адсорбции. кристаллизации.
Сведения о величине кристаллизационного давления солей

различны: от долей Г/см2 до десятков кГ/см2 [1, 2]. По-видимому, высокие давления можно ожидать лишь при известном

термодинамическом градиенте системы.
Главенствующую рель в кристаллообразовании и развитии

кристаллизационных давлении играет изменение суммарной

свободной поверхностной энергии растущих кристаллов. Подчиняясь второму закону термодинамики, кристаллы стремятся к состоянию, при котором свободная поверхностная энергия минимальна. В изотермических условиях свободная энергия может преобразовываться в механическую работу, которая и проявляется в форме кристаллизационного давления.
Величина градиента свободной поверхностной энергии, а

следовательно, и кристаллизационного давления обратно пропорциональна размерам кристаллов. Наибольшего дапления

нужно ожидать при росте кристаллов кубической формы длиной ребра б л/к и менее.
Стремясь к минимальной величине свободной поверхностной

энергии, кристалл, по Гиббсу—Кюри—Вульфу, приобретает

равновесную форму, и и этом стремлении тоже кроется источник кристаллизационного давления. Но это стремление

велико у кристаллов микроскопических размеров {3, 4]; с увеличением их скорость образования 'равновесной формы резко

замедляется.
Роль удельной поверхности кристаллов в кинетике фазо-

ijjro перехода известна и из законов растворения: скорость

растворения зависит не столько от химического состава,

сколько от размеров кристаллов. Па скорость .кристаллизации

н ее характер, естественно, влияют степень пересыщения раствора, скорость диффузии, концентрационные токи и т. п.

В сильно пересыщенных жидкостях кристаллы растут в форме крупных дендритов. Термодинамика кристаллизации позволяет предположить, что значительные кристаллизационные

давления возможны лишь в случае роста кристаллов размером до 10 мк.
Для выделения кристаллизационных давлений в чистом

вчде, Л. А. Путан (Белорусский политехнический институт)

провел эксперименты с кварцевыми песками различной дисперсности, моделируя в известной степени пористую рыхлую

структуру. После первого цикла насыщения раствором КС1

и высушивания песка фракции 0,03—0,06 .и,и эффект фотоупругости позволил зарегистрировать давление 9—II кГ/см2, а

после третьего цикла — 30—35 кГ/см2.
Максимальные давления отмечены в наиболее дисперсной

структуре, а это подтверждает отмеченное выше мнение о решающем значении градиента свободней поверхностной энергии кристаллов. Минимальная величина кристаллов, способных оказывать определенное давление на препятствие, ограничена размером их 20—30 А. Кристаллы меньших размеров

энергетически неустойчивы.
Велика роль усадочных деформаций материала, связанных

с изменением содержания в нем влаги. Усадка цементного

камня вызывается, ,как известно, силами капиллярного давления, которые оказывают уже заметное влияние в капиллярах радиусом 0,1 мк и менее, и испарением поды, адсорбиро-

в шпон в гелевых порах. Деформации усадки вызывают значительные внутренние напряжения. Цементный камень из-за

разрывов и микротрещии частично деформируется необратимо

■и тем в большей степени, чем интенсивнее высушивается.
Прн испарении солевого раствора характер усадки камня

специфичен. Обезвоживание вызывает сокращение объема

системы и .рост п порах и капиллярах кристаллов солей, препятствующих смыканию поверхностей разрынов и микропре-

1Ц1П1 ii развивающих дополнительные внутренние напряжения.
44/Г
Нетон и жолгзооетоп, iogo, JN5* 'I
--------------- page: 43 -----------
Для \ilапоилепня характера усадочных деформаций при no

рчоднческол насыщении 11 пыгунпшлпип m;i горилла u изотермических условиях поставлен рид экспериментов. Образцы

цсмепгпо-песчапого pncrnopa нормального твердения изготоп-

.мсмы и форме пустотелых iipimi ЗХ-ЧХ-1 гм. Деформ:mini

образцов определены ,но показаниям ппднкатороп с ценой делений I мк. Влажность контролировалась по изменению

электропроводности между вмонтированными и образец четырьмя электродами. Образцы высушены до постоянного пес:)

прп температуре йСГС. Такая же температура воддержнна-

лась по время эксперимента.
По условиям опыта часть образцоп насыщалась по до п.

другая — растнором соли NaCI (плотность раетпоря 1.20).

Прн ошсыщснип и образцы подавалось одннакопое по объему

количество жп.чкостп.
Н образцах пояннлнсь и рлзвпналнсь мпкро- н макротре-

нчшы (рис. I). И норах цементного камня накопилась твердая фаза со.чн, препятствовавшая усадочным деформациям:

инугреннне растяпшаюпшс напряжения достигли критической

иелнчпны, образцы покрылись сетью пилимых трещин. Остаточные деформации преныенлн 50% пелнчппы набухания.
Образонанне трещин можно проследить но изменению

электропроводности системы. После каждого цикла элскгро-

црополность образцов, насыщенных раствором, увеличивалась,

достигая максимума в третьем цикле. Следовательно, кристаллизация солен вызнала непрерывное увеличение дефектов структуры макроскопических размеров (физически связанная пода в мнкрокаппллярах имеет низкую электропроводность).
.После второго цикла иопытаинн сплошность структуры

оказалась настолько нарушенной, что прн последующем пя-

сыщсинн деформации образцов, обусловленные расклинивающим действием топких пленок жидкости в образовавшихся

трещинах, значительно превысили .максимальные деформации,

вызванные набуханием цементного камня. Образцы, насыщенные водой, не разрушались.
Сопоставление характера деформаций образцов и относительного объема твердой фазы соли в капиллярах показывает, что разрушение произошло уже три частичном заполнении

объема пор кристаллами растворенного вещества. Деструкция наступила уже прп заполнении 8,7—11,0% объема всех

пор солью. Это указывает на избирательный характер кристаллизации: преимущественное накопление твердой фазы в

макрокапиллярах, составляющих 20—30% общего объема пор.
Влияние роста кристаллов солеи на величину и характер

усадочных деформации при максимальном насыщении исследовалось на образцах 1,5x1,5x10 см. В основу эксперимента

были положены некоторые закономерности маесопереноса.
Известно, что величина капиллярного потенциала выражается зависимостью:
2
где —капиллярный потенциал; о — коэффициент поверхностного натяжения; 7 ж— масса жидкости; О—угол смачиваемости; г — радиус капилляра.
С уменьшением радиуса капиллярный потенциал возрастает. Отрицательное значение капиллярного потенциала смачивающей жидкости обусловливает ее перемещение от низшего

потенциала к высшему. В полидисперсной структуре (цементный камень) смачивающая жидкость стремится равномерно

распределиться во всем объеме образца.
Медленным высушиванием небольших по размеру образцов достигалось одновременное и равномерное по объему

тенствие капиллярных сил, вызывающих усадку структуры.

Кривые усадочных деформаций образцов (рис. 2), насыщавшихся водой, в основном совпадают с аналогичными кривыми, приведенными в работе 3. Н. Цилосани [5] и полученных

методом капиллярной конденсации. Отчетливо видны характерные участки, отражающие этапы воздействия па систему

с.|л, вызывающих усадку цементного камня: ослабление расклинивающего действия тонких пленок жидкости (АБ), капиллярное давление в капиллярах радиусом от 0,1 мк до
{>
Г)0 Л (ЬГ) и иопарение поты, алсорбироваипой н гелевых по-

■рах (ГД).
Характер кривых, построенных для образцов, насыщающихся раствором соли, изменяется прежде всего па участке

АБ, т. е. в области макрокапилляров (радиусом более0,1 мк).

Кристаллизационное давление здесь вызывает внутренние растягивающие напряжения, обусловливающие увеличение линей-
и железобетон, 19G9, № 4
Рис. I. Деформации oopntuoti цеметно-песчаного раствора
/ — гпотиц 1:1, Я///= 0.375; 2 — госта н 1:1, В/Ц = 0,325;

J — состав 1 : 1.5, /J//{ = U.375.
мые раствором NaCI;
дои
пых размеров образцом. Примечательно, что это увеличение

не зависит от расхода цемента, иодоцементного отношения и

других технологических факторов и всегда ограничивается

определенном величиной влажности (точка С), соответствующем границе раздела макро- н микрокапилляриостн, т. е. началу усадочных деформации. Такая закономерность прослеживается па всех образцах.
Кристаллизация солеи-хлоридов лишь в макрокаппллярах

не случайна, ибо экспериментально доказана отрицательная

адсорбция поверхностью цементного камня компонентов раствора; адсорбируется преимущественно водаг
С уменьшением радиуса капилляров удельная поверхность

новообразовании цементного камня возрастает, следователь-

■но, адсорбция увеличивается. Низкая концентрация раствора

в мпкрокалиллярах исключает возможность кристаллизации

в них солеи хлоридов даже в период высушивания системы.
Физическое разрушение цементного камня прн действии

растворов калийных солен изучено методом измерения электропроводности. Повышение омического сопротивления раство-
Рис. 2. Усадочные деформации образцов цементно-пссчаного раствора, насыщенных растнором NaCI

(«) и водой {ft)
I -cocum 1 : I; /J//J = 0.I0; ?- то

же, /*//{ = 0.35, .i — то /ке. НЩ =
4 — сооав 1:1.5. /i/// — 0.40;
.j iо же HJU=0.-\5; 6 ю же,
/*/// = 0,30; 7 - состав 1:2, /*/// =
= 0,35
25
42
--------------- page: 44 -----------
6-;о"*
Влажность W д %
Рис 3 Изменение электропроиод.юстн образцов, насыщенных NaCI
(
,ра электролита в капиллярно пористых телах обычно объясняют большой длиной капилляров по 'Сравнению с размерами

образцоп [6]. Однако это не отражает действительности.
Отрицательная адсорбция компонентов растиорл цемент-

рым камнем вызывает снижение концентрации электролита

иблизи поверхности раздела. Электропроводность пристеночного слоя раствора резко снижается. Эксперименты показали,

что удельная электропроводность насыщенного раствора соли

NaCI в цементном камне составляет всего 2—4% нормативной. Такое снижение объясняется не только извилистостью

капилляров, но и адсорбционным влиянием поверхности цементного камня.
Кривая изменения электропроводности образцов в зависимости от влажности в процессе высушивания характеризует

структуру материала, т. е. относительное распределение пор в

объеме образца (рис. 3). Здесь достаточно четко разграничена область макро- и микрокапнлляров.
Смещение кривых электропроводности после каждого

Цикла испытания — свидетельство уменьшения объема микрокапилляров. Это объясняется выделением твердой фазы соли

в капиллярах и развитием сети микро- и макротрещин. При

одинаковой влажности электропроводность после каждого

цикла иопытаний, как правило, повышается, а это свидетельствует о значительном физическом разрушении цементного

камня, опережающем кольматашпо.
Клнлкля но пелнчпне электрон ротптнть расnmpoii NaCI

и Са(011)г, заполняющих ынкрок.чннллиры цементного камня.

г:це р%э свидетельствует об отрицательной адсорбции поверхностью цементного камня солен на раствора. (В обычных условиях улел 1.ПЯя электропроводность пасыщснных растворов

Nal.l и Са(011)г равна 0.2135 и 0.0075 оиг1 • см~').
П ы под ы
Разрушение цементного камня при воздействии растворов

калийных солен вызвано преимущественно кристаллизационным давлением и усадочными деформациями при высыхании.
Деструкцию следует рассматривать как непрерывный, одновременно протекающий процесс кольматацнн и развитии

сети микро- и макротреншн. Деструкция наступает уже при

частичном заполнении объема капилляров кристаллами соли.
Кинетика усадочных деформаций и электронроподноетп

показывает, что соли кристаллизуются преимущественно и

макрокаппллярах. Основной объем твердой фазы выделяется

в области меныни.х значений радиусов макроканилляроп. где

кристаллизационное давление максимально.
Разрушение цементного камня наблюдается па стадии активного и пассивного давления кристаллов. Начальный период обезвоживания (удаление жидкости из макрокапнлляров)

сопровождается интенсивным ростом и активным давлением

кристаллов па стенки пор. При дальнейшем высыхании (обез-

пожнпапне микрокапнлляров) кристаллы не растут, а напряжении в структуре возникают в результате сопротивления

сформировавшихся кристаллов усадке цементного камня (пассивное давление).
Напряжения от усадки значительно превышают напряжения, обусловленные кристаллизационным давлением.
Концентрация в структуре твердой солевой фазы во многом определяется характером пористости. Максимальная концентрация наблюдается в полидиоперсных системах (в частности. в цементном камне). В монодисперсной системе проявляется «ползучесть» соли.
ЛИТЕРАТУРА
1.
определения величины кристаллизационного давления. Сб. Рост кристаллов, т. 2, изд. АН СССР, 1959.
2.
Сб. Рост кристаллов, изд. АН СССР. 1961.
3.
1954
В. Honigmann, I. N. Strunski Trachtanderung von Heka-

methylenletraminkristallen bei Konslanler und unter dem EinfluP von

Temperaturchwankungen. Ls. Elektrochem. 56. 338. 1952
5.
ГрузССР, 1963.
6.
Изд. «Мир». 1964.
УДК 620.193
О влиянии сернокислых солей на микроструктуру

и фазовый состав бетона
Кандидаты геолого-минерал. иаук С. А. ФАТАЛИЕВ, А. М. ИМАНОВ
Бетоны и растворы, подвергающиеся воздействию агрессивных солей, претерпевают сложные фазовые и микрострук-

турные изменения. Представляет интерес изучение характера

взаимодействия солей сернокислого натрия И магния с компонентами цементного камня. Как известно, при длительном

воздействии указанных солей происходит деструкция бетона.
Основной причиной разрушения бетоиа f1, 2] является образование кристаллов гипса и гидроеульфоалюмииата кальция. Гнпс в этих условиях кристаллизуется в результате взаимодействия гидрата окиси калышя с анионом S04 указанных

солей. Двуиодный гипс образуется при высоких концентрациях SO,,:
Са (ОН)2 + Mg S04 + п НоО = CaS04• 2Н20 + Mg (ОН),
Са (ОН), + Na2S04 + п Н20 = CaS04-2H20 + 2NaOH.
26 №¥
При малой концентрации SO4 агрессивное действие сернокислых солей проявляетсЯ) в образовании гидросульфоалюми-

на гои кальция:
ЗСаО - А1о03 ■ 6Н20 + ЗСа - + 3SO" + 25 Н20 =
= ЗСаО ■ AI203 ■ 3CaS04 ■ 31 Н,0.
Кроме того, по В. И. Юнгу [3], содержащийся в воде сер

покпелый магнии пзапмоденствусг с йодным трехкальцизиыу

алюмштом цементного камня:
ЗСаО ■ А1203 • 6Н-.0 + 3MgS04 + 6Н20 =
= 3 (CaS04-2H20) + 2А1 (ОН)3 + 3 Mg (ОН)2.
По данным Лп и Деш [2], разрушающее действие Al^SO

па цемент обуславливается также реакцией:
3
+ Mg (OH)2 + 2 Si02 a q.
Бетон и железобетон, 1969, Кя S2
--------------- page: 45 -----------
Рис. I. Лучистые кристаллы арагонита у400
Рис. 2. Ндиоморфнмо кристаллы кальцита (снетлые зерна)

и пороком участке v^Od
Учитывая, что образоп.пше этих соединений сопровождпет-

ся увеличением объема относительно исходных реагирующих

компонентен более чем в 2 рама, в теле затвердевшего бетона

возникают значительные кристаллизационные напряжения,

приводящие к образованию мнкротрещии и разрушению бетона. Таким образом, результаты исследовании показывают, что

разрушение бетона при воздействии как сериокнслого магния,

так и сернокислого иатрия происходит за счет образования

двуводного гипса или гидросульфоалюыината кальция.
В АзербНПИстронматерпалов проведено тщательное пет-

рохнмическое исследование многочисленных образцов цементного камня и бетона, хранившихся длительное время в

2%-по.м растворе MgS04 и 5%-ном растворе Na2SO*.
Образцы, подвергшиеся воздействию 2%-ного раствора

MgS04, в мнкроструктурпом отношении характеризуются неплотным строением, наличием многочисленных микротрещин и

большого количества гипса, арагонита. Последние являюгот

основными кристаллическими новообразованиями крупных

размеров н различной морфологии.
Распределение CaS04 ■ 2Н20 неравномерное н нередко наблюдаются скопления гипса в поропых участках бетона. Об

интенсивности кристаллизации в этих участках свидетельствуют крупные кристаллы гипса длиной до 1 мм. Подобные

формы обычно содержат включения мелких зерен заполнителя и цементирующего материала, которые были захвачены в

процессе роста и развития кристаллов.
Местами игольчатые формы как бы внедрены п цементную

часть бетона. Наблюдаются также призматические кристаллы

с гладкой поверхностью. Отмечены удлиненные кристаллы

шпеа. состоящие из блоков, свидетельствующие о прерывистости притока питающих продуктов. Часто встречается гипс

параллельно-волокнистого строения (рис. I). Интересно отметить наличие в пределах одного микроучастка морфологически различных типов гипса, а именно: ориентированные параллельно и спутанно-волокнистые, а также лучистые и раш-

ально-лучпетые кристаллы. Кстати, лучистые кристаллы гипса

характеризуются общей направленностью клиньев к центру

пор.
При воздействии 2%-ного раствора MgSO* в составе цементного камня, помимо гипса, впервые обнаружены кристаллы арагонита. Он встречается в виде игольчатых, лучистых (рис. 2), спутанно-волокнистых, сноповидных, радналь-

ио-лучистых форм в поровых участках бетона, где большей

частью кристаллы гипса отсутствуют. Однако местами наблюдается ассоциация гипса и арагонита в пределах одной поры.

Каждый из этих составляющих располагается отдельными колониями.
Следует отметить, что арагонит был обнаружен и при воздействии па цементный камень морской воды [4]. При этом

установлено, что из числа компонентов морской воды только

сернокислый магний создает условия для образования арагонита.
Арагонит, ныкрнсталлнзопанный к цементном камне, под

воздействием 2%-ного раствора MgSO* по микроструктурным

особенностям отличается от арагонита, образовавшегося в

морской воде. Так, например, арагопнтоные кристаллы в порти -м случае имеют относительно малые размеры и наряду с

обычными формами встречаются в виде спутанно-волокнистых разновидностей.
t
Ввиду неравномерной! развитии вышеуказанных минералов па отдельных участках затвердевшего бетона образуются

скопления, которые создают очаги кристаллизационного напряжения. Как показали микроскопические наблюдения, трещины причудливых форм и различной протяженности тенлп-

ческн связаны именно с этими очагами. Большей частью трещины пустые н только на стенках некоторых из них отмечаются незначительные отложения кристаллических новообразований.
Особенно интересные данные получень) при изучении бетонов, подвергшихся воздействию 5%-ного раствора. Образцы

характеризуются неплотной цементацией заполнителя продуктами гидратации, наличием многочисленных пор различных

форм il размеров. Часто отмечаются открытые поры, достигающие размера 150 мк. Основная часть продуктов гидратации

представлена гелеобразной массой с неопределенной структурой. Наряду с порами, па контакте заполнителя, с продуктом

гидратации отмечены открытые полосы шириной 5—10 мк.

Заметное количество мнкротрещии рассекает образцы на отдельные блоки, нарушая целостность структуры.
Гипс и гндросульфоалюмннат кальция содержатся в незначительном количестве. В количественном отношении по характеру распределения и морфологии эти кристаллы не могут

вызвать разрушение бетона.
В отличие от указанных минералов большое развитие в

образцах имеют кристаллы кальцита. На отдельных участках

почти весь цементирующий материал калыштнзирован. При

этом, в зависимости от места образования п размеров исходных продуктов, кальцит имеет различное микростроенпе. Так,

например, на участках цементирующего материала образовались пелнтоморфные разности кальцита, а в порах, трещинах

и зазорах кальцит представлен хорошо оформленными кристаллами значительных размеров. Некоторые мелкие поры

диаметром до 6С мк и мнкротрещнпы почти полностью заполнены кальцитом.
Как видно пз изложенного, в образцах, хранившихся в

среде сернокислого натрия, разрушение бетона не всегда обусловлено кристаллизацией гипса или ги просульфоалючинлта

кальция. В то же время большое количество калышта (до

12%) в растворных образцах подтверждает частичное разложение гндросиликатов кальция, способствующее образованию

калышта.
В ы в о д ы
Прн воздействии па бегои 2%-иого раствора MgSO* образуются гипс и арагонит, скопления которых в отдельных участках создают кристаллизационные напряжения, приводящие

к разрушению бегопа.
В условиях агрессин 5%-ного раствора КагЯО^ происходит разложение .заметной части гитроспликатов кальция с

последующей кристаллизацией кальцита.
ЛИТГР\ГУР\
1 Г» у д п н к о н П П. Химия и технология строительны* млтерна-

лои и керамики. М , 19<м.
2.
3.
и«дат. 1951.
1 Ф и т л л и е н С. Л., И м j ков Л. М Кристаллизация трагонита

и цементном камне при поздеГкчвнн морской воды. >КП\, .\*з 9. I9GN
Встои и железобетон, 19С9, Кв 4
6$/Г
27
--------------- page: 46 -----------
УДК №0.179
Методика определения агрессивности жидких кислых сред

по отношению к бетону
(в порядке обсуждения)
Д-р техн. наук Л. Ф. ПОЛЛК, канд. техн. наук Г. И. ГИЛ ЬФМЛН, ннж. А. Л. ОРАТОВСКАЯ
В лампой работе делается попытка теоретически обосновать методику определения агрессивности среды н долговечности бетона в кислой жидкой среде
Целесообразно сначала рассмотреть схематическое изображение элементарных процессов [1]. Вырезаем для этого нз полупространств;! бетона нормально к ннемшеи поверхности

стержень поперечником 1 см- н принимаем, что процесс коррозии протекает только вдоль оси стержня (л), т. с. то чько нормально к iineiiuieii поверхности (рнс. 1).
Принимаем, что исходная твердая фаза состоит нз двух-

компонента»: нерастворимого и растворимого в данной среде,

причем полное ею растворение не нрпподнт к полной потере

прочности пористого материала. На некотором расстоянии от

пненшей поверхности {.\<L) процесс коррозии уже завершен,

ио пористое тело, обладая незначительной прочностью, сохраняет свои внешние габариты и служит буфером, влияющим

определенным образом на скорость процесса.
В области i<jv(I + i.) протекает процесс растворения,

пористость материала постепенно увеличивается от значения
до /7i, активная поверхность уменьшается от первичного

значения So до нуля. В области x>(L+l) материал процессом коррозии не охвачен.
Рассмотрим сначала коррозию в воде малой жесткости.

Очевидно растворение компонента происходит во второй области с одновременной диффузней ноноп в сторону первой

области. Но для поступления во внешнюю среду, эти ноны

должны диффундировать через первую область. Скорость

суммарного процесса может определяться как скоростью растворения, так и скоростью днфф\зин.
Если же внешняя среда агрессивна, то навстречу потоку

ионов или молекул растворенного компонента движется поток ионов или молекул агрессивного вещества. По-видимому,

вблизи внешней поверхности (0<x<*i) образуется первая

область, где происходит только диффузия ионов агрессивного

вещества
На некотором расстоянии от внешней поверхности (xi) агрессивные ноны встречают ноны растворенного вещества п

начинается вторая область. Конец этой области (х2) обуславливается полным исчерпанием агрессивных ионов, которые

нейтрализовали ионы исходного вещества. Одновременно с

процессами диффузии здесь происходит и нейтрализация.
В третьей области (x2<x<L) наблюдается только диффузия исходного вещества, а в четвертой — дополнительно н

процесс растворения.
Таким образом скорость суммарною процесса может определяться не только скоростью растворения и диффузии исходного вещества, но также скоростью диффузии ионов агрессивного вещества, скоростью химической реакции и факторами, выражающими влияние новообразования па вышеупомянутые процессы.
Прн определенной концентрации агрессивного раствора н

малом значении глубины повреждения (L) возможно, что агрессивное вещество поступает непосредственно в область растворения. Число факторов, определяющих скорость суммарного процесса, достаточно большое, поэтому трудно заключить, какой нз них контролирует скорость коррозии. Процесс

коррозии еще более усложняемся, если диффузионный перепое вещества заменяется конвективно-диффузионным процессом, например, через степы резервуара или плотины и приобретает особо сложным характер при наличии ряда тормозящих нлн ускоряющих факторов.
Следоиателыю, экспериментальному изучению коррозии

должны предшествовать теоретические исследования, нозно-

ляющне не только качественно, но н количественно оиепнть

•’начимость отдельных факюрон.
Вопросы влияния конпоктнвнон диффузии на скорость растворения твердых фаз н химические процессы изучены подробно Франи-Каменецкнм {2], Левич [3]. По аналогии с гнч-
28
<SS/f
равлнкон рассмотрим процесс коррозии в некотором идеализированном материале с заранее обусловленными свонст.члмп

и назовем его эффективным пористым материалом.
Принимаем, что свойства такого материала не зависят от

координат рассматриваемого объема; поры его полностью наполнены растворителем; твердая фаза состоит из двух комно-

нептои — растворимого и нерастворимого в данной среде.
Допускается, что но ходу коррозии пористость увеличивается от //0 до /71, активная поверхность уменьшается от SB до

пуля, а конвективная диффузия между двумя точками пространства протекает по прямой. Кроме того, предполагается,

что в изучаемой области температура постоянна н прн диффузии ионных пар встречные потоки на скорость диффузии

влияния не окажут. Значит, получаемые результаты не могут

претендовать па абсолютную строгость но отношению к бетону и представляют собой строгие решения только по отношению к эффективному материалу, несмотря на то что аналогичные допущения мы встречаем в теории упругости, физикохимической гидродинамики п других областях.
Переход от эффективного материала к реальным бетонам

осуществляется с помощью теории подобия Рассматривая совокупность процессов: диффузии; конвекции исходного н агрессивного веществ; нейтрализации и растворения п эффективном пороном .материале, разделив пространство на две обп-

сти, получаем дифференциальные уравнения этих процессов н

квазнстацнонарном режиме в сле-пющем виде.
дх
П\ + П0 д
2
ас'1»

D-~tr~uc^)
аср
D, —— - £/С'2>

dx
— ;J. 1/0= 0; (2)

— 1/(2) + F —
1
П1 П о д
2 ~сьГ
D,
= 0;
*3”
~t-“Р
(3)
_ к(2) = 0, (4)
где D|, Z)2 — коэффициенты тнффузии исходного н агрсссич-

н.ого веществ; Сь С2 — концентрации этих веществ. V — скорость химической реакции, U — скорость конвективного потока, ;j-—стехиометрический коэффициент химической реакции,

F—скорость растворения.
К этим уравнениям следует добавить уравнение ба laiKa

массы:
qdt — т„ dL -- (П, ■— /7о) dl.,
(5)
где q — количество растворенного вещества, поступающего в

единицу объема порового пространства.
,no7i~ |>ус растворимого компонента в единице объема мз-

тернала и удельный вес его.
1-С-лн буферный участок сохраняется, как это наблюдается при коррозии бетона г: кислой среде, го скорость процесс \

контролирует си скоростью диффузии и фильтраций:
D,t
1 -

^loo
~2тГ
UL
3D,
[)•> Со,
Jh±Jk м ,
Пг-Г!,, \ + :J-£».CIa, / ■
(6)
IjCtoii и железобетон. I9C9. .Nv 4
--------------- page: 47 -----------
Рис. I. Схема массонсрсдачи

/ — схсмя эффскттяюго пористого материал;!: // — мпссоперсдлча и иоде м;ыои

жесткости; /// к IV--M;iccoiicpc;i;«4;i н

агрсссннимч кислых сро.члх
Если поврежденные слон разрушаются полностью, то скорость процесса определяется как функция коэффициентов

скорости растворения н диффузии, но скорость конискцнп на

суммарную скорость влияния не окажет
1 Пх + По
t \ D.KoSc l''l2-7l П* По
X
V
1 +
£>2 Coo
;*£>! с1о
на суммарный процесс не окажет влияния пн диффузия,

скорость растворения и она определяется формулой
L
Ut
П\ + По
(8)
К = Д К (A W + Г) (А С + Со.,),
|де А К—условный коэффициент диффузионною процесса;

AU7 — условная добавочная пористость;
АС—сравнительная растворимое!ь исходною вешеепм,
где
д К ==
7» (I + И7») v у 7, р '
A W 2 7.
II7,,;
А С-
г Dl
: *“ “5Г ij"
(3)
Парамерты АД', All7, АС определяли экспериментально

л л и разных кислот. Результаты показаны и таблице
Кислота
л/МО 5

[А]
(')
НС1
3,44
—0,010
0.29
1.00
HNO-,
2.9С
—0,032
8.32
1,30
TJ
Ш!
H-,S04
0,2
—0,076
9
0,21
СНХ1СООН
0,3
4-0,081
14
0,00
Правая часть уравнении (6), (7), (8) выражает свойства

материала. С1ю ~h—растворимость н удельный вес, /70,

П\ — пористость, Сго — концентрация агрессивного рас тора,

D\, D2 — коэффициенты диффузии, причем сочетание этих величин безразмерно.
Левая часть представляет тоже безразмерные сочетания,

по уже переменных величии L и t.
Экспериментально проверена только одна из этих формул,

имеющая практическое значение, а именно коррозия бегопа

в жидкой среде при отсутствии фильтрации. Из (6) потучнм
U-=ik,
где /г — коэффициент агрессивности среды;

t — время.
Выражая пористость через подоцемептпое отношение !Г,

подонотребность цемента — W0, долю цементного камня, растворяющуюся в данной среде — г, 7„— удельный нес поды,

р—коэффициент моделирования, получаем:
Структура формулы (10) подтвердилась экспериментально

полностью, так что получив значения К для любых ft7, С2о и

температуры, находим ожидаемую глубину повреждения из

\равнения:
^ож — V fKlpa
расч :
(14)
где/— коэффициент достоверности, который следует принимать больше единицы. Анализы экспериментальных работ показали, что /=1,5.
Определяя ожидаемую глубину повреждения за стандартное время [/] = 1 год, при стандартном водоцементном отношении [117] = 0,5, стандартной концентрации [С2о] = 0,1Л и стандартной температуры, получим теоретически обоснованные

значения агрессивноегп [Л] данной среды к данному бетону.
[А\ = 1 [А К] (A W + [U7]) (А С + [С2„)] [t\
(15)
(10)
(П)
(12)
Числовое значение [Л] показано также в таблице.
Таким образом, работа по определению долговечности сво-

штся к определению значения коэффициентов К или А К,

AC, Alt7, из которых каждый имеет сиое конкретное фичнко-

чп.мнчеекое содержание, причем длительность эксперимента пе

превышает 2—."5 дни.
Аппаратура для определении искомых параметров состоит

in емкости, через котрую проходит агрессивная жидкоечь с

небольшой скоростью—5 .i/ciir. 15 жидкость опускается поучаемый образеч, который обмывается агрессивным раствором

постоянной концентрации при постоянной температуре (рис. 2).
Частично агрессивные попы диффундируют в глубь бетона

и в результате химических процессов в норах '.амеи,нигся

ионными нарами продуктов нейфалпзацпп.
Г»1*тон и жолс'эооегоп, 19G9, № 4
6V?
29
46
--------------- page: 48 -----------
Измеряя Концентрацию поступающего н щл гекпющего рас-

Ti-.op.i, получаем исходные данные д.ш онерлтпииого определения глубины повреждении бетона без улзрушепнн обр.тзца.
Когда устаноика иыходнт на режим ^-y-=conslj эксперимент
дпкапчпвастся. Для увеличении надежноегн результатов эксперимента намерения концентрации производят и течение

120 4-240 ч.
После этого образец извлекают п замеряют г.чубнпу повреждении L.
Получнн значение параметра К для разных подоцементных

отношений IV7 11 разных концентрации С«о вычисляем или графически НЛП расчетным путем среднее значение искомых параметров AU’/, ДС, Д/С
Кроме того, желательно определит, чтергщо актннатШ

.’.пффузнн данного агресстчюго вещества /:. Получнн нее эш

данные, нодсчитыиаем по формулам нлн диаграммам значения /С лА< любых Ч'Л Ст 11 /, что позволяет определип, глубину поражения па любой срок.
лтти’дтурл
1.
строительных материалом и агрессивных жидких средах. Сборник

труден |j;nnIIIIIIcTpoil, ныл. 8. СтроЙнздат. I‘Ai8.
2.
химической кинетике. Изд. «Паука». 1‘Н17.
3.
19Й).
Влияние условий твердения бетона после пропаривания

на морозостойкость
Канд. техн. паук Ф. М. ИВАНОВ, инженеры В. С. ГЛАДКОВ, Б. И. ПОЛЯКОВ, Г. И. ЧЕРНОЛЮРДИК
Действующие рекомендации и требования по условиям последующего твердения пропаренного бетона пе имеют достаточного экспериментального и теоретического обоснования.

Например, увеличение срока вндержнвания бетонных массивов после изготовления до СО сут. пе может быть признано

достаточно обоснованным, так как этот срок превышает возраст, в котором по ГОСТ 4795—59 должна быть обеспечена

марка бетона но морозостойкости.
Бетонные п железобетонные конструкции для морских гидротехнических сооружений в подавляющем большинстве, а для

районов с суровыми климатическими условиями в обязательном порядке изготовляются из бетонов с воздухововлекакицн-

мп или газообразующнми добавками. Высокая эффективность таких бетонов способствует расширению применения их

в районах с менее суровыми климатическими условиями. Сроки н условия тпердення после тепловлажностной обработки

таких бетонон юл ж нм быть обоснованы специальными исследованиями.
Во Всесоюзном паучно-нселедовательском институте транспортного строительства (ЦНИИС) изучается влияние условии

последующего тпердення пропаренного бетона на его морозостойкость. Для пзготоилення образцов нг пользованы портландцемент Белгородского завода марки 500, сульфатостойкип

портландцемент Амвросневского завода той же марки, чистый

кварцевый песок н гранитный щебень фракции 5—10 мм.

Образцы размером 4X4X16 си изготовлены четырех составов. При изготовлении образцов определяли объемный вес и

ноздухосодержанне в уплотненной бетонной смеси После !-

часовой предварительной выдержки следовало пронарпвлше

при максимальной температуре 70СС по режимам: 5-rN-t-.1) ч

(состав 1) и 5 + 6+5 ч (составы 2, 3, 4). Составы бетона типичны для железобетонных конструкций, используемых в морском гидротехническом строительстве. Данные о составах бетона нрнведены в табл. 1. Понижение В/Ц в результате пластификации добавками и некоторого увеличения расхода цемента (6,5%) позволило получить повышенную прочность бетона с добавками.
После пропаривания образцы хранили в различных темне-

рату'рно-влажностных условиях (табл. 2). Относительная влажность воздуха в камере нормально-влажного хранения составляла 95%; при храненни в лаборатории — 60%. а при

хранении в подвале (8+15сС)—85V В заданных условиях

образцы выдерживали разные сроки. Прочность определяли после погружения образцов в морскую воту соленостью 34 с

па 3 сут. По 3 образца, насыщенных морской воюй, испытывали на морозостойкость по режиму ГОСТ 4800—59.
Как видно из табл. 2. прочность пропаренного бетоиа, находившегося до 60 сут. в камере нормально-влажного хранения, в среднем возрастала на 30—41%. Воздушное хранение

уменьшает рост прочности, а в поздние сроки даже приводит

к некоторому синжеишо ее. Слабый рост прочности в этом

случае объясняется значительной потерей бетоном втагм

(рпс. I), что ухудшает условия гидратации цемента и, кроме
|>ис. I. Изменение влажности пропаренниго Сетона (со-

стан /) при последующем твердении п различных уело-

киях
/ илажнам камера при 20-; 22 С; 2— 7 нлн I I суг. во

плажнои камере. затем на во*дух«* нри 20 22ЬС: 3 —

ил iwvivxe npif 2tf: 22°С: 4 - и постоянно
ьах при 8 15°С; 5 — на uouyxc при fc4-!5°C
ёЗ/Г
Мр3

1Z0
100

во

60

W
го
0 7 74 21 ге 35 К
1*нс. и. МороiDCioMhot II. бс-тона (состав /) н зависимости 01 условий твердения беюна после нронарнианин

(обомачении см. рис. 1. 6 — петой норма плюю и*ер-

дсния ненронареннмй)
*-
Бетон И железобетон, I9G9, К* 4
--------------- page: 49 -----------
Того, OltOCoflCTRVCT ItOIlIlIIKIIOIlClllllO уОЛДочНыХ мнкротрещнн,

снижающих прочность бетона. Прочность пропаренного бетон»

надежно растет только н условиях достаточного увлажненнм

и положительных температур.
Условия и длительность хранения отразились иа морозостойкости бетонон без воздуховоилекающей добавки. Па

рнс. 2 представлены результаты испытаний бетона без добавки па портландцементе Белгородского завода- Бетон,

твердевший в ноздуншых и смешанны.': ус л они их, показал низкую морозостойкость, хотя и возрастающую с увеличением

длительности твердення в 2—3 раза. Напротив, бетон, твердевший во влажных условиях, показал значительный рост морозостойкости с возрастом (и 7—10 раз). Особенно быстро

растет морозостойкость бетона, твердевшего в регулярно

увлажняемых опилках. Влажное тнерденне после пропаривания является, таким образом, необходимым условием достижения проектной морозостойкости бетона. Морозостойкость

бетона, твердевшего после пронарниання в пормлльпо-нлаж-

пых условиях 2S сут., выше морозостойкости такого же бетона, не подвергавшегося пропариванию.
Условия влажной камеры не гарантируют от потери бетоном влаги. При твердении и нормально-влажных условиях

ii относительной влажности воздуха 95%, влажность бетона

понизилась за 2S сут. с 2,5 до 1,8%. Бетон, твердевший в регулярно увлажняемых оин.пках, сохраняет влагу в течение

длительного периода. Пропаренный бетон в опилках набирал

прочность более интенсивно, несмотря на несколько пониженную температуру (8—15СС) н меньшую степень гидратации,

чем при твердении в нормально-влажных условиях. По-

инднмому, создаются наиболее благоприятные условия для

ликвидации мнкротрещип, возникающих в бетоне при прола-

рпваинн. Они влияют также на морозостойкость пропаренного бетона. Бетон без добавок, твердевший во влажных оннл-
Рнс. 3. Зависимость морозостойкости бетона (сосгаи /) or количества химически еннэанной поди («шмилчении см. рис. 1 н 2).

Цифры II кружках покаэынают продолжительность твердения после нроиарииании к данных услонннх и сутках
t
ках, через 15 сут. обладает такой же морозостойкостью, как

и бетон, твердевший при нормально-влажных условиях 28 сут.

Морозостойкость бетона без добавок, изготовленного на сульфатостойком портландцементе, несколько выше, чем морозостойкость бетона па портландцементе Белгородского завода,

но зависимость се от условии и длительности хранения аналогична.
Таблица 1
Лс составов
Внд цемента
Расход

цемента

в кг/м*
В/Ц
Дозировка добавок

в % от веса цемента
Параметры бетонном смссн
Прочность при сжатии в 28 сут. в кг/см1
ССБ
СНВ
жесткость

в сек
объемный

вес

в кг/мл
ноздухо-

содержа-

| жание

в %
пропаривание

и твер

денне-

во влажных ус-

лрвнях
твердение во

влажных

условиях
I
Белгородского завода марки 500
367
0.43
_
_
30
2,35
1.4
562
462
2
390
0,38
0.1
0.03
30
2.28
5,1
582
428
3
СульфатосгойкиП Амвросневского
3G7
0.43
_
30
2,34
2,0
468
435
4
завода марки 500
390
0.38
0.1
0,03
30
2,26
6.9
4S0
440
Таблица 2
Цементы
Условия твердения бетона после пропаривания
Прочность бетона прн сжатии в насыщенном водой состоянии в кг/смг
Без добавок
С добавком (CCG-j-CHB)
температура
влажность
0 сут.
7 сут.
*4 сут.
28 сут.
60 сут.
0 сут.
/ сут.
14 сут.
28 сут.
00 сут.
Белюродского завода
Нор м а л ыю - в л а ж 1 юс
470
505
562
577
иа
516
582
586
7 сут. нормальио-влажное.
затем воздушное
470
522*
525**
510
4 Ii3
481*
484**
463
18-^22'С
14 сут. нормально-влажное.
затем воздушное
470
505
540
520
403
516
520
484
воздушное
437
4С5
485
500
■185
100
422
440
469
444
8is^c
но влажных опилках


557
600
—.

563
634
иоздушиое


402
457


447
505
Сул ьфатостой к и и Л миро-
Нормально-влажное
400
430
468
538
422
456
180
510
сиенского эамода
7 сут. нормальпо-илажное.
is-:-22 с
затем поздушное
335
400
440*
460**
150
J6U
■122
■I5^i*
142**
368
It сут. иормалыю-илажное,
затем воздушное
400
430
458
180
422
456
160
4.J8
воздушное
375
387
388
410
400
432
-138
350
11 ]> и м е ч а н не. * — н но^растс 21 сут.
— и во.флстс 35 сут.
licToli и железобетон, 1969, № 4
4S/9
31
--------------- page: 50 -----------
Выдерживание бстоноп без поздухоиоилекающнх Добавок

после нропарппаиня имеет гораздо большее значение для по-

lii.iшеи 1 i;i морозостойкости, чем прочности. Тик, увеличении

прочности нрн последующем храпений и 1,2 ряда сопровождается возрастанием морозостойкости u -1—8 рад и зависимости от условий хранения. Характерно, что увеличение морозостойкости при длительном твердении занпент не только от

стененн гидратации цемента, но в большей мере от условий,

, в которых идет процесс твердения (рпс. 3).
Пснытаппе бетонов с воздухоиоилекающпмн добавками

пока не выявило какою-либо плияппп услоипн н длительности тперденпи после иропарнплппя на нх морозостойкость.

Как сразу после нронарниаиня, так н при последующем тнер-

Лсинн в различных условиях, бетоны с поздухононлекаюшпми

добаиками (СНВ + ССБ) выдержали 300 циклов при оттаивании в морской поде без снижения динамического модуля упругости. Испытание и.\ продолжается.
Вы DO д ы
Режим твердения после пропарнпапня влияет па рост прочности бетонов, особенно не содержащих воздуховоилекающих

добавок.
При твердении пропаренного бетона па воздухе, в том число и услоипях влажной камеры (H" = 9.ri%). бетоп теряет плату, что не позволяет полупиь оптимальную структуру материала^
При твердении бетона, но содержащего иоздухоионлекам-

щнх добавок. после нроилрниаппя па воздухе в течение

28 сут. сто морозостойкость увеличивается в 2—3 раза ио

сранпению с .морозостойкостью материала сразу после пропаривания; твердение в услопнях нлажпоп камеры повышает

морозостойкость и б—S раз и твердение в условиях постоянной и обильной влажности н 10 раз.
Случаи недостаточной морозостойкости железобетонных

конструкций, особенно изготовляемых па полигонах в осеннее время, могут быть объяснены недоааточно влажными условиями тиердеиня конструкций после иронарпнаиия.
lie тон с иоздухононлеклющими добаиками (CHB + CCii)

при ВЩ = 0,38 и жесткостью до 30 сек показал сразу после,

пропаривания морозостойкость и десятки раз более высокую,

чем бетон без воздухоиовлекающнх добаиок. При испытании

после 300 циклон замораживания и оггаиилния не выявлено

признаков его разрушения, независимо от длительности и условии твердения после нроиарниатщ.
Использование термореактивных смол для покрытий

и в качестве несущих химически стойких конструкций
Д-р гехн. наук Н. А. МОЩАНСКИИ
Производство сип готических смол развивается ускоренным

темпом и в 1968 г. составило в СССР 1 млн. 293 тыс. т. Значительная часть этой продукции (порядка 20—30%) будет использована в строительстве и в области лротивокоррозиояной

защиты.
Можно представить себе два пути использования химически стойких термореактнвных смол в противокоррозийной

технике: 1) лакокрасочную защиту по металлу и железобетону * и 2) химически стойкие конструкции.
В лаборатории пластбетонов НИИЖБ за последние годы

проведены обширные исследования диффузионной проницаемости реактопластов, из которых следует, что покрытия толщиной до 1 .ил обычно проницаемы уже в течение 6—12 месяцев.
Реактоиласты в качестве связующего для различных более

наполненных композиции — мастик, замазок, растворов и бе-

тоноп применяются в виде:
облицовочных мастик, наносимых слоем от 1 до 5 мм, который нрн необходимости может быть армирован (составы мастик— смола : наполнитель — от 1:05 до 1:1);
кладочных и подслоечных замазок на молотом наполнителе, наносимых слоем от 5 до 10 мм (составов замазок от 1 : 2

до I : 6); •
растворов с введением в состав песка, используемых для

нанесения полон или изготовления изделий толщиной от 10

до 50 мм (составы — смола : молотый камень : песок — от

1:1:1 до 1:3:6);
бетонов с введением шебня, используемых для получения

армированных и неармнрованных плит, блоков, емкостей и

несущих конструкций (башмаки, стойки, балки) толщиной от

5 до 50 см и более (составы — смола : мука : песок : щебень —

от 1 : 1 : 1 : 1 до 1 : 2 :4 :6).
Вопросы диффузионной проницаемости для таких толщин

утрачивают свою остроту. Смягчаются также и явления высокой деформативности (усадка, ползучесть, температурные

изменения).
Путем длительных опытом установлено, что деформатнз-

иоеть изделий пли конструкций существенно снижается прн-

мо пропорционально снижению .юлн смолы в смеси.
* По этому вопросу см. И. В. III и е й д с р о r л, Т. В. Р у 6 е цк .1 и и Д[>. «Нлннные jKiK'/Kp.-ico'iMMY ноьрьмнй мл дол»оиечппсп, Сн?-

ТОННЫХ 1ч1ШС1руК1ШН» II 1М('ТО)ШЦ*М ll*i\1l*pc журпл.м;1
32 м/г
Аналогичное влияние оказывает и армирование конструкций пли их элементов асбестом, стеклосеткой. стеклотканями,

стеклопластиковоп или стальной арматурой {А. В. Белов). При

этом своеобразно решается вопрос о взаимодействии синтетических связующих с наполнителем или армирующим материалом (Г. М. Берман). Особенную специфику такое взаимодействие получает если используются смолы .кислого отверждения (фенольные и фурановые). В этих случаях кислотное составляющее отвердптелей может способствовать возникновению коррозии' стальной арматуры и частичному разрушению

стекла. Однако высокая плотность составов и практическое

отсутствие кислорода около арматуры, видимо, определяют

практическую ее стабилизацию.
Существенные результаты при использовании сильно усадочных, но относительно недорогих смол получены за последний год. Оказалось, что усадку можно регулировать и

снижать не только путем увеличения стененн наполнения смол,

по также и в зависимости от вида наполнителя. Устанотея.),

чю усадка может развиваться далеко не равномерно в разных направлениях. Обычно деформация усадки идет по дн-

11IIи наименьшего сопротивления, в частности по толщине. Задержанная здесь, например, введением тиксотропиых добавок,

она развивается по длине, выражаясь рядом частых и широких

трещин (И. Е. Путляев). В связи с этим наметились пути получения малоусадочных покрытии, в частности иолов промышленных здании.
Большое значение имеют температурные деформации покрытий и конструкций, особенно многослойных. Известно, что

коэффициенты температурного расширения для керамики

(4—5-10-*), бетона (ТО—12 ■ Ю-6) и иолимсрсоставов (20—

—60 ■ !0"°) сильно разнятся. При изготовлении слоистых конструкции и наличии тепловых ударов неизбежно расслое ше;

понимание этого положения позволило избежать многих ошибок при использовании синтетических компаундов.
Новые данные получены и при тпучешш деформации ползучести пластбетоион па фураиовых смолах. Исследоватымч,

проведенными в Воронежском пнжеперно-сфонтелыюм нппч-

г\те (ВПСП) под руководством проф. Л. М. Иванова, и ;i

ПИП/КЬ (Т. Тамшшнлн), юка-.ано, что ползучееп, плас;бе-

Toiioii зависит от вида смол (ФА или ФД.Ч). от соечана бекжа

и ннлл загрхження (мены.ю при ежа г пн и больше нрн растяжении и ниибе). Выявлено i.iepa.miaioiuee влияние армакры
Цстон и жс-лслооети, I9G9, .V- 4
--------------- page: 51 -----------
на ползучесть. Установлено, что ползучесть н.ластбстона, особенно при сжатии, имеет затухающий характер, .ч при определенной'сгонени загруження (около нолоиппы от кратковременной прочности) ползучесть со временем (2—G мес.) полностью прекращаете». В Ш1С11 с успехом испытаны и армн-

ронанпые сталью нлмты .ЧХб -и.
Однако при исследованиях н ПППЖБе на специальной

установке, позволяющей проводить комбпнпропанные воздеп-

стнпя на образец (воздух разной влажности, жидкость при

разной температуре), снова выявлено, что ползучесть пласт-

бетопов при понижении температуры и плажносгп сильно ноз-

растаст.
Проведены спецпальпыс исследования по определению эк-

аотермнн пластсостанон. Показано, что экзотермпи нарастает более ннтспешшо, чем п составах па нортлапдцементах, по

общее количество выделяемого тепла меньше. Наибольшая

температура даже в относительно масепипых отлниках обычно ис преиышает С0° (В. В. Патуроеп), но п такая температура способствует быстрому нарастанию прочности. По данным ПНПМПодземшахтостроя. это позволяет бетонировать

даже нрп морозе, хоти и малых объемах пластсостан пе отверждается.
Проводятся также испытания но определению гшутремних

панряж-.-пий в нолпмеррас!порах от возникающих в самой

структуре смещении п воздействий (не силовых) ппошпен

среды." Определено, что пнутреинпс напряжения возрастают

вместе со степенью паполиеппя и в зависимости от нротипо-

дспстппя. которое может иметь место н системе покрытия пли

и конструкции. Имеет место п релаксация ипутреннннх напряжений вследствие податливой структуры нластсостана.
В настоящее время (1'Ю.Ч—1‘Ш гг.) проводится большая

комплексная работа п содружестве с двумя лабораториями

Н11ПЖБ (А. II. Васильев и А. Ф. Мнлопанов), с ВИСИ

(А. М. Иванов), ферганской лабораторией Н1111ПМ и Гппро-

цнетметом но писдрепию плас гбетоиа и строительство.
Проектируются, пронерлюгея и лаборатории н нл ирона-

иодствс (с 1060 г.) конструкции опорных башмаком, колонн,

прогонов, балок, технологических панн н .хпмнчеекп стойких

полой из пластбетопа па ФА, ФЛМ для вновь строящегося

медеэлектролитиого завода н Джезказгане. Эти конструкции

предназначены дли цокольного этажа под электролитными

наппамп, где возможны час гыо про чины концентрпроиапныч

подогретых кисло!.
УДК 620.197.6
О влиянии полимерных покрытий на трещиностойкость

железобетонных элементов
Канд. техн. наук В. И. C0J10MAT0B, ниж. Я. И. ШВИДКО
Полнмерные покрытия с успехом применяются для защиты

железобетонных конструкций н сооружений от физико-химической агрессин окружающей среды, а также с целью гидроизоляции, предотвращения преждевременного высыхания бетона, повышения эстетических характеристик. Однако этим не

исчерпывается роль полимерных покрытий. Как показали исследования, они способны повысить предельные характеристики растяжимости и сопротивления разрыву бетона под покрытием, т. с. повысить трещиностойкость железобетонных

элементов.
Работами, проведенными ранее, отмечено положительное

влияние покрытия на показатели растянутого бетона при испытании бетонных труб. Трубы с полимерным покрытием

внутренней поверхности, заполненные водой и герметизированные, выдерживают гидростатическое давление в 1,2—1,4 раза

большее, чем грубы без полимерных покрытий. Впоследствии

этот эффект был неоднократно подтвержден при испытании

железобетонных труб.
В МИИТе проведены испытания на изгиб железобетонных

балок с полимерным покрытием по растянутой грани. Некоторые результаты этих испытании приведены ниже.
Опытные образцы — балки сечением 20x10 см и длиной

120 см армировали так, чтобы обеспечить разрушение под

действием изгибающей нагрузки по нормальным сечениям.

Арматурные каркасы изготовлены из горячекатаной стали

класса А-1 (диаметр рабочих стержней 8 мм, процент армирования — 0,56). Предел текучести продольных арматурных

стержней составил 2140 кг/см2, предел прочности—3520 кг/см2.
Бетонная смесь готовилась с В/Ц = 0,48 на портландцементе М-400, гранитном щебне крупностью до 20 мм и речном

песке в соотношении 1 : 1,45:2.62. Прочность бетонных кубов

со стороной 10 см к моменту испытания состапила в среднем

2Г.() кг/см2.
Валки после изготовления п течение 1 мес. выдерживались

но влажной среде, а зятем хранились в нормальных температурно-влажностных условиях (температура воздуха 15—20°С,

относительная влажность — 70—80%). Возраст балок к моменту нанесения покрытий составил 5—0 мес.
Составы и характеристики покрытий указаны в таблице.
Миги Р «■-
Рис. I. График изменения прогибов в середине пролета балок различных серий
Марка образ*

цоо балок
|
Состав покрытия (п пес. ч.)
ST
о
сх
с: х
5 е о
cj Н *— ■»
схУ 2 '<
С £ о.-
Модуль упру! гости и кг/см1
л
t-
к а

« о
^ i

& £
« £

jLgc-
n P.Q
2 Я
2 д
Ef н

d Е.
Н *
БП
Эпоксидная смола ЭД*5-100,

днбутнлфталат—20. полиэтилен полнамин jsfe 10
32»
27800
I. I г,
I—1.5
БПС
Стеклопластик на полиэфирной основе
223
том
1.7%
2
БИР
Эпоксидна» смолл ЭД-б-ЮО,

дибутилфталат—25, песок

польский—500. поличтплеи-

полиамин—10
90
115000
0.078
0
Потоп ч железобетон, 19С9, № А
6S/Y
33
SO
--------------- page: 52 -----------
рис 1> Изменение относительных деформаций арматуры е.} и бетона


на растянутых гранях балок |»ПР-И (/))
Были испытаны три разновидности балок по три серии с

различными показателями модуля упругости, предельной растяжимости и прочности на разрыв материала покрытии. Эпоксидная составляющая покрытий обеспечивала прочное сцепле-

пне их с бетонной поверхностью. Для сравнения испытаны

также балки без полимерных покрытий (контрольная серия —

БО).
Испытания балок производились на машине 1
доточенной изгибающей нагрузкой, прикладываемой ступенями, соответствующими по величине около 10% от разрушающей. Прп этом замеряли прогибы в середине пролета, деформации арматуры в растянутой зоне и в отдельных балках —

деформации бетона по высоте сечення с помощью тензодатчн-

ков сопротивления с базой 50 мм. Момент появления трещин

фиксировался ультразвуковым прибором ПИК-7, а для балок

серии БП с помощью 'фотоупругого покрытия, предварительно нанесенного на боковые поверхности в зоне чистого изгн-
Результаты испытании представлены на рисунках 1, 2, 3.
Необходимо отметить прежде всего, что покрытия не изменили и какой-либо мере несущую способность балок. Некоторое исключение составили балки серии БСП с покрытием
нз стеклопластика, наклеенного на поверхность оетона эпоксидным ненаполпенным составом (для этих балок отмечено

небольшое повышение нагрузки, соответствующей наступлению текучести арматуры). Не выявлено влияние покрытии н

на деформатнгшость испытанных балок (рнс. 1). Для балок

с полимерными покрытиями характерны все те стадии работы, которые присущи изгибаемым железобетонным элементам.
Особенностью изгиба балок с покрытиями явилось повышение нагрузки (па 50—G0co), необходимой для образования

первых трещин в бетоне растянутой зоны. Главной причиной

этого явления, очевидно, следует считать резкое (в 2 раза)

повышение предельной растяжимости слоев бетона под полимерным покрытием. В балках с полимерными покрытиями совместная" работа арматуры и бетона в растянутой зоне сечения без образования трещин в бетоне наблюдалась в более

широком интервале загруження.
Исчерпывающего объяснения причин и механизма повышения предельной растяжимости бетона под покрытием пока

не дано. Предположение о влагоаккумулирующем действии

пскрьпнн, снижающем до минимума перепады влажности по

ссчснмю элементов п исключающем предпосылки возннкнове-
34
Рис 3 Относительные деформации бетона по высоте сечения и середине пролета балок Г.О-1 (и) и ППР-Н (fi) (числа

на кривых показывают отношение приложенной нагрузки к нагрузке, соответствующей текучести в арматуре)
43/Г
Ботпп и железобетон, 19G9, Кч
S/
--------------- page: 53 -----------
пня внутренних напряжений, как СЛППСТПС1Ш0М факторе повышении деформа i нпносгп Летним п трещпиостойкостп жсле.т:»-

бстонного элсмсп ci, нельзя призма п. правильным. Это следует ii;i описанных выше экспериментов е балками, которые достаточно длительно выдерживались перед нанесенном покрытий. чтобы равновесный влажностный режим установился но

нее» толще бетпа
I laiificuee вероятной следует признать гипотезу, неданно

сформулированную Вайсаш согласно которой роль эластичных покрытий па поверхности хрупких тел сказывается а из-

мспенпп баланса поверхностной энергии в направлен»!!, обеспечивающем задержку прорастания мпкро трещин н появления

глубоких панранленпых трещин- Результаты поставленных

памп опытов хорошо согласуются с опубликованными материалами Вансеа.
1 \V с i s s W. RILIiM Iiilernalumal Symposium, Paris. I'11 >7.
Вопрос о фп.шчеекпх основах эффекта повышения предел!.-

гон растяжимости бегопа под полимерным покрытием заслуживает са.мос юнн-льпот рассмогреппя.
%
В и в о д ы
Экспериментально покачано, что полимерные покрытия во

растянутой грани изгибаемых железобетонных элементов повышают пх трощиностойкоеть (увеличивают нагрузку, соответствующую появлению трещин, н 1,5 раза н более). Предельная растяжимость бегопа под покрытием увеличивается и
2—3 раза.
Дальнейшие исследования должны быть направлены на

изыскание пригодных п экономичных полимерных покрытий н

разработку методов расчета, учитывающих покрытия па поверхности железобеiониых элементов.
УДК 620.П17.С
Защитные лакокрасочные покрытия для бетонных конструкций
Кандидаты техн. паук В. В. ШНЕЙДЕРОВА, Т. В. РУБЕЦКЛЯ, инженеры Г. П. ПРОКОФЬЕВА, Н. Л. РЯБИНА
(НИИЖБ)
Лакокрасочные покрытия применяются для защиты железобетонных конструкции от воздействия кислых агрессивных

газов при высокой относительной влажности воздуха. В результате взаимодействия этих факторов с составляющими бетона в конструкциях развивается коррозия II и III видов.
Лакокрасочные покрытия практически изолируют бетон от

воздействия агрессивной среды.
Агрессивная среда воздействует на пленку защитного покрытия н, если оно является стойким, нанесено качественно,

за ним осуществляется правильный уход (своевременный ремонт н возобновление), то срок службы конструкции будет

значительно увеличен.
Степень изоляции конструкции от воздействия внешней агрессивной среды определяется системой выбранного защитного покрытия. А необходимость выбираемого защитного покрытия зависит от стойкости бетона.
Одним нз наиболее быстрых и надежных способов оценки

стойкости материала при действии на него различных агрессивных сред является метод определения скорости коррозии

бетона, разработанный в НИИЖБе. По этому методу скорость коррозии цементного камня, раствора или бетона определяется прн постоянной концентрации агрессивных растворов п прн постоянстве величины поверхности раздела фаз (материала и среды) [I]. Снижение концентрации агрессивного

раствора в процессе испытания допускается не более чем на

5-8%.
Скорость коррозии определяется по разности концентрации

агрессивных ионов в пересчете иа СаО, отнесенной к определенному времени и единице поверхности образца или 1 г цемента.
Кислые газы, проникая во влагу в бетоне, образуют растворы кислот различных концентраций, вступающих во взаимодействие с цементным камнем.
Скорость коррозии различных бетонов, определенная указанным методом, прн действии на бетоны растворов НС1 весьма различна (рис. 1). Скоростькоррозин ячеистых бетонов, особенно пенобетона, в первые сутки очень велика, далее резко

снижается и через 15—20 сут. устанавливается характерная

аля каждого вида бегопа величина, уменьшенная по сравне

пню с первоначальной за счет образования на поверхности

цементного камня защитной пленки, состоящей из продуктов

ьзаимодейс1вня цементного камня п агрессивной среды.
Скорость коррозии незащищенных бетонов после уменьшении се до установившихся величин можно сравнить с расчетной допустимой величиной скорости коррозии, не снижающей долговечности конструкций.
Для обеспечения срока службы конструкции из обычного

н плотного легкого бетона в течение 50 лет, прн определении

скорости коррозии бетона но вышеприведенной методике, допустимой скоростью коррозии является 0,04 мг СаО]см сутки.
Как видно из графика (см. рнс. I), скорость коррозии через 20 суток для всех видов бетона равна 2—4 иг СаО'гл5

сутки, т. е. значительно выше допустимой.
В том случае, когда определяется скорость коррозии бетона, необходимо учитывать объемную концентрацию цемента,

т. е. количество цемента в единице объема. Количество цемента нлп поверхность соприкосновения цементного камня с агрессивной средой уменьшаются либо за счет различных заплт-

пптелен, либо за счет пор и капилляров. Очевидно, следует учитывать не только скорость коррозии, но и глубину разрушения

с поверхности соприкосновения с агрессивной средой в равные промежутки времени.
Рис. I. Скорость коррозии для разных пидон

бетона

/ — пенобетон; // — га-

шботон; /// — керлмзп-

тобетон; IV — пемеитио

песчаный растиор (1:3)
Время В суткз.2
Рис. 2. Зависимость диффу-

зиониой проницаемости покрытий на основе ХСЭ-23

от количества слоев

/ — эмаль ХСЭ-23 (I сл );

// — .
Ill—■ IV - .
Питон w железобетон, 1969, К» 4
--------------- page: 54 -----------
MS CaOfcM^, Сутки
Рнс. 3. Влияние на скорость коррозии грунтовочного слои, нанесенного на пенобетон

/ — пенобетон бел занш-

гы: // — пенобетон 4-

грунт
V
IT
ш
и
з/
Рис. 4. Срапннтелиная характеристика иоли-

чип диффузионной нроннцаемостн дли разных иидпи бетона при одинаковой толщине

лащнтжж плсикн на эмали ХСЭ-14

/ — покрытие ХСЭ-23 (5 сл.) на образце цементно-песчаного распюра (1:3); // — покрытие ХСЭ-14 (4 сл. 201) мк) на газобетоне:

/// — покрытие ХС.З-И (4 сл. 200 мк) па корам штобетопе; /V - покрытие Х.'Н’.-11 (I сл.

20(1 мк) на цем.-пееч.шом раотноре (I : 3); V —

покрытие ХЭС-И (I сл 20Л мк) на пенобетоне
Результаты расчета глубины коррозии легких бетонов чо

сравнению с обычным тяжелым бетоном после 28 сут. испытания прниедсны в таблице.
Таблица
Глубина
коррозии
Вид бетона
пес
через
28 суток
испытания
735
0.35
710
0.25
2450
0.03
Глубнна коррозии зависит от плотностн бетона, у ячеистых бетонов она примерно в 10 раз выше, чем у обычного

плотного бетона.
Таким образом, при необходимости использования легких

ячеистых бетонов в агрессивных средах для них следует разрабатывать особенно надежные защитные системы покрытий.

Для этого необходимо обеспечить хорошую адгезию покрытия

путем изыскания специальных грунтов, а также стойкость и

трещиностонкость покрытия выбором стойкого к агрессивной

среде и эластичного состава, разработать способ нанесения

покрытия, определить необходимую его толщнну и т. д.
Наиболее трудоемким является изучение непроницаемости

системы покрытия при воздействии агрессивной среды.
Оптимально разработанная система покрытия, нанесенного

на хорошо подготовленную поверхность с тщательным соблюдением технологии, является практически непроницаемой защитой иа срок службы покрытия в определенных условиях

эксплуатации.
Однако все полимерные покрытия обладают большей или

^ меньшей величиной диффузионной проницаемости, которая со

временем изменяется.
Для изучения диффузионной проницаемости защитных лакокрасочных покрытий нами использовалась методика, pa t-

работанная НИИЖБ [2]. С ее помощью в сравнительно короткие сроки можно получить характеристику кинетики диффузии растворов через пленку испытуемого покрытия, нанесенного на бетон, но изменению электропроводности бетонного образца под покрытием. Кривые нзмепеиня электропроводности бетона под покрытием показывают, имеет ли изучаемое

покрытие сквозные дефекты (неприкрашенные участки), па-

ропроннцаемость и, следовательно, высокую проницаемость,

или оно практически диффузнопно непроницаемо.
Диффузионная проницаемость лакокрасочных покрытий зависит от вида пленкообразующего материала в лакокрасочном

составе, дисперсности л количества пигмента в ием, системы

покрытия и метода его нанесения.
Зависимость диффузионной проницаемости различных по

толщине н числу слоев систем покрытий на основе перхлор-

пнннлопой эмали ХСЭ-23. нанесенных на обычный плотный

бетон, показана на рис. 2. Как видно нз рисунка, практически

диффузионно непроницаемым является пятнелойное покрытие, нанесенное по слою грунта (при общей толщине 150—

200 мк).
На рнс. 3 показано, какое влняине оказывает первый грунтовочный слон системы защитного покрытия на скорость коррозии пенобетона. В первые 15 суток скорость коррозии значительно снижается даже за счет наличия этого подотовн-

тельного слоя покрытия, но-вндимому, в связи с уменьшением

реакционной поверхности. Однако после 25 сут. разница в скоростях коррозии уменьшается. Это, вероятно, объясняется высокой проницаемостью грунтовочного слоя покрытия.
Методом определения диффузионной проницаемости исследовалось изменение защитных свойств системы покрытия иа

основе перхлорвннпловой эмали (ХСЭ-14), нанесенной на бетон разного вида. Данные, приведенные на рис. 4, показывают, что при толщине покрытия в 200 мк пенобетон и газобетон, керамзнтобетон или обычный цементно-песчаный раствор

(1:3) были защищены весьма надежно. Покрытие работает

одинаково хорошо вне зависимости от вида бетона.
Однако при оценке стойкости защищаемой конструкции

должна приниматься во внимание ее долговечность без лакокрасочных покрытий. В случае несвоевременного ремонта и

восстановления покрытия может иметь место непосредственный контакт материала с агрессивной средой, что обязательно приводит к рачнитню процессов коррозии.
ЛИТЕРАТУРА
1.
тод определения скорости коррозии Сетона при воздействии на нею

кислот. Картотека законченных иа\'чло-нгслеДователы.ки\ работ

1978 г., август. ИНИИС.-^
2.
Метод определения диффузионном проницаемости лакокрасочных покрытий на бетоне. «Лакокрасочные материалы н пч лрименешн*»,

I9G6 г., X» 5.
Бетон и железобетон, I9C9, № 4
--------------- page: 55 -----------
УДК fiL’o.iM.L’rm.s
Коррозия арматуры в безавтоклавных легких бетонах
Канд. техн. наук С. Ф. ЬУГРИМ, инж. Г. И. СЛНИОКУРОВ
Согласно СПнП II-B.1-62 и. 12.61 бего
ли конструктивно армируются сетками у обеих гранен (наружной п ’внутренней) н каркасами по контуру панели н про

емов. Кроме того, в массив панели замоноличиваются анкеры

закладных детален п монтажные петли.
Поскольку услопня сохранности арматуры п различных

частях напели не одинаковы, было изучено влшшпе эксплуатационных факторов па развитие коррозии арматуры и изделиях

из легких бетонов. Развитие коррозии изучалось путем натурных наблюдении в зданиях и лабораторных исследовании с замерами электрометрическим методом.
Из бетонов готовились образцы-блоки размером 25X25X12

и 4X4X16 с.ч с замоиолнченнымн в них стержнями из арматурной стали класса А-I диаметром 1,3 мм с припаянными на

концах медными контактами.
Торцы образцов после пропаривания защищались канифольно-парафиновой обмазкой (составы исследовавшихся бетонов

см. в таблице).
Составляющие бетоиоп
Гаэозолобстон

Y—950 кг/м3
Газозолобетон

Y=950 кг/м3
Керамзито-

газобетои

у—1000 кг/м3
Портландцемент
300
300
300
Зола ТЭС
600
000
320
Известь
30
30

Гипс
10
10

Керамзит


350
Хлористый кальций . . .
7.5
3.0
Алюминиевая пудра . . 0.2
0.2
о.з
Приготовленные таким образом образцы подвергались тер-

мостатнрованию прн 20±1°С, а затем замерялось электрическое сопротивление омоноличенного стержня микроомметром

М-246. После исходных замеров образцы устанавливались для

хранения в заданных условиях н по истечении определенного

срока вновь проверялись.
Расчет глубины коррозии промзподился нз допущения но

нерхпостпого характера разпптпя коррозии но формуле
- |/яГ
О = Г — Г у -J— мм,
г д- /—начальный радиус стержня в лиг.
R1 — начальное сопротивление стержня в о.м.

В действительности коррозия в значительной мере носн.ч:

н.шепный характер. Поэтому усредненная глубина корро.шн, он

ределенная по данной формуле, в известной мере условна.
Образцы подвергались пропариванию но режиму 3+9 + 3 *

прн температуре изотермического периода 80—85°С.
Стержни исследовались без антикоррозионной зашиты, с це

меитпо-казеиновоп обмазкой, с вибрированием незащищенны;

стержней н с покрытием их кузбасслаком. Часть блоков храни

лась в воздушно-сухих условиях прн температуре 20± 1°С и от

носителыюй влажности воздуха 40—70%. Другая часть храни

лась при той же температуре во влажных опилках.
Коррозия арматуры в газозолобетоие с добавкой 2,5% хло

рнстого кальция развивается весьма интенсивно (рнс. 1). Ilpi

влажных условиях хранения стержни полностью разрушалис:

при всех способах защиты за первые 6 месяцев хранения. В су

хн.х условиях С1ержпи с цементно-казеиновой обмазкой разру

шалнсь через 3 года. Через 3,5 года сохранились лишь стерж

пн, покрытые кузбасслаком.
Развитие коррозии в газозолобетоие с добавкой 1% хлорн

стого кальция протекает менее интенсивно (рис. 2). В сухи-

условиях хранения к концу испытаний сохранились стержни i

цементно-казеиновой обмазкой, покрытые" кузбасслаком и внб

рированные. Незащищенные стержни в сухих условиях хране

пня прокорроднровали через 6 месяцев, во влажностных уело

виях — разрушались через 3 месяца, внбрпрованные — чере:

С месяцев, защищенные цементно-казеиновой обмазкой — через 1 год, а защищенные кузбасслаком—-через 3 года.
Ijiic 1 Кинетика коррозии арматуры к r;iio»o.io«cioiic с

добапкой 2,3UJn хлористою кальция

/ (it.i 'ащнги; цематт калениои.чя обмазка; Л - шг

Лрироканмс 4 — защита кузбасслаком; а — сухие условия

чрпнгпмя; С — хранение по плавных услонпях
IJoioii и железобетон, 10G9, JSfii 4
т
Рис. 2. Кишчика корроши арматуры и ia»o-

с добапкой I хлористого KajIb-
HtHI
1 »"*im i.nmnu: 2 - цемеитио-кп uMiuonavi «»Г»-

ма.*1-а; 3- иибрмронаык.*; 4 — з.пцта ку.чбасс-

„1ам»м: a - xpaiii'iiiie и сухих чс.тимях; 0 —

храпение но н.1ажимх услоинях
37
SY
--------------- page: 56 -----------
I’lic. 3. Кинетика кпрро.шп арматуры d керимзитогазобеюне
без доблнок хлористого кальция ной влажности воздуха
1 — без защиты*. 2 — цементно-казеиновая ебмазка; 3 — лнбрн-
ропание; 4 — защита кузбасслакоч; а — храпение «в сухих уело-
внях; С — хранение во влажных условиях
На рис. 3 приведена кинетика коррозии арматуры п керам-

зптогазобстонс слитной структуры без добавок хлористого

кальция. В теченне первых двух лет коррозия не обнаруживалась нн при сухих, нн при влажностных условиях храпения.

В последующие 2 года наблюдалась некоторая коррозия, развитие которой к концу четвертого года приостанавливалось.

Лишь во влажных условиях хранення стсржнн без защиты

корродировали через 3,5 года. Впбрированные стержни сохранились н через 4,5 года.
Как показали исследования, начало развития коррозии в

этом бетоне совпадает с процессом карбонизации защитного

слоя бетона в непосредственной близости возле арматурных

стержней. Вскоре после завершения процесса карбонизации

оазвитие коррозии прекращается.
Таким образом, при добавке в ячеистые бетоны хлористого

кальция 2,5% веса цемента имеет место интенсивное развитие

коррозии как во влажных, так н в сухих условиях хранення.

Исследованные способы антикоррозийной защиты несколько

замедляют, но не предотвращают развитие коррозии.
При добавлении 1% хлористого кальция при надежной антикоррозийной защите обеспечивается сохранность арматуры в

воздушно-сухих условиях хранення. Из исследованных способов наиболее надежную защиту представляет покрытие куз-

басслаком. Хорошие результаты получены при покрытии цементно-казеиновой обмазкой и при вибрировании. Однако во

влажных условиях хранения эти виды антикоррозионной защиты также не предотвращают развитие коррозии.
В составах без хлористого кальция первое время развитие

коррозии не наблюдается. При воздушно-сухих условиях хранения в период завершения карбонизации наблюдается незначительная коррозия, развитие которой вскоре прекращается и

арматура сохраняется без применения специальных мер защиты. Во влажных условиях антикоррозионная защита требуется.

Вибрирование газобетона вместе с арматурным стержнем улучшает условия сохранности арматуры за счет обволакивания ее

цементным тестом.
Кинетика развития коррозии при различной относительной

влажности воздуха различна (рис. 4). Опыты показали, что

при 60% влажности воздуха и менее развитие коррозии с течением времени прекращается как в составах с хлористым

кальцием, так и без его добавки. В период завершения карбонизации защитного слоя бетона процесс карбонизации также

развивается слабо и в дальнейшем полностью приостанавливается.
Менее интенсивное развитие коррозии в этих опытах объясняется тем, что образцы после проиарпвапии были нысушсны

до постоянного веса при температуре 105°С, тогда как и прежних опытах образцы испытывались и состоянии естественной

влажности.
Как показал» исследования, в розультлю коррозионного

разрушения стержня пи его месте образуются рыхлые продукты коррозии, представленные в основном окислами железа.

В окружности приблизительно четырехкратного диаметра обнаруживаются продукты коррозии, прорастающие в ячейки газобетона и частично разрушающие межячепстые перегородки.

При толщине защитного слоя в 20 мм продукты коррозии стержней диаметром до 4 мм включительно не выходят на поверхность и не вызывают разрушения защитного слоя. При более

толстых стержнях продукты коррозии разрушают защитный

слон бетона, вызывая растрескивание или даже выкалывание.
В массиве стеновой панели с точки зрения сохранности арматуры наблюдаются три характерные зоны: внутренняя, размещающаяся в непосредственной близости (30—50 мм) от

внутренней грани панелей, наружная (деятельная) и средняя,

размещающаяся между наружной и внутренней зонами.
Во внутренней зоне газобетон довольно быстро высыхает

до равновесной влажности. Исследования и натурные наблюдения показывают, что при сухом и нормальном влажностном режиме помещения коррозия арматуры практически не нмеег

места. По-вндимому, нет необходимости производить антикоррозионную защиту арматуры, располагающуюся в этой зоне.
В наружной (деятельной) зоне, вследствие агрессивного

воздействия метеорологических факторов, создаются худшие

условия для сохранности арматуры.
Во избежание повреждения фасадов из-за выкалывания защитного слоя для армирования наружной грани панелей следует применять сетки из проволоки диаметром 3—4 мм с одновременным увеличением защитного слоя бетона до 30—40 мм.
В средней зоне, где толщина защитного слоя больше, при

условии правильно подобранной конструкции панели (исключающей влагонакопление) коррозия арматуры протекает сравнительно медленно.
Выводы
В керамзитогазобетоне с объемным весом ячеистой части

более 900 кг/м3 без добавки солей при сухих и нормальных

влажностных режимах эксплуатации стальная арматура сохраняется достаточно надежно без применения специальных мер

защиты.
Добавка в газозолобетон хлористого кальция вызывает более интенсивное развитие коррозии. При добавке в количес!ве

1% веса цемента требуе*ся специальная антикоррозионная защита арматуры. При добавке 2,5% все исследованные способы антикоррозионной защиты не предотвращают развитие коррозии.
Для армирования наружных стеновых панелей рекомендуемся применять проволоку диаметром 3—4 мм.
Особое внимание должно быть обращено па устронспш антикоррозионной защиты анкеров закладных деталей и

монтажных петель.
Закладные детали следует разметам, со i гороны помете-,

пня, а их анкера — но ипутенней полопние юлщипи иапелн
Бетон и железобетон, 1969, Ki I
_ ..sr
--------------- page: 57 -----------
УДК «19.XMfcH.i3
Выбор материалов для гидроизоляционной пропитки

ячеистобетонных изделий
Канд. юхн. наук В. Р. Л111ХЛЛК0, ниж. И. 1>. УДЛЧКИН
В институте Уральский Примстройнннпроскт разработана

технологии защиты ячеистобстонных пзде.шн пропиткой различными составами, в том числе иодоотталкппающнмн, в специальных ваннах с иакуумнроваипем или избыточным давлением.
Наиболее распространенными гидроизоляционными нронп-

ТОЧШ.ШН материалами являются продукты переработки нефти,

содержащие параф ни н битум. Опн обладают высокими водозащитными свойствами, неднфнцнтпи п дешеви. Однако
II.
ном балочкп (1X1X3 см) из цементного раствора при длительном храпении в поде растрескиваются [I]. Подобную картину паблюдалн В. 11. Железный, Л. X. Тыннсоо п У. И. Крене

на тазобетопных, пснокукермптовых н пеносилпкальцнтпых образцах, частично пропитанных кремпийорганнческнмп жидкостями [2, 3]. Это явление препятствует широкому применению

парафинов для гидроизоляционной пропитки. Возникает вопрос

о возможности использования других материалов, содержащих

парафин — петролатума, парафиновых пробок, нефтяных битумов.
Для изучения причин п механизма растрескивании пропитанного бетона в Уральском Промстройннипроекта проведены

специальные опыты. Образцы-цилиндры диаметром 10 см л

высотой 7 см пропитывали на глубину 1 си парафином, смесью

парафина с маслом ВМ-4 (1:0,5), петролатумом н битумом
‘•V
1'ис. I. ойрапцы. мропнташшс парафином (/) и «шумом till-111

(//) к процессе испытаний.

ft--Л ч модон.кшцспии; С — после подонасьнцепня
1311-111. Затем образцы иодонасыщепы под т.акууыо.м. Слон бетона, прочитанный парафином, полностью отслоился от ненро-

нптаппого. 11а поверхности образцов, пропитанных смесыо парафина с маслом ВМ-4, отмечены редкие радиальные трещины. У образцов, пропитанных петролатумом, только в одном

случае пз пяти образовалась радиальная трещина. Па ноиерх-

постн, пропитанной битумом, не обнаружено трещин после

нодопасыщенпя. Па рис. I представлены образцы, пропитанные парафином п битумом до и после подонасыщенпя.
Растрескивание образцов, но нашему мнению, вызнано^концентрацией напряжений при увлажнении по плоскости, соединяющей нропптапную н пепропнтанную части бетонов. Одно-

комнонентные органические материалы с высоким водоотталкивающим эффектом (парафины, крсмннйорганпчсскнс жидкости)

образуют вследствие пропитки четкую границу гидрофобного

бетона. Внутренний слон бетона при увлажнении увеличивается и объеме, а объем гндрофобнзованного слоя не изменяется.

В результате последний претерпевает растягивающие напряжения, наибольшие нз которых, очевидно, концентрируются по

внутренней гидрофобной границе.
В бетонах, пропитанных сложными, многогрупповымн пли

многокомпонентными составами, например битумами, четкая

граница недеформнруемого слоя отсутствует. II. А. Рыбьев

отмечает, что нефтяные битумы представляют сложную коллоидную систему, средой в которой является раствор смол или
Рис. 2. Способ исследонания

трещи постой кости пропитанных

образцов

/ - оГ»р:» н-ц; 2 — скиошоЛ капал; 3 -- гидроизоляции uepxueli

чнеги обр.мца; 4 — бюретка дчя

подачи поди: 5 — участок пбра-

зоплния трещины: С* — пробка с

гидрофобной смагкой
UtMoii п железобетон, 19СЭ. JsTs 4
6S/V
39
s6
--------------- page: 58 -----------
100
*
«о
! so
0
<Vj

C>
5:
5:
1
C;
*l 40
Q>
£
Vj
Co
5:
• 5Г
4)
^20
H
cs
о
a
*z


' питанного &стона
' ч.
\
- /

\/
1
а*
о
1 \

о Лг

о” ' .
/° </!
111

1
\
\
\
3
г \
aVvwI
—\
з
l> оиытлх пгппльзошжм гллозолобсгон п тчюбеюп объем-

пым несом 700 к*'}м\ Данные ненытгшни припсдсим и таблице.
Материалы
Длитоль-

иость от

момента

увлажнения До

обр.чзо-
IU11U1M
трещин

и мин
Вид трещим
Парафин
Пстролагум
Битум БН-Ш

~*йГ
2(>
48
05
28
50
Несколько трещим, отслоение пропитанного Сетона
Одна радиальная трещина

ширимой до 0.05 мм
То же, шириной до 0,01 мм
То же, шириной до 0,05 мм
Контрольные образцы (без

пропитки)
Примечание. Над чертой данные «о газозолобегону, под

чертой — неиобстону.
О 20 W 60 80

100 80 60 Ц0 Z0

°/0 помпо неншо5 по Весу
100 петролотум

0 битум
Рис. 3. Вязкость пропиточных петролатумно-битумных составов и их влияние на трещиностойкость ячеистого бетона

/ — составы на основе битумов БН-Н1; 2— то зке, БН-0;

3 — то же*, Б-V
их части в маслах, а дисперсной фазой асфальтены [4]. По опытам С. Н. Попчснко при пропитке пористых меловых камней

расплавленным битумом сначала проникают адсорбционные

слои, богатые асфальтенамн и смолам», а затем остальная

часть битума {5]. Следовательно, между гидрофобной и гидрофильной частями бетона имеется материал с промежуточным

водоотталкивающим эффектом. Этот слой является «буферным»

и исключает концентрацию напряжений. Кроме того, прочность

при растяжении бетона, пропитанного битумом значительно

выше прочности непропитанного и это препятствует образованию трещин вследствие возннкиовення растягивающих напряжений в поверхностном слое при водонасыщенни частично

пропитанных образцов.
Для правильного подбора составляющих пропиточного материала разработана специальная методика. Она основана на

использовании нового способа исследования трещиностойкости.

Искусственно созданные напряжения вызывают образование

трещин в образцах. Образцы (цилиндры диаметром н высотой

5 см или кубики 5X5X5 с.и) высушивают и пропитывают на

глубину 0,5 см (рис. 2).
В образце просверливают канал диаметром 18 мм с эксцентриситетом 6 мм. Это позволяет наблюдать возникновенне

трещины в определенном месте — там, где сечение образца наименьшее. Нижнее отверстие канала закупоривают пробкой,

высота которой равна ширине наименьшего сечения образца.

Верхняя часть капала гидроизолирована парафином.
В канал из сосуда подают воду; скорость ее подачи регулируют так, чтобы в канале поддерживался постоянный уровень. Трещниу наблюдают оптическим капилляроскопом. Заключение о трещиностойкости делают по времени и количеству

поглощенной воды от начала увлажнения до момента позник-

новепия трещины. Испытывают партию из пяти образцов. Контрольными являются непропитанные образцы.
Образцы, пропитанные чистым парафином, растрескиваются

значительно быстрей испропнтапных. На понерхпостн образуются несколько трещин, а в некоторых случаях наблюдается

отслоение пропитанного бетона. На образцах, пропитанных

петролатумом, после увлажнения выявлена одна радиальная

трещина в наименьшем сеченнн. Длительность до момента растрескивания почти совпала с контрольными образцами.
Пропитка битумом БН-Ш почти в 2 раза увеличила длительность до момента образования трещнн. Ширина ее раскрытия настолько мала, что заметна только при использовании

капилляроскопа с двадцатикратным увеличением. Однако для

пропитки бетонов битумы менее технологичны, чем смеси их с

парафнносодержащнми материалами. Нами опробованы петро-

латумно-бнтумные смеси. Вязкость таких составов при оптимальной температуре 130± 15°С и влияние на трещипообразова-

ние бетона при увлажненин внутренних слоев образцов представлены на рис. 3.
Добавка к петролатуму 20—40% битума хотя н повышает

вязкость состава, но существенно уменьшает опасность возникновения трещины в пропитанном слое бетона при увлажнении внутренней части изделия. Оптимальная добавка к петролатуму битума БН-Ш составляет 35%, а битумов БН-0 и

Б-V —до 40%.
Выводы
Обоснован механизм образования трещнн в прочитанных

водоотталкивающими составами бетонах при их водонасыщенни.
Разработана методика определения пригодных для пропитки

составов из условия обеспечения трещиностойкости.
ЛИТЕРАТУРА
1.
«Энергия», 1964.
2.
•ммтоиых и пеиоснлккальцнтных наружных стен кремнийорганиче-

скнми соединениями. Сб. «Исследования по строительству». Таллии,

1961.
3.
спойства ячеистых бетонов. Сб. «Практические задачи строительной

теплофизики крупнопанельных зданий*. Стройиздлт, J9GG.
4.
Изд. «Высшая школа», 1904.
5.
для строительства и гидроизоляции. Всесоюзный институт научной и

технической информации, -1957.
Бегон и железобетон, 1SC9, ЭД 4

--------------- page: 59 -----------
УДК 1Й0.Ю7
Итоги всесоюзного научно-технического семинара-совещания

по защите строительных конструкций от коррозии
(Москва, ноябрь 1968 г.)
В докладах были освслцсны основные проблемы борьбы с

коррозией металлических, бетонных и железобетонных конструкции, вопросы создания химически стойких покрытий н

конструкций ну основе полимерных материалов, а также произведена оценка представленных на совещание материален

научных исследований последних лег.
Одновременно работали четыре секции: коррозии и защиты бетонов, коррозии и защиты арматуры железобетонных

конструкций, долговечности строительных конструкций, защиты конструкций полимерными материалами.
В докладах и сообщениях енражеп богатый материал, свидетельствующий о серьезных достижениях советской пауки

и практики в рассматриваемой области:
значительно разработаны общие вопросы теории процессов

коррозии различных строительных материалов и теоретических

основ методов защиты от коррозии;
усовершенствована классификация агрессивных сред и разработано зональное деление территории СССР но климатическим характеристикам применительно к оценке коррозионных

воздействий на металлы, бетон и железобетон;
существенно переработаны и изданы «Указания по проектированию антикоррозионной защиты строительных конструкций» (СН 262—67) и ряд других общесоюзных и ведомственных нормативных документов;
начата разработка типовых и экспериментальных проектов строительных конструкций, предназначенных для эксплуатации в агрессивных средах.
На основе проведенных научно-исследовательских работ

предложены и внедряются в производство:
коррозиопностойкне алюминиевые сплавы для строительных

конструкций;
металлизациоиные цннковые и алюминиевые, а также ме-

таллизационно-лакокрасочные покрытия для защиты металлоконструкций н закладных деталей в железобетонных конструкциях;
способы повышения долговечности бетонных н железобетонных конструкций за счет применения поверхностно-активных веществ (пластифнннрующие, гидрофобизующие, созду-

хововлекающие и другие добавки);
полимерные бетоны на основе термореактивных смол, обладающие высокой коррозионной стойкостью, полимерцементные

бетоны, химически стойкие полы с применением новых полимерных материалов;
трещиностойкие защитные покрытия для бетона на основе

хлорсульфированного полиэтилена, найрита и тиоколов и ряд

других материалов и способов увеличения стойкости конструкций.
На заключительном пленарном заседании были подведены

итоги работы и составлены рекомендации, в которых в области проектирования, организации и производства работ, разработки нормативных документов, научно-исследовательских

работ и подготовки кадров выносится ряд конструктивных

предложений, направленных на дальнейшее улучшение качества строительства и повышения долговечности строительных

конструкций зданий и сооружений.
С этой целью семинар-совещание обращается к Госстрою

СССР и госстроям союзных республик, министерствам строительства и другим министерствам с просьбой:
обязать подведомственные им организации при разработке заданий и технологической части проектов промышленных

зданий предусматривать мероприятия по герметизации технологического оборудования, ограничению проливов агрессивных

жидкостей, применению гидроизоляции специальных санитар-

ио-техиических устройств, по обеспечению свободного доступа

для ремонтов к наименее долговечным частям конструкций,

применению стыков и соединений, допускающих легкую замену отдельных элементов;
обязать Всесоюзное объединение Союзметаллопроект в

проектах заводов металлоконструкций предусматривать цеха

или участки, оборудованные современными механизированными средствами по создапню противокоррозионной защиты в

соответствии с действующими нормалями;
учитывать при технико-экономических сравнениях проектируемых объектов п способов защиты от коррозии затраты,

снизанные с обеспечением эксплуатационной пригодности об-

ектов и течение оптимального или нормативного сроков эксплуатации;
предусмотреть в производственных планах на ближайшие годы дальнейшее расширение производства низкоалюмннатных,

сульфатостойкнх гидрофобных цементов, а также выпустить и

1969 г. опытную партию барийсодержащего портландцемента

■I с 1970 г. организовать его промышленное производство;
расширять номенклатуру и повышать качество добчвок,

применяемых для улучшения свойств бетонной смеси и бетонов (в том числе комплексных пластифицирующих и воздухововлекающих или гндрофобизующих веществ, в частности

кремнийорганичсских соединении, смазок для форм и опалубки, средств для ухода за свежеуложеннымп бетонами в период твердения);
предусмотреть в планах 1969—1970 гг. организацию промышленного производства для нужд строительства новых высококачественных химически стойких материалов: хлпрсуль-

фироваиного полиэтилена для трещиностойких защитных покрытий с выпуском красок из него; найрита НТ для изготовления красок из него, тиокола Т-50, тиксотропных составов, наносимых способом безвоздушного напыления, мономеров

ФАИ, специальных герметизирующих мастик, герметиков н

т. д.;
расширить производство перхлорвиниловых, сополимерных,

эпоксидных, эпоксидно-каменноугольных, полиуратновых, совмещенных фуриловых, полиамидных и инденкумароновых

смол, и в первую очередь низковязких каучуков, эпоксидных

смол, протекторных грунтов и других противокоррозионных

материалов в количестве, необходимом для обеспечения потребности строительства для своевременной и качественной

защиты от коррозии зданий и сооружений;
организовать выпуск рекомендуемых к широкому внедрению плакированных и дублированных винипластов, полиэтилена и полипропилена;
значительно расширить применение металлизационных, мс-

таллизационно-лакокрасочных и полимерных покрытий для

защиты металлоконструкций и закладных деталей в промышленном строительстве, а также предусмотреть освоение производства цинково-алюминиевой проволоки для металлизационных работ;
организовать выпуск высокопрочных строительных сталей,

повышенной коррозионной стойкости;
увеличить производство алюминиевых сплавов повышенной коррозионной стойкости для нужд строительства и продолжить работы по унификации сортамента и разработке новых типоразмеров и профилей из алюминиевых сплавов;
ускорить разработку нормативных документов по вопросам установления требований к конструкциям из тяжелых и

легких бетонов для различных отраслей промышленности;
отражать в нормативных документах обоснованные сроки

эксплуатации зданий и сооружений;
расширить исследования условий работы строительных

конструкций в зданиях и сооружениях, подвергающихся действию агрессивных сред, разработать зональное районирование

территории СССР по степени агрессивности атмосферы и общие методы снижения степени агрессивности внешней среды

для различных сооружений;
продолжить теоретические исследования процессов коррозии и способов повышения коррозионной стойкости различных

материалов с учетом их совместной работы в строительных

конструкциях (в условиях действия различных агрессивных

сред) и влияния напряженного состояния иа скорость коррозии;
исследовать влияние статических и циклических нагружений на коррозионную стойкость высокопрочных сталей для
Погон я железобетон, 196$, Nj 4
41
S2
--------------- page: 60 -----------
Как индпо из рпс. 5. коэффициенты к„ и имеют большие значения для смесей с малыми В/Т.
взаимосвязь л„ н л'с показана на рис. 6; нссоотиетстпне

между нспумнианнем и ранним структурообразонанпсм обус-

лошшнаст трещииоватость межмороных стенок газобетона. Несмотря на прирост прочности плотного межнорового материала с уменьшением В/Т, понмшеппая трещиноватость пористой

структуры при этом является причиной снижения прочности газобетона в целом. Этпм п следует объяснить данные о том [12],

что для достижения максимальной прочности газобетона для

каждого состава сухих компонентой имеется оптимальное соотношение между качеством пористой структуры п прочностью

межпоропого материала, (.лннпуть этот оптимум п сторону малых Б/Т можно только с помощью пнбротехпологпп, исключающей структурообразопанне по время вспучивания и резко снижающей механическое сопротивление среды порообразованию.

Таким образом можно одновременно повысить прочность

материала межпоровых стенок п снизить дефектность структуры, что обеспечивает значительное повышение прочности газобетона.
ЛИТЕРАТУРА
I.
формования макроструктуры ячеистых бетонов методом фотоснимки

в прозрачной среде. Воронежский ПСИ. Краткое содержание докладом межвузовской иаучно-тсхнпчсскоп конференции по силикатным

материалам. Воронеж, 196-1.
К |> ч и н ц к и ft М. Я.. О паст н м Л A. II. Вспучивание и У С-

toiVihmoci u глиоСн’топной смеси. Ьетон и железобетон,
3.
л о ;i о и к н к Д. IS. Нопросм теории технологии газобетоня. Материалы VI 11сосоюз«Ш1 конференции но Сетону и железобетону. Рига.
иню.
•1. А м х .1 и и ц к н П Г. Я. Совершенствование инбрацнонноЛ технологии крупноразмерных конструкций из газобетона на смешанном

нижущем н исследование их фнзнко-тсхннческнх сиоЛсчн. Автореферат днссертациЛ, М., I9G7.
5.
Некоторые вопросы теории к практики формования иорнстоЛ структуры в иластнчновязкнх системах. Материалы докладов 2 научнотехнической конференции Кишиневского политехнического института. I9G6.
6.
на основе активированных известково-зольных смесей. Автореферат

диссертации. М.. I9GG.
kj.~ К У и и о с Г. Я» Л а пса В. X.. Солодовник Д. Б. О модельном анализе начального этапа структурообразонания газобетонных смессА. Сб. Вопросы своевременного строительства. Рига. IWG.

v_S. К У и н о с Г. Я.. Л а пса В. X.. Солодовник А. В. Релаксационные явления во вспучивающейся гязобетонноЛ смсси. Сб.

«Исследования по механике строительных материалов к конструкций», выи. I, Рига, 1967.
чД Дзен н с В. В. Определение характеристик упругости и вчзко-

сги бетона акустическими методами. Сб. Исследования по бетону и

железобетону*. VII. Рига. 1963.
10.
газобетона. Автореферат. Рига. 1967.
11.
«Исследования по строительству». III. Таллин. 1962.
12.
К вопрос} прочности и долговечности ячеистых бетонов. Бетон и железобетон. I9G2, № 9.
Комплексные химические добавки в кассетной технологии

производства железобетонных изделий
УДК 600.472. И.
Инж. В. С. ИСАЕВ, канд. техн. наук С. Д. ЗИЛЬБЕРБЕРГ (Горьковский завод КПД-2),

д-р техи. иаук, проф. В. И. СОРОКЕР
Использование химических добавок — органических пластификаторов п неорганических электролитов — ускорителей

твердения бетона дает реальные возможности дальнейшего

повышения качества бетонных изделий кассетной технологии

п повышения их экономичности [1—4].
Особенно большого эффекта следует ожидать от введения

в бетон комплексных добавок поверхностно-активных веществ

а электролитов, включающих в себя положительные свойства

отдельных составляющих. Но если влияние отдельных добавок поверхностно-активных веществ и электролитов на твер-

денне бетона изучено достаточно широко, то вопрос об их

совместном действии мало исследован. Изучением этого вопроса занимаются кафедра строительных материалов ГИСИ,

Горьковский завод КПД № 2 и кафедра технологии производства строительных материалов ВЗИСИ.
Выполненные в 1965—1968 гг. лабораторные и производственные эксперименты показали высокую эффективность комплексной добавки ССБ+СаС12, позволяющей на 10—12% снизить расход цемента без уменьшения прочности бетона. Однако повышенная агрессивность хлорнонов по отношению к

арматуре и металлу форм может несколько ограничить применение таких добавок. В этом отношении более предпочтительны сульфатсодержащие добавки, так как агрессивиосгь

сульфат-ионов значительно ниже, и, кроме того, в процессе

твердения они связываются в практически нерастворимые соединения типа гидросульфоалюминатов кальция. Поэтому авторами были проведены специальные исследования, посвященные изучению комплексной добавки CCB + Na2S04 на свойства

бетонов кассетной технологии. Параллельно велись опыты с

комплексной добавкой ССБ+СаСЬ.
В качестве вяжущего использовались применяемые на заводе КПД-2 высокоалитовые низкоалюмннатные портлаидце-

менгы Алексеевского завода марки 400 и завода «Большевик»

марки 500 по ГОСТ 10178—62, химико-минералогическая характеристика которых приведена в табл. 1.
Ijutoh и железобетон, 19G9, Ue 4
63/У
На первом этапе было исследовано чисто пластифицирующее действие добавок на цементное тесто, которое определялось по изменению нормальной густоты теста при введении в

него добавок. При этом, если водопотребность цемента завода

«Большевик» (нормальная густота 26%) соответствовала требованиям кассетной технологии (до 27%), то цемент Алексеевского завода (нормальная густота 29,50%) не вполне соответствовал им.
Одновременно проверялись сроки схватывания цементного

теста с целью изучения влияния добавок на допустимый период укладки бетона в кассету. Результаты опытов сведены в

табл. 2.
Как добавка ССБ, так и электролиты Na2SO< и СаС12 оказывают заметно ощутимое влияние на водопотребность цемента, позволяя снизить нормальную густоту цементного теста иа 3,8—10,5%. Комплексные добавки 0,3% ССБ +

+ 1,5% СаС12 или 0,3% ССБ + 1% Na2S04 проявляют аддитив-
Таблица I
Цемент
Химический состав цементов в пересчете на сухое вещество в %
Минералогический

состав клинкера и %
О
й
С
<
С
о
О,
СаО
О
ъс
О
02
t=
t=
С
оэ
и
02
и
<
и
U-
<
о
Портландцемент

Алексеевского завода
30.52
4,22
4,75
55.20
1,24
2,12
1.00
56,15
22.14
3,6f
15.5
Портландцемент
завода
„Большевик*
26,66
4,36
4,64
59,13
1,33
2. IS
1,12
59,05
19,4
3.01
16. 2
45
--------------- page: 61 -----------
Прочность при сжатии д кг/
КУЛчу-ЛЧ через 1 сутни после рропариВалан

I у. 1 через 26 суток после прогариВания

щппппнш! через 26суток после нормального тСердения
I 2 Z Ч 5 6 7 8 S 10 II 12 Ю 11 15 16 17 IS IS 2D 2122
tlpu пропаривании
I’m. 1. Bjiiiuiute дооашж п.-i прмчнощ. fn'luu.i
I.
uauKiiii 0.3% CCI5; 15— г добаикон I.5°/n CaCU 5. Id— с добап-

lioii 1% Na2SO«; в, 17 — с добапкоП 0.2% ССБ-М.50/,, СаС1*: 7. 18 —

с добавкой 0,3% ССБ+1.5% CaCU: Л 19— с добавкой 0.4% CCI3-4

+ >.&% CaCI-: Р. 20 —с добавкой 0.2% ССБ+1°/п Na.SO,; /О. 21 —

с добавкой 0.3% ССБ + 1 %Na»S04; II, 22— с добапкоП 0,<% ССБ +
I % Na2SO«
пос. хогя II сокоатешюс на 13—22% по сравнению с суммарным раздельным действием отдельных добавок, влняние на

еннженне водопотребпостн цемента.
Иное действие оказывают те же добавки на водопотреб-

ность бетонной смесл. Если добавка ССБ пластифицирует

бетонную смесь несколько лучше, чем цементное тесто в результате дополнительного воздухововлечения в смесь, то пластифицирующее влиянне на бетон Na2SO< и СаС12 значительно

кнже, чем на цементное тесто. Поэтому при введении комплексных добавок ССБ и электролитов основную роль в пластификации бетонной смеси играет ССБ; однако и в этом случае

эффект пластификации от введения комбинированных добавок, как правило, на 5—12% выше, чем в случае применения

одной добавки ССБ.
Опыты показали, что добавка Na2S04 больше, чем СаСЬ,

снижает водопотребность цементного теста, но несколько менее эффективна в бетонной смеси. Причина данного явления
заключается, пндпмо, в том, что возникающие при энергичном

растнраннн цементного теста значительные тспгенцнальнис

(срезывающие^ усилия способствуют частичному разрушению

образующейся коагуляционной структуры и высвобождению

иммобилизонаппой п ней води, что способствует дополнительному разжижению цементного теста. Добапленнс щелочных

электролитов, особенно щелочи пптрни, значительно усиливает

этот процесс, что н вызывает „'дополнительный пластифицирующий эффект, на возможность ношшкнонешш которого для

различных дисперспых систем указывают труди ряда исследователей [5, С]. В случае приготовления бетонной смеси эти явления выражены значительно менее резко, что п определяет

нной характер влияния добавок па водопотребность бетона.

Определенную роль при этом играют, очевидно, различная

концентрация растворов для цементного теста п бетонной смеси, а также различные услоиня образования гидросульфоалю-

минатов кальция в присутствии ионов электролитов.
Значительное снижение водопотребпостн цементов при использовании комплексных добавок позволяет в целом ряде

случаев эффективно применять нрн изготовлении изделии н

кассетах цементы, не вполне удовлетворяющие оптимальным

требованиям для кассетной технологии, как это имеет место

на примере цемента Алексеевского завода.
При использовании комплексных добаиок на 20—30% сокращается срок начала н до 15% — конца схватывания цементов. При этом, как правило, сохраняется возможность качественного уплотнения бетонной смеси н кассете.
Исследования нарастания прочности бетонов проводились

при двух видах тепловой обработки: .чаропрогрене и формовании из разогретой смеси. В первом случае применялись бетонные смеси с осадкой стандартного конуса С—8 см.
При формовании образцов нз горячен смеси водонотреб-

ность увеличивалась на 10—15%. Начальная подвижность в

этом случае была 15—22 см, но к концу формования составляла 6—8 см.
В соответствии с условиями твердения бегоиа в кассетах

формы с образцами-кубами 15X15X13 см нрн тепловой обработке пригружались равномерно распределенной нагрузкой

100—120 г/смг. Образцы пропаривались без предварительной

выдержки по режиму: 3 ч подъем температуры, 4 ч изотермическая выдержка и 2 ч остывание в форме. Образцы, изготовленные из разогретой до 85—90°С смеси, выдерживались 1,5 ч

при температуре 65—70°С, после чего подвергались дополнительной кратковременной тепловой обработке паром по режиму: 1 ч подъем температуры от 65—70°С до 85—90°С, 4 ч

изотермическая выдержка и 2 ч остывание в' форме.
Таблица 2
Влияние добанок ССБ, СаС12 и Na2S04 иа водопотребность цементного теста и бетона
Наименование добавок
ССБ
Na2S04
СаС12
ССБ+
+Na2S04
ССБ'1-
+СаС1,
Цемент
Физические показатели
Без добавок
Количество добавок в % от веса цемента
0,3
1
1,5
0,3+1
0,3+1,5
Портландцемент Алексеевского

завода
Водопотребность цементного теста
29—50
27,5
2S.5
28,50
27,0
26.75
0
7,2
3.8
3,8
8,8
9,5
'.'роки схватывания цемента в ч-мин ....
5—15
4—40
3—30
3—00
4—10
3—45
8—35
10—40
5—40
6—00
7—25
8—05
Водопотребность бетонной смеси
190
169
186
1S5
1G7
I6G
0
II
2
2,5
12
12,5
Портландцемент завода „Боль

шевик*
Водопотребность цементного тсс га . . .
26
23,25
24.50
24,75
22.50
22,5
0
■10,5
6
5
13,5
13,5
Сроки схватьшаиия цемента в ч-мин ....
3-00
2—45
2—05
2—10
2—05
2—20
6—25
7—30
3—40
4—00
5—35
6—25
Водопотребность бетонной смеси
180
156,5
175,5
174.5
155
153
0
13
2,5
3.0
14
15
Примечания. I. В гр

водопотребпостн цемента по ср
2.
3.
потребности по сравнению с б
афе «Водопотребность цементного тес га»

авиению с Цементом без дсбавок в %.

юания» в числителе — начало схиатылани;

гь бетонной смесн* и числителе — расход

етоиом без добавки и %.
в числителе
, к 3i: a veil
воды па I
да на норн
ателе — кон

бетошк
ла.чliij}, rye
гц cxftai ыь

)Л смеси, в
юта. и зт
алия,

знамена ге
меяателе —

ле — спиле
синженпе

•ие водо-
46
м
60
--------------- page: 62 -----------
Рис. 1. ЛАикрос ip) кт) p:i цементного k.imiia через 2S суток нормального тксрдспни (отраженный спет, у 1-10)

а — обрлзец С»ез добаики: б — образец с доблиьоП 0.3% ССБ-}-1 М/Л N;i2S04
Испытание обратило проводилось через сутки после и:*го-

топления (что соответствовало обычному времени выдержпип-

1:ия кассетных изделий в цехе, принятому на заводе КПД

№ 2) и в 28-дневном возрасте. В качестве контрольных изготавливались образцы из бетонной смеси с подвнжностыо 6—
S
дения в нормальных условиях. Контрольные образцы из бетонной смеси с подвижностью 15—22 см не изготавливались,

так как бетон, приготовленный из горячен смеси, после укладки в форму имел подвижность б—8 см.
Комплексные добавки вводились в количестве, рассчитанном как оптимальное из условий пластифицирования бетонной

смеси (соответственно 0.2—0,3% ССБ+1,5% СаСЬ и 0,2—
0,3% ССБ + 1% Na2SC>4 от веса цемента). Кроме того, применялись комплексные добавки, содержащие повышенный по

сравнению с оптимальным расход ССБ.
Результаты испытании, приведенные на рис. 1. показывают,

что оптимальным расходом добавки ССБ, применявшейся в

комплексе с СаСЬ, из условия получения наилучших про'шосг-

ных показателей при пропаривании является 0,25—0,30% от веса цемента, а при применении комплексной добавки ССБ+

+ Na2SC>4 соответственно 0,3—0,35%. Такие добавки позволяют на 17—32% повысить прочность пропаренного бетоиа на

всех стадиях его твердения или на 8—14% сократить расход

цемента в бетоне без снижения его прочности. Аналогичные

результаты получаются и для образцов нормального твердения. Более высокое оптимальное содержание добавки ССБ в

случае применения ее с сульфатом натрия вместо СаСЬ, по-

видимому, можно объяснить более энергичным разрушающим

действием сульфата натрия на адсорбирующиеся на зернах

цемента пленки ССБ.
При формовании изделий из разогретой смеси оптимальный расход добавки ССБ может быть еще больше: 0,3—0,35%

от веса цемента — при использовании ее в комплексе с СаС1г

и 0,35—0,4% для добавки CCB+N;i2SC>4, что объясняется, по-

сидимому, резким падением прочности адсорбированных иа

зернах цемента и его новообразований коллоидных пленок

сульфитно-спиртовой барды при применении предварительно

разогретого бетоиа. Прочность бетона при этом повышается иа

25—43%; при сохранении же прочности бетона неизменной

создается возможность экономии на 10—17% расхода цемента.
Ускоряющее действие на твердение бетона от введения

1% сульфата натрия практически равноценно действию 1,5%,

что говорит о большей эффективности первой добавки. Рент-

гсноструктурный анализ контрольных и пластифицированных

образцов, выполненный иа дифрактометре УРС-50-ММ1 показал, что степень гидратации клинкерных минералов и характер

новообразований в обоих случаях примерно одинаковы. Это

свидетельствует о том, что большая прочность цементного

камня для образцов с комплексными добавками объясняется,

прежде всею, физическими явлениями, обуслов ли мающими
с гном канд. техн. наук А. Ф. Шурова.

Ii<_‘Ton и wjieooGt-ioii, 19G9, ХЛ 4
через I гутка после пропаривания

через 28 суток после Рропаривани р

через 2S сулюп после нормального твердения
Панели перекрытий
Панели Внутренних стен
Рис. 3. Влияние добавки CC5-f-Na£S04 на прочность

бетоиа
/ — бетон без добавки: 2—бетон с добавкой; 3 — то

же, с сокращенным на 8% расходом цемента- 4 —

то же. с сокращенным на 12.5% расходом цемента

(При использовании комплексной добавки сохранялась неизменной продолжительность пропариванпя

изделий)
1 Исследования иронодилнсь аигорами ь Горьковском университете

нм. II. И. Лобачевского совместно с инж. Г. Ф. Рыидои под руковод*
Рис. 4. Принципиальная технологическая схема приготовлении комплексной добавки CCB_|_Na.,S04 ii;i Горьконском за-

иодс КПД № 2
/— Gai. для ССБ 2.5 м\ 2—6ак дли N;i*SU4 2..1 м\ .1—

лоза гор для ССБ 150 л\ 4 — дозатор для NasSO« :й0 л: 5 —
б.-iк дли рабочего растпора комплексной добавки: б — п.лю-

иыс гребенки. 7—насос I.5K-6- S — накопительный бак

I мЛ\ 9 — дозатор ЛВДЖ 425/1200; 10 — бетоносмеситель

С-355 500 л
6/
--------------- page: 63 -----------
ОРГАН ГОСУДАРСТВЕННОГО КОМИТЕТА

СОВЕТА МИНИСТРОВ СССР ПО ДЕЛАМ СТРОИТЕЛЬСТВА
ЕЖЕМЕСЯЧНЫЙ

% НАУЧНО-ТЕХНИЧЕСКИЙ

И ПРОИЗВОДСТВЕННЫЙ

ЖУРНАЛ
15-й ГОД ИЗДАНИЯ
5
МАЙ
1969
Трудящиеся Советского Союза! Выше знамя соцналисти-

ческого соревнования за досрочное выполнение пятилетки,

за достойную встречу столетия со дня рождения Ленина!
II з Призывов UК КПСС к 1 Мая i%9 года
Направленное изменение свойств бетона

и железобетона полимерами
Проф. С. С. ДАВЫДОВ (МИИТ)
Решениями Партии и Правительства намечено

широкое развитие химии и проведение на этой основе всесторонней химизации всего народного хозяйства. Коренное усовершенствование строительства в значительной степени связано с использованием достижений физики и химии. При этом химические средства лрежде всего следует использовать

для улучшения свойств бетона и железобетона.
Значение железобетона в современном строительстве огромно. Из железобетона выполняются

самые (разнообразные конструкции, он оказывает

влияние и на развитие .новых конструктивных

форм. Однако свойства цементного камня, прежде

всего его недостаточная плотность, 'подверженность

коррозии, малая упругость и растяжимость задерживают создание качественно новых -конструкций

из железобетона.
Еще в 1958 г. была выдвинута идея создания

материала нового типа, основанного на обогащении железобетона полимерами. Полимеры вводятся в качестве облагораживающих добавок шоли-

мерцементного бетона для придания последнему

нужных свойств, или в качестве связующего в безводном и бесцементном полимербетане.
В качестве добавок используются поливинилаце-

■ агная эмульсия, каучуковый латекс, фуриловый

спирт, саран, полиэфирные и эпоксидные смолы и

Др. Связующими в бесцементном полимербетоне

служит: фураповые, фенолформальдегидовые, кар-

б;1мидпие, не насыщенные полиэфирные, эпоксид-

111.11- и другие смолы, чистые или модифицированные, л также некоторые элементоорганические

соединения. Изменяя состав и количество компонентов получают бетон с любыми нужными строителям свойствами по прочности, деформативно-

сти, трещиностойкости и химической стойкости.
Вводя в пластбетон стержневую или прутковую

арматуру получают сталепластбетон, а усиливая

различные его аоны неметаллическими и стальными нитями и каркасами или особо высокопрочными мелкоразмерными изделиями микрометаллургии ‘получают армопластбетон. Из него можно создавать особо эффективные строительные конструкции — легкие, высокопрочные .и долговечные в любых условиях эксплуатации.
Обогащение железобетона полимерами может

осуществляться и другими способами:
устройством лолимерных покрытий по поверхности бетонных и железобетонных конструкций в целях повышения их прочности, трещиностойкости и

физико-химической стойкости;
созданием 'слоистых конструкций, в которых одна часть улучшена одними полимерами, а другая

состоит из обычного железобетона или обогащена

другими полимерными материалами;
склеиванием сборных элементов из металла или

железобетона в единую монолитную систему синтетическими клеями.
Большие успехи достигнуты в разработке и

внедрении лластбетонов, особенно полимербетонов,

создание которых следует считать крупным достижением советской строительной науки. Полимербе-

тоиы характеризуются высокой прочностью при

растяжении, сжатии и изгибе, стойкостью к ударным и абразивным воздействиям, малой проницаемостью, химической стойкостью и диэлектрическими свойствами.
Ь('т(>н и железоОг-тон, 1969. № 5
ё8/<Г
1
--------------- page: 64 -----------
Наиболее изученным является полпморбетоп

на фурфуролацетоновом мономере ФА нлп ФАМ,

отисрждасмом бензосульфокнслотой — БСК. Он

получил применение как конструкционный материал в подземном, шахтном, коммунальном, про-

мышлонном п транспортном строительстве. Однако
#
и технологии этого многокомпонентного, многофакторного н многофазового сложного материала до

спх пор еще не .решены.
От успешного решения этих л.роблем н прежде

гвссго проблемы 'регулирования физико-химических

процессов в твердеющей смеси — смола — наполнитель зависит дальнейшее совершенствование по-

лнмербетоиа.
Рассмотрим некоторые из эт.их проблем.
1. Установление оптимального количества полимерного связующего при подборе плотных смесей наполнителей. В этом аспекте задача проектирования составов приобретает особый экономический интерес, так как стоимость изделии и конструкции пз полнмер'бетона аз значительной степени

зависит от стоимости полимерного связующего и

каждый «лишний» процент смолы сужает -возможности оправданного применения нового аффективного материала. Удивительно поэтому, что методы

подбора оптимальных составов пол и мер бетон а не

получили еще удовлетворительного решения. Наполняющие системы полимербетона -компонуются

из щебня н песка с добавлением микронаполнителя. Однако во всех известных рецептах применяемые фракции не имеют какого-либо обоснования,

причем часто даже не указываются размеры фракций. Это является одной из причин 'несопоставимости различных данных, а количество дорогого связующего превышает в ряде случаев 15—18°/о от веса заполнителя.
Исследования кафедры строительных конструкций МИИТа показали целесообразность проектирования составов полимербетона по принципу прерывистой гранулометрии. При атом значительная

экономия «а дорогостоящих смолах с избытком

компенсирует затраты на претенциозное фракционирование наполнителей. Новые составы полимербетона содержат только 5—6% связующего и характеризуются прочностью на сжатие 600—

700 кг/см2. При чем стоимость полимербетона в современных ценах снижается до 75—80 руб/м?,

вместо 150—200 руб1м3, действующих сейчас.
2.
ля и способа введения его в полимербетонную

^смесь, который оказывает большое влияние на

процесс твердения и стабильность структуры полимербетона. Известно, что реакция отверждения

мономера ФА протекает по катонному механизму,

.поэтому нельзя оправдать столь большой расход

катализатора бензосульфокислоты, который примят

до сих пор-—25% от веса смолы. К тому же избыток несвязанной БСК в структуре отвержденного

полимербетона отрицательно сказывается на водостойкости п долговечности материала. Нашими работами доказана возможность снижения БСК в

■смеси до 10% по весу к смоле без ущерба для полноты отверждения. При этом определяющее 'влияние приобретает дисперсность распределения катализатора в массе связующего.
2 ssA
Разработаны способы, обеспечивающие равномерное распределение отиердитсли БСК и полную

безопасность работы с ним. Значительно упрощается технология приготовления полимербетона и повышается его качество.
3.
цесс твердения и структурообразования фурано-

вого полимербетона. В малых дозах вода дейст-

ствует как -катализатор реакции и ее присутствие

необходимо. Однако избыток воды задерживает

твердение и ослабляет материал. Поэтому, сушка

наполнителей для исключения попадания лишней

-воды в омесь при действующей технологии обязательна.
. В МИИТе разработаны технология н состав полимербетона с введением водосвязующнх добавок,

исключающие сушку наполнителей п повышающие

■качество конечного продукта.
4.
ления элементов конструкций из сталеполимербе-

юна. Как показывает опыт, копирование технологии обычного железобетона не является удачным.

Ждут своего решения вопросы приготовления смеси, виброуплотнения, ускорения твердения изделий.
Разработан способ ускоренного прогрева изделий из сталеполимербетона в специальных растворах, обеспечивающих однородность свойств изделий, упрочнение поверхностных слоев и повышение водостойкости материала.
Большие резервы повышения прочности и долговечности полимербетона таятся © физико-химических явлениях, протекающих на границе контакта фаз при совмещении .компонентов и твердении

смеси. Исследования МИИТа, в частности, по модификации н аппретированию наполнителей дают

обнадеживающие результаты.
5.
лепластбетона. При этом следует учитывать особенности материала, который наряду с перечис-

леннылш выше преимуществами в прочности и

стойкости имеет и излишне высокую деформатив-

ность (ползучесть). Разработаны способы повышения и регулирования жесткости конструкции из

сталепластбетона, подтвержденные экспериментально. Один из них—- введение специальных вкладышей в сжатую зону сталеполимербетона двухслойных конструкций. Внедрение сталеполимербетона в несущие строительные конструкции включает изготовление и испытание элементов и конструкций подземного и транспортного строительства, в

которых прежде всего необходимы химическая и

диэлектрическая стойкость материала.
Дальнейшие исследования в области пластбето-

пов, на наш взгляд, должны быть сосредоточены

па решении следующих задач:
совершенствование составов пластбетона, оптимальных как в техническом, так и в экономическом отношении;
разработка научных основ структурообразова-

пия пластбетона с целыо направленного изменення

его свойств;
развитие рациональной технологии изготовления

элементов и 'конструкций нз сталепластбетона, учи-
• •

Бетон и железобетон, 1969, № 5

6%
--------------- page: 65 -----------
тываюшен специфические свойства нового материала;
создание обоснованных .методон расчета н проектирования конструкций па ста л с нл а стб е то на;
выявление -рациональных типов и эффективных

конструктивных форм из сталепласТбетопа;
установление областей применения нластбетопа

н сталепластбетопа;
изготовление армопластбетона и формование

изделии напето на основе электронно-ионной технологии, способной произвести коренной переворот

в строительстве.
Над решением этих проблем следует работать

научным коллективам, заинтересованным в создании высокопрочных п химически стойких эффективных конструкций.
/
УДК 024.072.2
Двухслойные балки из железобетона

и сталеоолимербетона
У

? Д-р техн. наук С. С. ДАВЫДОВ, канд. техн. наук В. И. COJIOMATOB, инж. Я- И. ШВИДКО
Составные конструкции с полпмербетоном в растянутой зоне привлекают внимание наших и зарубежных специалистов [1, 2]. Проделанные нами ранее эксперименты с двухслойными балками, имеющими в растянутой зоне полимерцеменгный бетон

«а ПВА эмульсии, показали, что эффект повышения трещиностойкости составил 40—60%, при этом

двухслойные балки в своей работе проходят те же

стадии, что и железобетонные.
Существенным образом может повлиять на работу конструкции такой материал растянутой зоны, который имел бы предельную растяжимость,

близкую по величине к растяжимости арматуры к

моменту начала текучести. Такими материалами

являются полимербетоны на различных синтетических связующих, но наиболее полно выявить особенности работы комбинированных конструкций

двухслойного типа позволяет .применение полимер-

бетонов на эпоксидном связующем, характеризующихся высокой 'прочностью и надежной совместимостью с цементным .бетоном (затвердевшим и све-

жеуложенным).
Исследованиями, проведенными .в МИИТе, выявлены оптимальная толщина полимербетонного

слоя в растянутой зоне и основные закономерности

поведения комбинированных балок 'под изгибающей нагрузкой. Испытано 5 серий балок (по 3 в серии) сечением 10x20 см, длиной 120 см, толщиной

полимербетонного слоя от 0 до 95 мм.
Балки армированы двумя каркасами, выполненными из гладких стальных стержней класса А-1

(расчетная арматура диаметром 8 мм, диаметр хо-

мугон 5 мм). Хомуты ставились только в крайних

грстях балки. По результатам испытаний контрольных образцов предел текучести рабочей арматуры

составил 2140 кг!см2.
Для изготовления балок использован бетон состава 1:1,45:1,62 с В1Ц=0,48, заполнителем служил гранитный щебень крупностью до 20 мм и

речной песок. Бетонная смесь показала осадку конуса 2—3 см. Через 1 сутки балки освобождались

от опалубки, после чего хранились 5 сут. во влажной среде, а затем в воздушно-сухих условиях.

Прочность бетонных кубов со стороной 10 см к моменту испытания балок (в возрасте 4—4,5 мес.)

составила в среднем 250 кг1см2.
В растянутую зону двухслойных балок укладывали м'елкозернистый полимербетои на эпоксидном связующем следующего состава (в вес. ч):

эпоксидная смола ЭД-6—1, дибутилфталат — 0,25,

полиэтиленполиамин — 0,1, речной песок —5.
Для изготовления двухслойных балок в формы

укладывалась бетонная смесь и после виброуплог-

ненпя на влажный бетон уложен слой полимербе-

тонной смеси с последующим повторным уплотнением.
Выбор мелкозернистого полимербетона для растянутой зоны был сделан из тех соображений, что

толщина слоя в балках серий 2 и 3 составляла 6 и

20 мм и применение крупного наполнителя не

•представлялось возможным. Предел прочности бетона при растяжении равнялся 13 кг1см2, полимербетона— 70 кг!см2, предельная растяжимость соответственно 1 • 10~* и 10 • 10~4.
На рис. 1 приведены диаграммы s , полученные при испытании образцов, — восьмерок из

бетона и полимербетона на растяжение.
Дефоомации арматуры измеряли рычажными
1* Ucjtoн и железобетон, 1969, № 5
з
--------------- page: 66 -----------
6-80кг/см2
Напряжения нычпслепы по формуле:
Поперечные
дедюрмации
Продольные деформации
*
° — 2 < Се (1 + [i) '
где Г—относительная разность хода лучей;
К [I — модуль упругости н коэффициент Пуассона (.материала конструкции;

t—толщина фотоупругого датчика;
Се—оптическая постоянная материала фо-

тоунругого датчика ло деформации.
Результаты пспыташий двухслойных балок

представлены в таблице п нп рис. 2. Значительно

повышается трещиностоп кость балок даже при минимальной толщине полп'мербетошюго слоя (серия 2). С увеличением толщнны слоя “в растянутой

зоне трещипостонкость неуклонно возрастает. Бал-
Р»с. I. Диаграммы о — е при растяжении

1,2 — полимербетона; 3 — бетона
тензометрами на базе 20 мм, а деформации растянутых и сжатых граней балок с помощью тензо-

датчиков сопротивления с базой 50 мм и индикаторов часового типа на удлиненной базе 200 мм. Деформации бетона и полимербетона по высоте сечения определялись фотоупр\ гнмн датчиками, а контролировались тензодатчпкамп сопротивления.
Метод фотоупругнх покрытий дает возможность

измерять напряжения и деформации непрерывно

по .всей поверхности, а не в отдельных точках, как

это делается, например, при электротензометрнро-

вании. Определение деформаций и ‘напряжений

■при применении фотоупругнх датчиков сводится к

измерению относительной разности хода поляризованных лучей. Для замеров использован портативный полярископ конструкции ин-ститута горного

дела им. Скочинского.
Относительные деформации
f
1
Серия
Марка
образцог
5пб

в см
тек

в кг
р
тр

в кг
£шах^.
—4
хю
е X

р.г.
хю-4
БО-1

2600
1200
10,2
1,5
1
1900
1
БО-2

2600
1200
10,0
1,1
1
2420
БО-3

2600
1200
10,0
1,4
1
2010
БД-4
0.6
2800
2400
10,1
4,1
1
2440
2
БД-5
0,6
2600
2000
9,9
3,0
1
1750
БД-6
0,6
2700
2000


1
1890
БД-7
2,0
2800
2000
10,3
10,2
1
2330
3
БД-8
2,0
3200
2400
10,6
13,5
1
1440
БД-9
2,0
3160
2400
10,5
12,5
1
2000
БД-10
5,0
4500*
2700
12,7
17,4
1
918
4
БД-11
5,0
4200
2700
12,1
15,0
1
1020
БД-12
5,0
- •
> —



БД-13
8,2
6400*
5700
14,7
22,3
1
633
5
БД-14
9,5
6500*
6500
17,3
22,0
1
730
БД-15
9,0
5800*
5250
13,25
19,8

* Нагрузка,
соответствующая хрупкому разрушению.
6S/S
Бетон и железобетон, 1969, № 5
--------------- page: 67 -----------
Рис. 3. Эпюры распределения напряжений

и предельной стадии при расчете прочности по нормальным сечениям
кн серий 4 н 5, у которых растянутая арматура

расположена в полимербетопе, т. с. при §пС 0,1/г

показали 'резкое увеличение трещиностойкости п

несущей способности.
Первые трещины в железобетонных 'балках появились при нагрузках 1100—1200 кг, начало текучести арматуры — при нагрузке 2600 кг. В дальнейшем, лод влиянием значительных прогибов происходило разрушение балок, т. е. характер разрушения соответствовал случаю 1.
Комбинированные балки под нагрузкой ведут

себя по-ииому. При толщине слоя полимер-бетона,

не превышающей толщину защитного слоя, ’выявлено повышение момента трещинообразования балок почти в 2 раза.
Балки серии 1, 2 и 3 начинали разрушаться с

растянутой арматуры, а балки серий 4 и 5 работали как 'переармнрованные и разрушение их носило хрупкий характер (разрушение по случаю 2).

Эта особенность, а также значительное повышение

несущей способности балок серий 4 и 5 указывает

на то, что полимер'бетон принимает участие в работе и должен учитываться при расчете на кратковременное действие нагрузки (рис. 3). Определение длительной прочности полимербетона на растяжение позволит сделать вывод для случая длительного действия иагрузки.
В растянутой полимербетонной части сечения

балок серий 4 и 5 трещин не было вплоть до разрушения. В бетонной части растянутой зоны сечения трещин обнаружено не было, однако последующий анализ показаний датчиков, наклеенных с

двух сторон по высоте сечения балок, выявил трещины в бетоне над полимербетонной частью сечения при нагрузках 2700 кг (для балок серии 4) и

5250 кг (для балок серии 5).
В балках последних двух серии деформации м

арматуре, регистрируемые тензометрами, значительно превысили деформации, соответствующие

гекучесги арматуры. При этом с увеличенном толщины полпмербегоппого слоя величина деформации арматуры возрастала, а состояния текучести в

арматуре не наступало. Это явление, вероятно,

объясняется тем, что к моменту наступления текучести в арматуре прочность растянутого нолпмер-

бегопа еще не была исчерпана, а .высокое сцеиле-

ипе (склсиваипс) арматуры и эпоксидного полн-

мербстона препятствовало резкому проявлению

пластических деформаций в арматуре. Можно полагать, что внутреннее растягивающее усилие целиком воспринимается полимербетонной частью

сечения. В результате 'прочного сцепления арматуры с полпмербетопом совместность относительных

деформации полимербетона и арматуры не нарушается вплоть до разрушения балок.
Следует отметить также, что в двухслойных

балках, как и сталеполнмербетоипых, арматура

включается в работу на ранних стадиях нагружения [3].
Выводы i
Двухслойные (комбинированные) балки из железобетона и сталеполимер'бетона обладают высокой трещнностойкостыо и прочностью. Применение

таких конструкций позволит отказаться в ряде

случаев от предварительного напряжения арматуры. Расчет и конструирование двухслойных балок

следует производить с учетом полимербетона в растянутой зоне.
Толщина полимербетонного слоя должна назначаться из конструктивных и экономических соображений. Целесообразно толщину полимербетон-

ного слоя ограничить величиной o=a+d^p4 + 1 см,

где а — толщина защитного слоя, которую в подобных конструкциях можно принимать не более 1 см.
Исследование работы двухслойных балок под

действием длительных нагрузок позволит дать

окончательные рекомендации по их расчету.
ЛИТЕРАТУРА
I Давыдов С. С. Армопластбетои. Известия АСиА

СССР № 4, 1960.
2.
beams'* made of resine concrete and conventional concrete.

RILEM, International simposium, Raris 1967.
3.
нов А. А., Жиров А. С. Исследование работы сталепласт-

Рстопных элементов шахтной крепи па изгиб Тр\ды ЦНИП-

По исчшахтостроя, выи. 5, Недра, 1967.
Ui toii и И'елспоботон, 1969, № 5
--------------- page: 68 -----------
УДК 1*91.87:620.1УЗ
Коррозия стальной арматуры в полимербетонах
Ииж. Г.Ж БЕРМАН, д-р техн. наук И. Л. МОЩАНСКНП
Полнмербетоны нуждаются в арми,роваиии, так

как прочность их на сжатие в несколько раз превышает прочность на растяжение [1]. При армировании полимербетонов стальной армату,рои возникает опасность ее коррозии в кислой среде бетона

па основе широко применяемого полимерного связующего — фурфурол-ацстопового мономера.
В НИИЖБе проведены .коррозионные испытания арматурной стали в полимербетонах, различных

по составу (табл. 1) п толщине защитного слоя.

Поведение арматуры исследовалось и а шлифованных обезжиренных арматурных стержнях из стали

марки Ст.5, помещенных в образцы из полимербе-

тонов. В качестве связующего использовался мономер ФАА1 и для одного из составов полиэфирная

смола ПН-1 (СТУ 30—14086—62), отвердителем

служили бснзолсульфокнслота (ВТУ МХП № 307—

54), или гидроперекись изопропилбензола (ВТУ

БУ 11—53) и нафтенат кобальта (ВТУ 33104—60).
Термоо'бработанные полнмербетонные образцы

исследуемых составов характеризовались прочностью на сжатие 600—700 кгс1см2 (полимербето-

ны на ФАМ) и 1000 кгс1с.ч2 (полимербетон на

ПН-1) и .коэффициентом однородности 0,6—0,75.
Отвержденные образцы-близнецы подвергались

коррозионным испытаниям в различных условиях

(табл. 2). Обработка стальных стержней и оценка

состояния арматуры по окончании коррозионных

испытаний проводились по известной методике" [2].
Таблица 1
Состав в
% по весу
Составляющие
1
2
3
4
Щебень гранитный
51
45
52
Щебень из боя кислотоупорной
35
керамики



Песок кварцевый
27
26


Песок кварцевый молотый . . .
10,5
17


Графитный песок



30,4
Графит молотый



13
Аидезит молотый


33,5

Мономер ФАМ
9,5

12
18
БСК
2,0

2,5
3,6
Связующее на полиэфирной смоле

(смола ПН-1 —100 вес. ч. гидроперекись изопропилбензола—

4 вес. ч." иафтенат кобальта—
8 вес. ч.)

12


Влияние среды бетона на коррозионное состояние арматуры исследовано в полимербетонах составов 1 и 2, отличающихся друг от друга типом

связующего. Для полимербетона на фурфурол-ацетоновом мономере величина pH, определенная на

.водных вытяжках равнялась 5—6, а для полиэфирного полимербетона 9—'10.
Вид связующего оказывает значительное влияние па коррозионное состояние арматурной стали.

В полнмербетоне 'на полпэфнрной смоле коррозия

арматуры отсутствует во всех исследованных средах, кроме кислоты. В горячен кислоте, обладающей высокой проникающей способностью и агрессивностью по отношению к полтмербетопу, коррозия арматуры в обоих составах значительна.
В фурфурол-ацетоновом полимербетоне коррозионное поражение стальной арматуры наблюдается во всех исследуемых средах. В воздушно-сухих

условиях испытаний оно начинается после изготовления образцов, что объясняется агрессивным воздействием кислого отверднтеля-бепзолсульфокисло-

ты иа арматурную сталь в период отверждения образцов. При дальнейшем хранении образцов в этих

условиях коррозия арматуры не увеличивается, так

как отвердевший полимербетон является диэлектриком, в котором отсутствует жидкая фаза. Таким

образом, в полимербетонах на фурфурол-эцетоно-

вом монометре арматура подвергается более агрессивному воздействию, что связано с кислым характером отверднтеля (БСК).
Химическая стойкость полимербетонов в значительной степени зависит от вида используемых заполнителей. Естественно предположить, что вид

используемых заполнителей будет влиять и на коррозионную стойкость арматуры в полимербетонах.

В табл. 2 представлены результаты коррозионных

испытаний арматурной стали в фурфурол-ацетоно-

вых полимербетонах на различных заполнителях.

Из составов на тяжелом крупном заполнителе-граните более высокими защитными свойствами обладает состав 3, что объясняется его лучшей химической стойкостью. Наибольшее коррозионное поражение арматуры наблюдается в среде горячей

кислоты, при этом коррозия примерно в 4—5 раз

выше, .чем в холодной кислоте и воде.
Более интенсивно проходит коррозия в бетоне

состава 1, нежели в бетоне состава 3.
На рис. 1 приведены кривые, характеризующие

зависимость скорости коррозии арматуры в полимербетоне состава 1 ,от срока и вида испытаний.

Вначале наблюда&тся интенсивная коррозия арматурной стали, скорость которой доходит до 2100 *

онным переносом коррозионно-активной среды и

увеличением концентрации ее на границе металл —

бетон. Во второй период скорость коррозии снижается, что может быть объяснено [3] образованием плотных пленок, состоящих из продуктов коррозии на арматуре и экранированием ими поверхности металла.
Увеличение скорости коррозии в последующее

время объясняется боле§ интенсивным проникнове-
Бетон* и железобетон, 19G9, № 5
<*7
--------------- page: 69 -----------
Т а б л и ц л 2
Внд полимербетона
Условия
испытаний
Продолжительность

испытаний в мес.
Покпзатсл»
коррозии
Состояние
иолнмер-
бстониого
образца
Площадь коррозии в %
_ »о

<0 |

и 1

о о

<0 —•
сх *
Ь --о
Е и
. X
о
сх с

р.»
О
о "о
£■“ L
О к
On х
Наибольшая глу*

бнна в мк
Атмосферные
С
Изменение
1—2
10
23

цвета
12
То же
5
45
52

18
12
S0
01
49
Воздушно-суб
Хорошее
1—2
8.8
21

хие
12
То же
1—2
9,2
10

18
1—2
9,0
7

Полн-
Вода (погруС
Хорошее
20
128
296
29
морбе-
жение)
12
50
268
306
82
TOII
СОСТсИЗЛ
18
Трещины
80
323
249
94
I
10%-ная H2SO<
П
Волосные тре25
156
ЗГ.1
3G
щины
18—20fC
12
Трещины
00
294
336
89
(погружение)
18
80
852
667
250
10%-ная H3S04
С
Волосные тре50—G0
910
2100
160
щины
50°С
12
Трещины
90
I5G0
1780
290
(погружеипс)
18
Глубокие тре100
40G0
3130
470
щины
Атмосферные
С
Изменение
0
0
0
0
цвета
12
То же
0
0
0
0
18

0
0
0
0
Воздушио-су-
С
Хорошее
0
0
0
0
хне
12
0
0
0
0
18
.
0
0
0
0
Вода (погруС
Хорошее
0
0
0
0
Полижение )
12
п
0
0
0
0
мер-
18
Трещины
1—2
10
8

бетон
состава
о
[0%-ная H2S04
6
Изменение
0
0
0
0
i
Цвета, язвы
18—20СС
12
Волосные тре1—2
10
II,G

щины, изменение цвета
(погружение)
18
То же
1—2
14
11

10%-ная H*S04
6
Изменение
10-15
107
247
44
цвета, язвы
505С
12
Трещины
70
450
513
ПО
(погружение)
18
Глубокие тре100
3870
2980
470
щины
Атмосферные
С
Изменение
1-2
12
27,6

цвета
12
То же
5
40
46

Воздушно-су-
6
Хорошее
1—2
11,0
25,5

хне
12
1—2
II.0
12,8

Полимер*
Вода (погруС
Хорошее
15
85
200
51
бетон
жение)
12
60
106
121
52
состава
3
10%-ная HzS04
С
Хорошее
20
106
245
44
18—20°С (по12
GO
239
273
70
гружение)
10%-ная H2S04
6
Хорошее
50
244
565
50
50°С (погру12
Трещины
100
1740
2030
105
жение)
Атмосферные
6
Изменение
[—2
15,5
30
_
цвета
12
То же
2
45
52

Воздушно-су6
Хорошее
1—2
15
34

хие
12
1-2
14
17.0

Полимер-
Вода (погру(5
Хорошее
:i—Г,
102
230
510
бетон
жение)
12
50
m
350
800
состава
4
10%-иая H*S04
0
Хорошее
г
191
442
780
18—20°С (по12
00
12100
13800
2050
гружение)
10%-иая HaS04
0
Хорошее
50
5730
13300
1270
50°С (погру12
100
17700
20500
5Ю0
жение)
Продолжительность хранения 6 нес.
Рис. t. Скорость коррозии арматуры п

полнмсрбстонс состака I п злкиснмостн

от услопиП среды. Толщина защитного

слоя арматуры 7 мм

/ — вода; 2—[0%-иая H«S04 при IS—

20°С; 3 — 10%-ная H2S04 Лрн 50СС
нием агрессивной среды к арматуре, из-за образования б полимербетоне глубоких трещин (состав 1), вследствие разрушения его агрессивной

средой и продуктами коррозии.
Интересные данные получены при испытании

полимербетонных образцов, изготовленных на

щебне из боя кислотоупорной керамики и графите

(состав 4). Они обладают самой высокой химической стойкостью-—ни в одной из сред при хранении образцов до одного года не было обнаружено

признаков разрушения полимербетона. Однако

кор.розия арматуры в этом составе значительно

(на порядок и более) превосходит коррозию арматуры в полимербетонах составов 1 и 3. П-ри этом

скорость коррозии в кислотах не снижается. Коррозионные язвы достигают глубины, равной 0,5—

0,9 диаметра стержня (3000—5000 мк) (рис. 2).

Язвы образуются в основном с нижней стороны полимербетонного образца. Это связано с тем, что агрессивная среда в короткие сроки проникает по

телу пористого заполнителя « арматуре, вызывая

интенсивную, яввеяную коррозию последней. Можно предположить, что с увеличением толщины защитного слоя полимербетона у арматуры такого

явления наблюдаться не будет.
На рис. 3 'приводятся результаты коррозионных

испытаний арматуры в полимербетонных образцах

с защитным слоем толщиной от 7 до 35 мм. Коррозия арматурной стали в полнмсрбстонс состава 1
и.ри хранении и горячен кислоте уменьшается пропорционально толщине защитного слоя, что свидетельствует о диффузионной проницаемости состава 1. При хранении образцов состава 4 в горячей кислоте коррозия при толщине защитного слоя

н 7 мм составляет 5790- 10~5 г1см2, но резко (в

100 раз) падает при защитном -слое 15 мм и отсутствует, если защитный слой увеличивается до

20 мм -и более. При храпении в холодных кислотах

наблюдается та'кая же закономерность. Потеря ве-
ХЗетоц и железобетон, 1969, № 5
--------------- page: 70 -----------
ill

1
&
2000
«V
*
1000
6QD
«о
V
400

S
са
200
Й-
<
юп
ч
60
сэ
о
«О
40
§
20
1
10
\
\
Ь
к
*
\
>
\
ч
4
-4
N
к]
И

tv
\\
V
Vi
2\
ц
0 5 10 15 20 25 30 35

Ветчина защитного слоя В мм
Рис. 3. Зависимость

коррозии арматуры

от величины защит*

ного слоя (в полулогарифмических координатах)

/—состав I при хранении в [0%*ной

H2S04 при [8—20°С;

? — то же, состав 4;

3 — состав \ при хранении в Ю%-ноЙ

H2S04 при 50°С; 4 —

то же, состав 4
са на 'коррозию при толщине защитного слоя 15—

35 мм (кривые 1, 2, 4) мала и обусловлена не агрессивным действием проникающей среды, а действием отвердителя — бензосульфокислоты при отверждении образцов.
Таким образом, с увеличением толщины защитного слоя ■полимер'бетона происходит значительное

торможение коррозионного процесса. Это связано

с уменьшением концентрации коррозионноактивных ионов, диффундирующих через полимербетон,

на границе полимер — металл. В силу увеличения

диффузионного ограничения концентрации корро-

зиолноактивных веществ, с увеличением толщины

защитного слоя снижается скорость адсорбции и

увеличивается торможение коррозии арматурной

стали под защитным слоем полимербетона. С точки зрения термодинамики стальная арматура в исследованных полнмербстонах не может находиться в

пассивном состоянии, следовательно, защитные

свойства полимербетопов основываются только aia

их способности изолировать арматуру от действия

агрессивной среды. В связи с этим возникновение

•и скорость коррозии арматуры зависят от проницаемости бетонов.
Установление зависимости между коррозией арматуры и "проницаемостью полнмербетонов является предметом специального исследования, проводимого авторами в настоящее время.
. Выводы
В полимер'бетонах на фурфурол-ацетоновом мономере, имеющих pH в пределах 5—6, наблюдается незначительная коррозия стальной арматуры,

не увеличивающаяся при дальнейшем хранении в

воздушно-сухих условиях.
. При хранении образцов сталеполимербетона в

кислотах, особенно подогретых, коррозия арматуры возрастает.
Коррозия арматуры в полимербетоне тормозится с увеличением толщины защитного слоя. При

использовании в качестве крупного заполнителя

пористых материалов (типа щебня из кислотоупорной керамики) крупность заполнителя должна

быть ограничена.
Полимербетон на фурфурол-ацетоновом цементе с использованием гранитного щебня и кварцевого песка в горячих кислотах обладает низкой химической стойкостью и недостаточными защитными

свойствами по отношению к арматуре.
ЛИТЕРАТУРА
1.
of resin concrete, Symposium RJLEM, Raris, 1967.
2.
тоне. Стройиздат, М., 1968.
3.
зии металлов. Изд. АН СССР, 1945.
Трудящиеся Советского Союза! Боритесь за быстрейшее

внедрение в производство достижений науки и техники! Настойчиво овладевайте современными научно-техническими

знаниями!
Из Призывов ЦК КПСС к 1 Мая 1969 года
ts/f
--------------- page: 71 -----------
УДК Gfi6.»72.7:iWl.l75
«
Свойства пластбетона на основе мономера ФА,

совмещенного с эпоксидной смолой ЭД-5
Инженеры К. С. ДОРОФЕЕВ, Г. Н. ВЫГОВСКАЯ, канд. техн. наук Ю. В. ЛИСИЦЫН
В Ростовском ппжепсрно-стронтелыюм институте проведены работы но исследованию пластбетона

на основе мономера ФА и эпоксидной смолы ЭД-5.

Состав пластбетона (по весу) мономер ФА—6%,

эпоксидная смола ЭД-5—9,1%, полнэтнлепполн-

ампн — 1,8%; кварцевый песок с модулем крупности Л1К=0,-14—54,4%, щебень месторождения

ст. Змейка Северо-Кавказской ж. д. — 32,7% крупностью зерен 10 мм для балочек н до 20 мм для кубов н прнзм.
Опытные балочкп размером 4Х4Х 16 см в возрасте 8 сут. помещены в 10%-ный раствор серной кислоты, 5%-ный раствор едкого натра и воду. Остальные образцы были оставлены па воздухе. Испытание

балочек на изгиб производилось на 5-тонном гидравлическом прессе, а на сжатие — на 50-тонном.
Изменение прочности при изгибе и сжатии в зависимости от возраста пластбетона и условий хранения представлено на верхней части графика

рис. 1. Прочность интенсивно нарастает в течение

7 сут., достигая 272 кГ/см2 при изгибе и 798 кГ/см2

при сжатии. После 28 сут. темп нарастания ее резко

замедляется. Прочность пластбетона, хранившегося

на воздухе в возрасте 300 сут., при изгибе составила

236 кГ/см2, а при сжатии — 1061 кг/см2. Скорость

распространения ультразвукового импульса в

пластбетоне наиболее быстро нарастала в течение

7 сут.
В нижней части графика на рис. 1 представлено

выраженное в процентах изменение скорости

ультразвука в зависимости от возраста и условий

хранения образцов.
На рис. 2 представлены графики развития средних для четырех образцов температурно-усадочных

деформаций и изменения температуры и влажности

воздуха. Усадочные деформации быстро развивались в течение 28 сут., а после были обусловлены

главным образом изменениями температуры. Отклонение относительных температурно-усадочных деформаций отдельных образцов от приведенных

средних значений не превышало 6 • 10-5.
Характер кривой развития усадочных деформаций хорошо согласуется с кривыми изменения прочности и скорости ультразвука при хранении образцов на воздухе (рис. 1).
Для определения сроков отверждения смол в

пластбетоне принятого состава проведены специальные исследования. Время отверждения пластбетона

оценивалось по содержанию свободных (неотверж-

денпых) смол ФА и ЭД-5 в образцах, хранившихся

па воздухе. Содержание неотвержденных смол определяли методом экстрагирования.
Из рис. 3. видно, что отверждение пластбетона в

основном завершено п течение 7 сут. (содержание
свооодпых смол к этому сроку составило всего

4,1%)- В дальнейшем процесс отверждения протекал медленно, п содержание неотвержденных смол

через 114 сут. понизилось до 3,3% и через 300 сут.

До -3,1%.
Степень отверждения смол без нагрева в течение
7
высила 96,9%.
6
1000
600
400
200
О
5
I
10
15
20
ДУ%
г

*
_ А.
Л
+' ! © 28
114
200
С
-""Г
Ч.
W"
Л3
Рис. I. Изменение прочности при сжатии Н7с ),

изгибе
звукового импульса (ДУ) в пластбетонных Салочках
/ — твердение на воздухе; 2 — 8 сут. на воздухе, 292 сут. в воде; 3 — 8 сут. на воздухе,

202 сут. в 5%-иом растворе NaOH: 4— 8 сут.

па воздухе, 292 сут. в 10%-ном растворе H2SO<
160
120
§ 80

VJ4
40
о О

О 30
а

g 20
, ,
7 26
100
200
300 сут.
10
. I S
N ^
Г \ ^
1
ч'ч>
О
100
200
300 сут.
90 £

80 |

Я*
60 <5
Рис. 2. Разните темпсрагурно-усадочных деформаций пласт*

бетона (/), изменение температуры {j) и нлажности ноiдуха (3)
Бетн и жс*л<*зобеюп, 1UG9, № 5
6S/-T
9
#7
--------------- page: 72 -----------
Т а б л п ц л
7 2В
Возраст в сут.
300
Рис. 3. Зависимость содержания свободных смол ФЛ-|-ЭД = С от

возраста пластбетона
Химическая стойкость пластбетона оценивалась

по изменению его прочности при сжатии и изгибе,

скорости распространения ультразвука, веса, а в

образцах, хранившихся в растворе серной кислоты, ■—по увеличению толщины слоя пластбетона,

изменившего цвет.
Наибольшее снижение прочности и скорости

ультразвука наблюдалось в образцах, хранивших^

в 10%-ном растворе серной кислоты. После 292 сут.

отмечено снижеине прочности при сжатии с 835 до

727 кГ/см2, а при изгибе с 277 до 224 кГ/см2. Скорость ультразвука в тех же образцах и за тот же

срок уменьшилась с 3,73 до 3,52 кж/сек. В образцах,

хранившихся в 5%-ном растворе едкого натра и воде, отмечено некоторое замедление темпа роста

прочности .при сжатии и увеличение скорости

ультразвука, но влияние этих сред в течение всего

срока испытания было менее заметным.
Изменение веса образцов, хранившихся на воздухе и в агрессивных средах, приведено в табл. I.
Образцы, хранившиеся в 10%-ном растворе серной кислоты, показали наибольшее изменение веса.

Серная кислота вызвала характерное изменение

цвета на поверхности образцов (покраснение). Толщина слоя, изменившего цвет, характеризовала

проницаемость пластбетона. Он имеет плотную

структуру и малую проницаемость для 10%-ного

раствора серной кислоты, что подтверждают следующие данные.
Длительность воздействия

10%-ного раствора H2S04

в сут.
г 20

106

192

292
Толщина слоя, изменив»

шего цвет, в мм
0,3—0,7

1,0-2,0

1,9-2,6

2,5—3,2
10
%
Условия храпения образцов
Продолжительность

наштлннн

в сут.
Увеличение Н )

пли уменьшение

(—) пес;» образцов в %
10%-иый раствор серной кислоты
192
292
+ 1,07

+ 1,10
5%-ный раствор едкого натра
192
292
+0,010
+0,042
Вода
192
292
+0,017
+0,024
На воздухе, в помещении
П р п м с ч а н и с. До погружен»

образцы выдерживали на воздухе

агрессивных сред и воды образцы

ли до постоянного веса.
200
300
и в агрессчнш

8 сут. Посл<

нромыидлн по;
+0,014
—0,033
.1с среды и году

извлечения нз

ной н нмсушгша-
Таблица
1
| Возраст в сут.
Продел прочности

R в кГ /см2

пр '
н
и
с
S
2
и
к
к *
о О
fv-
Модуль упругости

в кГ/см*
Коэффициент
Пуассоиа
при
с.
of
т.
о
*
f—ч
с.
с
о:
динамический
//.](Г5
статн
£-10“
с.
сГ
CS
о
ческнп
-5
При
а
of
о
сх
с
*
о
к
щ
о
212
858
0.922
0,512
526
3,10
2,30
2.2G
0,186
0,236
221
848
0,912
0
708
53S
3,13
2,33
2.26
0,187
0,254
226
904
0,972
0.620
545
3,08
2.49
2,43
0,173
0,216
231
900
0,968
0.667
626
3.J0
2,38
2,32
0.168
0.214
Изготовленные одновременно с балочками и из

того же состава кубы с ребром 10 см испытаны в

возрасте 212 сут. Средний предел прочности пластбетона при сжатии (кСж) равен 930 кГ/см2, а предел прочности па осевое растяжение 94 кГ/см2.

Скорость распространения ультразвука в пластбе-

тоне до нагружения кубов составила 3,85—

3,92 км/сек. Появление микротрещии в кубах наблюдалось при напряжениях 0,64—0,72 от ^?Сж- Динамический модуль упругости пластбетона оставался в пределах (3,19—3,21) - 10J кГ/см2.
При испытании призм ра шером 10X10X40 мм

па сжатие нагрузка прилагалась ступенями по 2 т.

После каждой ступени нагружения образцы выдерживали 3 мин. Деформации пластбетона при испытании призм замеряли рычажными тензометрами.

База измерений продольных деформаций равнялась

100 мм, а поперечных 80 мм. До нагружения и в

процессе нагружения призмы прозвучивались с помощью прибора УЗП-61 в направлении, перпендикулярном действующему усилию. Результаты испытания призм представлены в табл. 2. Приведенные

результаты испытаний кубов и призм говорят о высокой прочности пластбетона при сжатии и растяжении, весьма значительной предельной сжимаемости и достаточно высоких значениях статического а

динамического модуля упругости.
Выводы
Пластбетои на основе мономера ФА, совмещенного с эпоксидной смолой ЭД-5, обладает ценными

конструкционными качествами: высокой прочностью

при сжатии и растяжении, достаточно высокой упругостью и, что весьма ■'ценно, значительной коррозионной стойкостью!
Ценным свойством пластбетона является способность к быстрому отверждению без подогрева и

применения кислых отвердителей, ухудшающих адгезию пластбетона на осноес одного мономера ФА

к цементному бетону.
Пластбетои иа основе мономера ФЛ и эпоксидной смолы рекомендуем ся нснолыювать при постановлении поврежденных или при усилении пткегсг-

вениых железобетонных конструкций, а также д.г-i

антикоррозийных покрытий.
Бетон и
--------------- page: 73 -----------
УДК «*.972.7:681.175
Отверждение полимербетонов при отрицательных

температурах
Канд. техн. наук В. В. ПЛТУРОЕВ
В НИИЖСс проведена работа по изучению влияния отрицательных температур на кинетику процесса отверждении иолпмербстонои ФАМ. Было высказано предположение, что в таких бетонах па обычных отвердителях при отрицательных температурах

сшивка молекул в пространственную структуру

возможна, хотя эти процессы будут протекать значительно медленнее, чем при обычных условиях или

использовании многокомпонентных отвердителей.
Опытные образцы готовили из полимербетонов,

содержащих: мапомера ФАМ — 9—10%, бензосульфокислоты (БСК) —2,5%, ацетона — 6,5% (от веса

БС1\), кварцевой муки—17%, песка кварцевого —

26%, щебня гранитного 45%. Образцы-кубики

100x100x100 мм формовались в металлических

формах на лабораторной впброплощадке в течение

1,5—2,0 мин. Часть образцов отверждалась при

18—20°С, а остальные вместе с формами помещали

в морозильные камеры с температурой —5° и

—20°С.
Кратковременная прочность контрольных образцов при испытании на сжатие равнялась 730 кг!см2.

количество экстрагируемых веществ составляло

С,5%, что соответствует полноте отверждения 93,5 %.
Образцы, помещенные в морозильную камеру,

испытывались на сжатие через 7, 14, 28 сут. и далее

через 2, 4 и 6 мес. (табл.).
Температура отверждения

в °С
Кратковременная прочность
в кг[см*,
возраст в сут.
7
н
28
60
120
180
+20
665
720
735
730
730
—5
145
260
335
440
540
580
—20
10
36
85
141
328
400
Рисунок показывает, чго при температуре —5°С

процессы сшивки молекул связующего на мономере

ФАМ протекают значительно медленнее, чем при

обычной температуре. Понижение температуры до

—20°С замедляет эти процессы еще в большей степени, однако даже при этой температуре сшивка

молекул не прекращается.
Увеличение прочности, которая является функцией степени отверждения, с течением времени замедляется. Через 6 мес. при температуре —5°С

прочность образцов составляет примерно 600 кг/см2,

что соответствует 82% прочности, получаемой в

нормальных условиях, а при —20°С соответственно

‘100 кг!см2 и 55 %.
Набор прочности при пониженных температурах

окружающей среды в общем виде может быть выражен экспоненциальной зависимостью:
а 7
(Тт 2* иетон и экелозобеюи, 19G9, 5
где сгт— кратковременная прочность при заданной

температуре;

атах—• максимальная прочность контрольных образцов, отвержденных при обычной температуре;

а — эмпирический коэффициент;
Т — температура отверждения;

т — коэффициент, зависящий от времени отверждения ирн отрицательной температуре.
Экстраполирование кривых кратковременной

прочности показывает, что при —20°С нельзя получить степень отверждения более 80—85%, а следовательно, и максимально возможных фнзико-меха-

ннческих характеристик полимеров. В большинстве

случаев процессы отверждения натурных конструкций протекают в изотермических условиях с выделением значительного количества тепла за счет реакции полимеризации или полнкондеисацни.
В первоначальный момент по всему сечению изделия имеется равномерное температурное поле 6.

С началом процесса отверждения вследствие экзотермического эффекта и относительно низкой теплопроводности полимербетонов температурное поле

становится неравномерным с максимумом в центре

изделия. По мере развития процесса этот эффект

усиливается, и разность температур между периметром изделия и его центром быстро возрастает. Это

приводит к тому, что в зоне с более высокой температурой пространственная сшивка молекул протекает значительно быстрее и подвижность цепей

молекул по сечению образца подчиняются сложному закону распределения. Таким образом к моменту

полного отверждения связующего в центре образца, на границе с периметром глубина превращения

связующего имеет промежуточное значение.
При отверждении таких систем в изотермических

условиях и без последующего прогрева во многих
6сж, кФм2
Изменение прочное!и оора»цоп полимербеюнл ФАМ и элписимости от

нремеин н температуры отверждения

/ — при темиер.11 \ ро IS JO С; 2 — то ли* -5°С: .» * то wee —20ГС; 4—

1ыСор прочнист нолнмербеиша после 5 мое. отмержденни при —20ПС

и последующем отверждении при 1Ы—ЯУ'С
и
6$А
--------------- page: 74 -----------
случаях также не удастся достигнуть глубины превращения более 90%. В полимербетопе возникают

значительные внутрепнпс напряжения, которые могут привести к появлению микротрещин п нарушению целостности материала.
Изделия, отверждаемые при отрицательных тем-

по сравнению с аналогичными, отверждаемыми при

обычной температуре. Это объясняется тем, что

длительность процесса и отсутствие температурных

перепадов по сечению образца способствуют релаксационным процессам и образованию структуры с

минимальным количеством микротрещин1. Если образцы, отвержденные при отрицательной температуре, поместить в условия с температурой l8-f-20°C,

очи довольно быстро набирают прочность, близкую

прочности контрольных образцов (кривая 4). При
1 Карги» В. А., Слонимский Г. JI. Краткие очерки
по фнзнко-Анмнн полимеров. «Химия», 1967.
этом в|кмя, необходимое для набора максима;
прочности, уменьшается пропорционально степени

отверждения в морозильной камере.
Выводы
Экспериментально подтверждена принципиальная возможность отверждения иолнмербетонов "на

мономере ФАА\ при отрицательных температурах

до —20°С.
Длительность процессов отверждения при отрицательных температурах и отсутствие значительных

температурных перепадов по сечению образца способствуют релаксации внутренних напряжений и

образованию структуры с минимальным количеством микротрещин.
При повышении температуры до 18Ч-20°С полн-

мербетоны на мономере ФАЛА сравнительно быстро

набирают прочность, не отличающуюся от прочности контрольных образцов.
УДК 666.Я7г.7:691.175
Влияние поверхностно-активных веществ

на пластично-вязкие свойства пластбетонной

смеси на фурфурол-ацетоновом мономере
Кандидаты техн. наук А. В. ЧУЙКО, В. И. ИТИНСКИИ, инж. А. П. ПРОШИН
В Пензенском инженерно-строительном институте сделана попытка улучшить технологические

свойства пластбетонных смесей введением синтетических поверхностно-активных веществ (ПАВ),

улучшающих смачивающую способность органических вяжущих и повышающих их адгезию к поверхности минеральных заполнителей.
Для улучшения технологических свойств пластбетонной смеси на маномере ФА использовались

водорастворимые ПАВ: катапин, ОП-7, ДС-РАС и

углеводородорастворимые — проксанол 226 марки В, ОП-4, амины С7—Сд.
Влияние ПАВ на пластично-вязкие свойства

пластбетонной смеси исследовалось в интервале от

0,1 до 10% от веса мономера. Опытная смесь состояла из заполнителя — кварцевого песка —80%.

смолы —фурфурол-ацетонового мономера — 16%,

отвердителя — бензосульфокислоты — 4%.
Для характеристики пластично-вязких свойств

пластобетонной смеси выбрано предельное напряжение сдвига, определяемое на коническом пласто-

метре КП-3 конструкции проф. М. П. Воларовича и

инж. С. Н. Маркова. Этот прибор позволяет определять предельное напряжение сдвига в широком

диапазоне величин, что очень важно для пластбетонных смесей с различным содержанием отвердителя, предельное напряжение сдвига которых значительно возрастает в течение 30—40 мин после приготовления смеси. Конический пластометр дает хорошую сходимость результатов, удобен в работе.

Измерения проводили через каждые Г5 мин в течение 1 ч. Предельное напряжение сдвига нластбетон-

ной смеси определяли по формуле:
©= К (г/см2),
где Р — вес конуса со штангой н добавочным грузом в г;
И — глубина погружения конуса в см;
К — константа конуса (для угла в 45° равная

0,416).
Время 6 мин.
1*ис. I. Влияние ПАВ на предельное напряжение сдвига пластбетонной смеси п шмисимости oi их концепт*

рации. .
/ — катапин 0.25%: 2 -то же. п1Г>о/„; я — то же.
4 без добллок. П.Л И
Сетон и жемез о*Зсто? i, 1.9/19 Л'« 5
--------------- page: 75 -----------
Рис. 2. Влияние типа ПАВ на предельное напряжение

едпнга лластбетонных смесей

I — обезвоженный мономер без добавки; 2 — то же,

0.5^ проксанола; 3 — то же, 0,5% катапнна; 4 — на

обычном мономере
Исследования показали, что наибольшее разжижающее действие на пластбетонную смесь оказывают в количестве 0,25—0,5% ПАВ от веса мономера. Такие смеси характеризуются низким предельным напряжением сдвига в первые 40 мин после изготовления и быстрым нарастанием пластично-

еязкнх свойств в последующее время. Увеличение

добавок ПАВ, хотя и способствует уменьшению предельного напряжения сдвига смеси в начальное

время, но в дальнейшем сильно замедляет нарастание прочности смеси (рис. 1), что создает трудности при укладке пластбетонной смеси.
Изменение предельного напряжения сдвига

пластбетонной смеси с добавкой ПАВ (0,5% ПАВ

от веса мономера) приведено в таблице.
Время

13 мин
Предельнее напряжение сдвига в г/смг
Без
добавок
Углеводородорастворимые
ПАВ
Водорастворимые ПАВ
Проксанол
226
ОП-4
Амины
С7-С
Катапин
ОП-7
ДС-РАС
10
28
10
И
18
20
14
24
25
34
19
21
32
29
24
41
40
41
33
35
44
40
40
59
55
66
72
50
77
61
50
79
Понижение предельного напряжения сдвига

пластбетонной смеси в присутствии углеводородора-

с-творимых ПАВ объясняется, по-видимому, снижением поверхностного натяжения мономера и улучшением смачиваиия минеральных заполнителей, а

и присутствии водорастворимых ПАВ — наличием

и мономере 1,5—3% воды, что подтверждается дан-
0 10
Время в мин.
Рис. 3. Предельное напряжение сдвига

пластбстонных смесей с повышенным содержанием минерального заполнителя.
/ — без добавок ПАВ; 2 — 0.5% нроксано-

ла; 3 —0.5% ОП-7
ними рис. 2. Кривая 1 характеризует изменение

предельного напряжения сдвига пластбетонной смеси на обезвоженном мономере (мономер обезвоживался при 110— 120°С в течение 10 ч).
Добавка проксанола в такую смесь приводит к

значительному снижению предельного напряжения

сдвига пластбетонной смеси (кривая 2), а катапин

почти не понижает его (кривая <?).
Значительное понижение предельного напряжения сдвига пластбетонной смеси с добавками ПАВ

позволяет повысить содержание минеральных заполнителей в смеси. На рис. 3 показано изменение

предельного напряжения сдвига пластбетонной смеси с повышенным содержанием (на 10%) минерального заполнителя и 0,5 % ПАВ. Добавки ПАВ способствуют значительному уменьшению мономероем-

кости пластбетонных смесей, а следовательно, и

стоимости.
Введение воды (3—6% веса мономера) значительно разжижает пластбетонную смесь, но пласт-

бетон при этом имеет пониженную прочность и плотность. Пластбетон же с 0,5% ПАВ имет такую же

прочность иа сжатие, как и пластбетои без ПАВ, а

с некоторыми ПАВ даже большую.
Выводы
Введение ПАВ в пластбетонную смесь в количестве 0,25—0,5% позволяет снизить предельное напряжение сдвига смеси, благодаря чему смеси легче

и быстрее гомогенизируются.
ПАВ уменьшают мономероемкость нластбетон-

иой смеси при неизменной пластичности, способствуют повышению прочности и плотности фурфурол-

ацетонового пластбетона.
Сетон и железобетон, 1969, № 5
S4T
13
--------------- page: 76 -----------
Применение листовых полимерных материалов

для защиты строительных конструкций от коррозии
Канд. тех», наук Э. Г. БА.ПАЛЛЕВ, ннжшерм Ю. С. КУРИЦЫНА, Э. Л. КОГАН (1ШШ111 "I еплопроскт)
Проблема повышения срока службы н снижения эксплуатационных расходов промышленных зданий и сооружений химической, нефтехимической, металлургической и других смежных отраслей промышленности вызывает необходимость усиления борьбы с коррозией бетона и металла н изыскания новых эффектипных методов их защиты.
В отечественной антикоррозионной технике для защиты

строительных конструкций и сооружений чаще всего применяют

лакокрасочные покрытия и комбинированные керамические футеровки с использованием штучных кнелотоупоров. Однако

в ряде случаев защита лакокрасочными материалами, создающими на поверхности пленку толщиной 0,2—0,4 мм, и многослойными футеровкамн, фильтрующими жидкости, не может

быть признана удовлетворительной. Наиболее эффективной

защитой служат листовые пластмассы как в качестве футеро-

вочных, так н конструкционных материалов. Практическое

применение получили полиэтилен, полипропилен, полнизобу-

тилен, фторопласты, фаолнт, поливинилхлорид, бипластмассы

и стеклопластики благодаря высокой химической стойкости к

агрессивным средам, герметичности, высокой прочности, достаточной тепло- н хладостойкости, технологичности.
Полнолефины (полиэтилен, полипропилен, полнизобутилен)

обладают почти универсальной химической стойкостью и высокими физихо-меланическими показателями. Сырье для получения полиолефннов недефнцитно и имеет относительно

низкую стоимость. Создана промышленная база по производству этих материалов, которая с каждым годом расширяется.
Полнолефины в виде пленок различной толщины используются для защиты от коррозии оборудования, специальных сооружений и строительных конструкций. Одиако ввиду отсутствия надежных методов крепления этих материалов к защищаемой поверхности в настоящее вермя область применения

их в значительной мере ограничена.
Для облицовки емкостей в качестве защитного материала в ряде случаев используют полиэтилен и в последнее время полипропилен, предварительно подвергнутые специальной

обработке (инфракрасными лучами, горячими газами, хромовой кислотой или раствором хромового ангидрида в тетрахлор-

эчане). Приклеивают полиэтилен и полипропилен клеями на основе синтетических каучуков. Полученные таким образом

покрытия, к сожалению, не всегда оказываются долговечными

вследствие растрескивания при деформациях, возникающих

из-за большого (п 8—10 раз) градиента линейного расширения термопласта и металла.
Одним из методов повышения эффективности крепления

листовых полиолефннов к защищаемой поверхности является

созданне дублированных материалов, состоящих из термопласта и эластичной подложки и способных надежно приклеиваться к бетону и металлу. Применением эластичного подслоя

достигается выравнивание разности температурных деформаций облицовочного материала к защищаемой конструкции, и

таким образом предотвращается возникновение внутренних напряжений в футеровке.
В развитии работ, проведенных ранее НИИХИММАШ по

созданию дублированных материалов, ВНИПИ Теплопроекг

исследованы полиэтилен и полипропилен с подложками нз ре-

зннопых и различных стеклотканых материалов методом

экструзионного нанесения расплава термопласта на подложку.
Для дублирования использовались полиэтилен ВД и НД,

полипропилен марок ПП-3 н ПП-4, полнизобутилен листовой

ПСГ-200, бутилкаучук, СКН-40, СКС-30 и др., а также стск-

лотканыс материалы марок М-40, АСТТ, ХМ-900.
Установлено, что наибольшая прочность адгезионной связи

кристаллических термопластов с подслоем достигается при

следующих оптимальных параметрах дублирования: температура расплава полиэтилена — 195°С, полипропилена — 235’С,

давление прижимных валков — не мепее 10 кГ/см2, время
контакта расплава полимера с подложкой под даиленнем —

не менее 30 сек, добавка сажи в термопласты — не более

5%, толщина термопласта — 1,0—1,2 мм.
Двухслойные защитные материалы могут крепиться к бетонной и металлической поверхности эпоксидными, полиэфирными клеями и клеем 8S-1I. Для сварки швов покрытии используется пистолет-экструдер ПСГ1Э-5М.
Физико-механические свойства дублированных материалов

приводятся н таблице.
Показатели
о

- о
Т C'J
Чс!.
С‘
а
и-СЭ
Полиэтилен
ВД+М-10
Полипропилен

ПП-4+

+ПСГ-20 0
Полипропилен
ПГМ+М-40
Толщина дублированного материала

в мм
3.0
2.7
3,0
2.7
Предел прочности дублированного материала прн разрыве в кг!см* ♦ ♦ ♦ •
200
200
312
312
Относительное удлинение прн разрыве
600

700

Прочность связи дублированного материала на отслаивание в кг!см ...
2.4
3,3
3.6
4,4
В последнее время Донецким Промстройннипроектом разработаны полимержелезобетонные конструкции, в которых

поверхность железобетона защищена облицовкой из полимерного материала. В этом случае используется совместная работа трех материалов: стальная арматура воспринимает растягивающие усилия, бетон — сжимающие, а полимер придает

конструкции непроницаемость, химическую стойкость, износостойкость. Для облицовки используются полиэтилен, полипропилен, поливинилхлорид и ряд других термопластичных материалов, изготовляемых в виде листов любой длины и ширины до 1884 мм, у которых одна сторона ребристая, а другая гладкая. Профилированные листы могут быть надежно

скреплены с железобетоном путем предварительной укладки

в опалубку до бетонирования изделия или втаплнвания их ребер в поверхностный слой свежеотформованных изделии. Применение таких конструкций дает возможность совмещать бетонные и антикоррозионные работы и получать значительный

экономический эффект.
Широкое распространение при защите от коррозии бетонных и железобетонных конструкций нашел полихлорвиниловый

пластикат — листовой материал, получаемый вальцеванием

смеси полихлорвиниловой смолы с пластификатором (дибутил-

фталатом) и стабилизатором fстеаратом кальция). Пластикат

водостоек, не подвержен действию кислот, щелочей слабых и

средних концентраций и многих органических растворителей,

обладает довольно высокими физико-механическими показателями.
Для крепления пластиката к защищаемой поверхности до

последнего времени использовался клей 88-Н, а также пер-

ллорвнннловыс клен.
Во ВНИПИ Теплопроект проведены работы по созданию но-

ного клея для приклеивания полихлорвинилового пластиката

к металлическим и бетонным поверхностям. Предлагаемый

клей ЛЛР-IV представляет собой компаунд на основе акрилового сополимера БМК-5 и нефтеполнмерной смолы и имеет ряд преимуществ перед пер хлорвиниловым клеем и клеем 88-Н: высокую водостойкость, химическую стойкость, теплостойкость (до + 120°С). Разработана технология прихлеи-

ииния пластиката толщиной листа 8—5 мм к защищаемом поверхности с применением клея JlAP-fV. Сварка швов покры-
/f/г
Бетон и железобетон, 1969 5
--------------- page: 77 -----------
Til я производится с помощью ролнкл-лубчлткп п воздушной

горелки (тина ('-(ИМ) н.ч нею глубину нахлестки (2—2,Г> г.и).
Волыпии интерес нредегаилиег такжр применение п наместо облицовочных материалов при антикоррозионной лащп-

IO Железобетонных II МСТЛЛЛПЧССКНХ конструкций фторииля-

егоп, обладающих упниерс.ч.пыюй .химической стойкостью. Облицовка, как правило, ведекя но сете. Пленка фторопластов, нагретых до размягчения, накладывается па еетку п нрес-

суотси. Наиболее перспективны двухслойные материалы, наружный слой которых состоит из фторопласта-4, а ннутрсп-

ннй —■ из этого же материала с минеральными наполнителями, которые Ос:) всякой обработки могут приклеиваться любыми клеями к защищаемой повсрхностн.
Использование дублиропанных полимерных материалов для
%
защити от коррозии бетонных и металлических строительных

конструкций н сооружений иозиолпт резко унеличн п» срок их

службы, полностью исключить толе гнетенные дорогостоящие

и многодельные футеровки. Экономический эффект от псноль-

.!ос.аппя полимерных листовых материалов п.чамсп футероиок

на 1000 -ч2 только благодаря сокращению капитальных затрат

составляет бел учет долговечности покрытия Э = Л(Сi—С2),

где .1 — объем прон.шодстиа;
С'| — прямые затраты н накладные расходы при устройстве
1
пича па зама.чке «Арзамит-.Ч»;

паниого иолпизобутнленом.
:-)= 1000 (40,00—18,00) ^ 12 000 руб.
бвцения
УДК 6G6.972
О влиянии отрицательных температур на прочность бетона
Д-р техн. наук В. М. МОСКВИН, инж. В. Н. ЯРМАКОВСКИИ
Несмотря на то, что в последнее время появилось значн-

тельш е количество работ о влиянии отрицательных температур

на прочность бетонов высоких марок .проблема морозостойкости бетона в строительных конструкциях до сих пор остается

нерешенной. Для ее решения необходимо дальнейшее накопление п аналнз экспериментальных да,иных о влиянии отрицательных температур на прочностные и деформативные характеристики бетонов самых различных составов; ггри этом

характер температурно-влажностных воздействий также должен быть самым разнообразным.
В связи с этим не вызывает сомнений актуальность рассматриваемой работы1. Авторами была доставлена задача в

натурных условиях колеблющихся отрицательных температур

(от 0° до —42°С) исследовать на бетонах различной начальной прочности влияние длительности воздействия этих температур, а также величины минимальной температуры принятою

режима испытаний на изменение прочностных характеристик

бетона.
Решение поставленной задачи имеет известный практический интерес, поскольку большинство бетонных и железобетонных конструкций сооружений на Крайнем Севере и в СевероВосточной части Сибири могут работать в какой-то мере в

подобном температурно-влажностном режиме. Подход же исследователей к решению этой задачи нельзя признать правильным.
Так, для установления влияния величины абсолютного минимума длительно действующих (в течение 150 сут.) колеблющихся отрицательных температур, авторы определяли проч-

псстные характеристики бетона, подвергнутого одному циклу

кратковременного (5—6 ч) замораживания и оттаивания. По

результатам этих экспериментов можно сделать лишь частный

вывод, применимый только к данному режиму испытаний, но

никак нельзя делать какие-либо выводы применительно ко

всему многообразию температурных режимов работы бетона

даже в одном и том же климатическом районе.
Кроме того, те иыводы о влиянии величины абсолютного

минимума отрицательных температур, которые были сделаны

по роультагам указанных кратковременных испытаний, не

мечут быть целиком приняты еще и но следующим п-ричинам.
Выводы сделаны на основании сравнения величин призменной прочности /?,ц> бетона оттаявших образцов, однократно

замороженных до температур —39° и —32°С. Отметим, что для
1
тельное влияние отрицательных температур на прочность бетонов

емгоких марок. «Бетон И железобетон», 1968. № II.
обоснованных выводов далеко недостаточно варьировать всего

двумя температурными точками, к тому же весьма мало отл.ч-

чающимися по величине. Кроме того, как показывают исследования, проведенные в ЦЛК НИИЖБ и других организациях,

величина /?„р бетонов высоких марок и естественной влажности (каковые и испытываются в рассматриваемой работе)

после одного цикла замораживания и отта|гвания, при замора-

живанни даже до —70°С, практически не изменяется. Следовательно, та разница в величине Япр бетона, котбрая получена в

работе при указанных испытаниях, может быть объяснена

только погрешностью эксперимента.
Необходимо обратить внимание иа необоснованный и неправильный по существу вывод о влиянии начальной прочности бетона и его влажности на сопротивление длительному

воздействию переменных отрицательных температур.
Вонпервых, тот общий вывод, который делают авторы о

влиянии начальной прочности бетона, может иметь только

частный характер и действителен только для бетонов исследуемых в данной работе составов.
Во-вторых, рядом работ [1—3] установлено, что решающее

влияние на морозостойкость бетона оказывает не его начальная прочность, а в значительно большей степени его водоцементное отношение и структура. При одинаковой начальной

прочности бетон, имеющий различные величины В/Ц и различную плотность, будет иметь различную морозостойкость.

Это положение, обоснованное многочисленными исследованиями, ,не требует здесь особого развития.
Что касается влияния влажности бетона на его морозостойкость, то авторы рассматриваемой статьи для выяснения данного вопроса сравнивают величины естественной плажнос:и

бетонов различных составов. Такой подход к решению поставленной ими задачи неправилен, поскольку по данным последних теоретических н экспериментальных исследований [4—С]

решающее влияние на морозостойкость бетона имеет не его

весовая влажность, а степень водонасыщения пор и капилляров. Поэтому с выводами авторов статьи по данному вопросу

нельзя согласиться.
Наконец, необходимо отметить, что объяснение большинства результатов исследований дано авторами или в недостаточно четкой форме, или эти объяснения далеко не являются

исчерпывающими, а в некоторой части просто неверны.
Например, из результатов данной работы следует, что после

длительного воздействия на бетон колеблющихся отрицательных температур, его призменная прочность уменьшается в

большей степени, чем кубиковая. Объяснение этому авторы на-
Г.стон и железобетон, 19CS, № 5
43/Г
15
--------------- page: 78 -----------
ХОЛЯТ ПО ВЛИЯНИИ СИЛ трОЛИЯ между (Шориммп 1'.|К111ЯМ11 II

плитами пресса при нслытаппн кубнкон ил сжатие. Пи таким

образом можно объяснить погрешности методики исследований, а не их .результаты.
Далее, плпяпие длительности действия мороза при резких

колебаниях отрицател[.ных температур ла снижение прочности

бетона атч>ры объясняют «температурными деформациями

бетона и постепенным расшатывание*! его структуры за счет

различия коэффпцпептои температурного расширения льда...

н скелета бстош». Объяснение это не совсем четкое н далеко

неполное. Так, если говорить о расшаты,наннн структуры бетона, то решающее значение здесь будет иметь не разлнчиг и

коэффициентах температурного расширения льда п скелета

бетона, в сущности правильно отмеченное авторами.
Ослабление связей структурной .решетки бетона будет вызываться прежде всего многократно попториьпмн силовыми нагрузками на стенки пор н капилляров, возникающими при соответствующих многократных резких колебаниях отрицательных

температур.
Указанные силовые воздействия могут развиваться в бетоне за счет действия избыточных давлений различного вида,

возникающих при фазовых переходах воды и лед [4, 5]: гидравлического давления отжимаемой мезаморзшей части воды
н давлении дополнительного крнста.члольдообра.юнаппя и капиллярных норах нрн миграции и последние поды из головых

нор.
В заключение необходимо отмстить, что, несмотря на наличие 'ряда лоложптельных сгорон, расоматрнпаемая статья

может ле,правильно ориентировать читателя.
ЛИТЕРАТУРА
I.
цнн при отрицательных температурах бетонов различных видов твердении. М., Стройиздат, НЮ-!.
'2. Горчаков Г. II. Морозостойкость бетона it зависимости от

его капиллярной пористости. «1»етон и желс.шбстои*.
3.
nderung des Zcmenstcines auf cie Froslwiderslandsfaliigkeit des Bclons-

.Banstoffinduslric-, 19GG, N 7.
4.
and Conlrol. „Journal of American Concrcle Jnslilute“,
5.
„Cement. LIm and Gravel", 19GG. vol. 41. N C.
С. Москвин В. М.. К а п к и н М. М.. Антонов Л. II. Влияние отрицательных температур на прочность и упруго-пластические

спопства бегона. «Сетон н железобетону. 19(>7, К* 10.
7.
Понижение температур плавления воды в капиллярах пористого тела.

ДЛИ СССР. 1359. № 4.
t
УДК ССв.9-4С2
Производство бетонных неармированных безнапорных труб

средних и больших диаметров
Канд. техн. наук Ш. А. ЛОМИДЗЕ («Грузоргтехстрой»), инж. 3. С. ДЖАПАРИДЗЕ
(«Закавказметаллургстрой»), канд. техи. наук О. И. КВИЦАРИДЗЕ (ИСМиС АН ГССР)
На комбинате железобетонных изделий треста Закавказмг-

таллургстрой в г. Руставн (Грузинская ССР) в 1965 г. организован опытный полигон с тремя технологическими линиями

для изготовления бетонных труб (рис. 1). Каждая линия длиной около 100 м представляет собой бетонное основание, на

котором по рельсам ширококолейной железной дороги передвигается самолодная трубоформующая машина «КЖБИ-2».

На каждой из линий производятся бетонные трубы соответственно диаметрами 500, 700 и 1000 мм\0500 и 700 мм— с раструбами, а 1000 мм — с четвертью (рис. 2). Длина труб —

1750 мм; толщина стенок в зависимости от диаметра —8—
11
Технологией предусмотрены: подача бетона в бункер трубоформующей машины, формование трубы, распалубка изделия

н перехода станка на новую позицию.
По продольной оси рельсовой колеи предварительно через

каждые 1,5—2,0 м раскладывают чугунные литые кольца-поддоны, которые придают торцу трубы необходимое очертание
Рис I. Общий вид открытого полигона для производства бетонных

'
(раструб, четверть и т. д.). При передвижении станка, в моменг,

когда форма располагается над поддоном, срабатывает реле

конечного выключателя, машина останавливается, наружная

оболочка н сердечник металлической формы опускаются на

поддон. Бетонная смесь’ через ленточный питатель-затвор

заполняет форму. Одновременно работают вибраторы, которые

отключаются после прнгруза свежеотформованной бетонной

массы прессующим кольцом. С помощью специальных направляющих кольцо, движимое гидравлической системой высокого

давления, осуществляет пригрузку бетона. Усилие от пригруза

кольца на поверхности бетона достигает 4—4,5 кг/см2. Кольцо-

прнгруз также удерживает бетон в форме при распалубке.

Распалубка производится при подъеме формы с помощью

вмонтированной в машину электролебедки (рис. 3).
Твердение бетона предусмотрено при естественных условиях в течение 2—3 дней (летом) и при термовлажностной обработке в течение 6 ч. Затем для дозревания бетона изделия

переносятся на площадку готовой продукции.
Для подачи пара паропровод со специальными ответвлениями, подающий пар внутри трубы, прокладывается непосредственно .рядом с технологической дорожкой. В процессе подачи

пара на трубу накидывается брезентовый колпак.
Одно изделие изготавливается в течение 6—8 мин. За смену машина производит в зависимости от диаметра от 36 до

55 шт. изделий; годовая производительность — 8500 м3 труб.
Изготовление труб различных диаметров осуществляется

путем замены формы, колецнподдонов и кольца-трипруза. Машина компактна, вес ее около 13 г, габариты — 3560Х4540Х

ХбЗОО мм. Машину обслуживает один рабочий.
Показатели бетонных труб, изготовляемых на Руставскоч

КЖБИ, ори ведрен ы в табл. 1.
Т а б л и ц а I
Внутренний

диаметр в мм
Толщина

стеики в мм
Длина в мм
Теоретический

вес в кг
Марка
Сетона
500
80
1750
335
300
700
90
1750
515
300
1000
НО
юоо
795
300
Состав бетона марки 300 ла 1 м3 изделия: цемент марки

500—340 кг, песок — 560 кг, щебень (при максимальной фракции 20 мм) —-9300 кг, ВЩ — 0,55.
Для определения эффективности данной технологии основные показатели бетонных труб сопоставлялись с показателями
Бетон и железобетон, 1ЭСЭ. № 5
--------------- page: 79 -----------
>
УД К l.liC.'l l I6.BSS
Влияние облучения на свойства цементного камня
Канд. гсхп. наук В. Г». ДУГ.РОВСКНИ, инженеры В. В. КОРЕПЕВСКИИ, Б. К. ПЕРГЛЛШИЦИК
Пзпсстио, что под поздспстгнсм идериых излучений материалы изменяют спои физико-технические сноистпа. 11 сел с дожит я радиационной стойкоеги бсгонок [!—Г>1 показали, чю

после облучении интегральными нейтронными потоками 10м—

10=| нсйтр/см• некоторые нз них увеличиваются н объеме с од-

нопрсмсниым уменьшением их плотности, теплопроводности,

коэффициента температурного линейного расширения, прочности и упругих свойств. Полученные данные показали, что изменение свойств бетона после облучения является следствием

радиационных повреждений его составляющих [3—Г)]. Поэтому

важно исследовать влияние облучения на вяжущие н заполнители.
В данной работе рассматриваются результаты исследовании радиационной стойкости цементного камня из портландцемента Воскресенского завода, характеристики которого приводятся ниже.
Физико-технические характеристики портландцемента (по

ГОСТ 310—40:
активность — 416 кг/см2; нормальная густота цементного

теста — 28,75; срок схватывания 2 ч 15 чин — 3 ч 55 мин;

объемный вес—1.1 т/м3; уд. вес — 3 r/м3; уд. поверхность

3097 см-/г; тонкость помола: остаток (по весу) на сите

900 отв/см-—1.34%; на сите 5100 отв/см-—10,22%, прошло

через евто 5100 отв/см2 — 88,44%.
Химический состав портландцемента в % по весу:
Si02 —24,78; Fe203 —5,33; AI203 —4,35; CaO —58,80;

S03 — 2,55; потерн при прокаливании — 2,55; прочие потерн —

1,94.
Состав цементного теста:
цемент—1503 кг/м3; воды затворення — 547 кг/м3; объемный вес — 2050 кг/м3.
Образцы (цилиндры диаметром и высотой 15 мм) облучались в экспериментальном канале реактора БР-5. Десять образцов помещались в капсулу из нержавеющей стали. Температура, интенсивность потока нейтронов и спектр потока по длине капсулы изменялись в значительных пределах, поэтому по

условиям облучения партии облученных образцов можно разделить на две группы (табл. 1). Температурный режим первой

группы облученных образцов показан па рисунке. Характер

температурных колебаний для образцов второй группы такой

же, как для образцов первой группы.
Таблица I
Параметры облучения
Группа облученных образцов
первая (семь

образцов)
вторая (три

ооразца)
Интегральный поток, ХЮ*1 нейтр^см* .

в том числе поток быстрых нейтронов с

энергией более 0.8 Мэе,ХЮ*°нейтр/см*
Потащенная доза, ХЮ12 рад
Максимальный поток во время облучения, Х1014 нейтр/см2 сек
в том числе поток быстрых нейтронов с

энергией более 0,8 МзвХЮ13 нейтр/см*-
•сек
Средняя энергия нейтронов, Мэе ....

Максимальное тепловыделение в цементном камне во время облучения в вт/см3

Максимальная температура во время облучения в СС
2—2,1
1.7-=-1,9

0,94-0,95
0,954-1.0
0,84-0,9
0.27
0,854-0.9
4004-450
0,24-0,3
0.054-0.09
0,094-0,15
0,14-0.15
0,0254-0,04
0,15
0.094-0.14
150
Контрольные образцы, изготовлявшиеся одновременно с облучаемыми, были разделены на две партии, одна из которых

("холодная») находилась в нормальных условиях (температура 15—25°С, влажность — 00%), другая («горячая») — в температурном режиме облучаемых образцов (по характеру, количеству и продолжительности температурных качек), однако

максимальные температуры не превышали 300°С.
Извлечение образцом нз капсулы после облучения н исследование их свойств проводились в горячих камерах н боксах.

11олучепные результаты приведены в табл. 2.
Итоги исследования. Измерение геометрических размеров

образцов показало, что облученные н контрольные образцы

(«горячие») уменьшились в размерах. Наибольшим усадка (до

3%) отмечена на облученных образцах нерпой группы (-100—

450”С), у образцов второй группы уменьшение составило 0.7 н-

-=■ 0,9% (150СС), у контрольных «горячих» — до 2% *300°C), а

у контрольных холодных изменения размеров не зафиксировано. Анализ полученных измерений и литературных данных

[(>—II] позволяет сделать имиод о том, чго облучение цементного камш) в указанных дозах радиации не влияет на изменение геометрических размеров образцов. Усадка цементного

камня является следствием длительной выдержки ври высоких

температурах.
Взвешивание показало, что облученные образцы верной

группы потеряли до 12% нега, второй группы — до 7%.

контрольные «горячие» — около 10%, вес контрольных

«холодных» образцов не изменился. Анализ результатов

взвешивания образцов, полученных в данной работе и

по литературным данным показывает, что изменение веса

цементного камня происходит за счет газовыделенвя и главным образом потери воды, вследствие воздействия высоких

температур. Облучение в указанных потоках раднаннн существенно не влияет на водосодержанне.
Полученные значения коэффициента теплопроводности первой партии облученных образцов — 0,62 ккал/м - ч - °С: второй

партии—0,65 ккал/м- ч -°С н контрольной «горячей» партии —

0.63 ккал/м • ч * °С имеет расхождение между собой в пределах

точности измерений. Повышенный коэффициент теплопроводности контрольных «холодных» образцов (0.74—

0.77 ккал/м-ч-°С) объясняется большим илагосодержанием

последних. Таким образом, облучение цементного камня не

влияет на его теплопроводность.
В табл. 2 приведены относительные температурные деформации образцов цементного камня, измеренные дилатометром

при первом и втором нагреве. Коэффициент температурного
Таблица 2
Образцы
Относительное изменение в %
Коэффициент теплопроводности при 100°С в

ккал/м• ч-° С
Коэффициент температурного

линейного расширения,
ХЮ ^ град *
Прочность при сжатии

в кг/см1
, о
1*11

5 с. г-

f= с я

“ к —
ш
О о
L. О я
« C-clE

hs- =
линейных I

^ размеров |
веса
100
200
300
3.1
11.8
0,60
410
0,38
3,0
Н.4
0.62
450
0,38
Пер2,9
11,6
0.6-1
480
0,40
вая
3,0
12.0

8.2
8.9
8.5
520
0,42
Облугруппа
3,0
12,5

540
0.45
ченная
2,9
11,9

550
0,46
партия
2,9
12.2

600
0.47
Вторая
0,8
7,4
0.63
440
0,35
группа
0,7
6,3
0,64
9,5
7,5

450
0.33
0,9
6,8
0.68
380
0.31
1.9
10,3
0.61
440
0.32
Контрольная
1,9
10.2
0,63
400
0,30
горячая пар2.0
10,0
0,64
9,5
9.2
7,8
380
0,28
тия
1.9
10.1

370
0,24
1.9
10,7

320
0,22
0,1
0.0
0.74
500
0.37
Контрольная
0,0
0,0
0.75
10.1
480
0,35
холодная
0,0
0,0
0,77
0.5
6,7
480
0,33
партия
0,0
0,0
(8.9)
(8.1)
(7.8)
410
0,-Jl
0,0
0,0

390
0.25
П р и м с <1 а п
и (*. В
скобк.-ix лппы коэффициенты температурного
линейного расширения прп
итором
нагреве.
Гастон и железобетон. 1969, JSR» 5
SS/JT
--------------- page: 80 -----------
SS/r
\
линейного расширении облученных u контрольных образцов
lip.'IKTIMU'CKH ОЛШ1ЛКОН II П) 1ЧЧ-.М .Ul.lll.l.flllll’ p.’ICOMaТриН.'ЮМЫХ
температур оказался р;пкч| (7.S !).Г0 \ HH‘ |рад ', чш находится ii хорошем соглао’н о данными р:'Гнчм |9]: (о Н- 1!)) ;<
,• !()-(. град-1. Приведенное спиде юльоп'.угг о тол, чк> оО.'Цчс-

Hi:c не влнчег на температурные .^формации помет пою

КаМНН.
.Прочность нортландцоменпюго k.mnii согласно работам

[12, 13] после нагревания до 200—250V несколько увеличивается, с дальнейшим повышенном температуры начинает уменьшаться п при температурах выше 400' снижается резко. Результаты настоящих исследований несколько иные. Прочность

«горячих» контрольных образцов (300°) снизилась на 13% по

сравнению с контрольным» «холодными», прочность второй

партии облученных образцов (1 Г)0°С, интегральный поток 2,5Х

X 1020 нсйтр/см") практически не нзменг.лась, что с позиций температурной пыдержкн находится н хорошем согласии с данными работ [12, 13]. Наряду с этим oivij ;епныс образцы первой

партии (4004- 450°С, поток нейтронов 2ХЮ’1 исйтр/см*) не

снизил прочности, что следовало ожидать при температуре выдержки свыше -100°С, а напротив увеличили ее на 10-^- l!i% по

срависшпо с контрольными «холодными" образцами. Некоторое увеличение нрочпосш цементного камня (первая группа

облученных образцов) происходит за счет его уплотнения, а

также за счет изменении структуры г- результате облучения

высокими потоками неГпропов.
Изменение деформатниных свойств (тангенса угла наклона кривой сжатия при нагрузке 0,2 от разрушающей) показывает относительное уменьшение пластичности н увеличение

хрупкости материала, что характерно для многих материалов

[14] при облучении нейтронами.
I
Выводы
Портлапдцементный камень после облучения интегральными потоками нейтронов до 2х Ю-1 нейтр/см2 (быстрых нейтронов с энергией больше 0,8 Мэе — I.8X1020 нейтр/см2) не меняет геометрических размеров, коэффициента температурного

линейного расширения, коэффициента теплопроводности и веса. Изменение этих характеристик может произойти за счет

влияния температур, сопутствующих облучению.
Портландцемент является хорошим вяжущим для разработки высокораднацнонностойкнх бетонов, предназначенных

для использования в интегральных нейтронных потоках до

2X1021 нейтр/см2 и выше.
Выбор заполнителей для высокораднацнонностойкнх бетонов следует производить с учетом данных о радиационной

стойкости иортландцементного камня приведенных в данной

работе.
ЛИТЕРАТУРА
1.
бетона на портландцементе. «Беточ и железобетон», 1966, № 2.
2.
свойства жаропрочных бетонов. «Атомная энергия* т. 21, в. 2, 108,
1966.
3.
защитных материалов, статья в сборнике «■Вопросы физики защиты

реакторов*. Атомиздат, 1968.
4.
обычного бетона. Атомная энергия т. 23, в. 4. 310, 1967.
5.
лучения на шамотный бетон «'Бетон н железобетон», 1968, № I.
6.
щие в жароупорных растворах и Сетонах на портландцементе, Труды

НИИЖБ, № 7, rip 30, М., Госстррйиздат, 19597.
точки трения влияния на них’ игкоких тем'*ратур Сборник «Пуццо-

л.шоиг»Г“ цементы», изд. В НИЦ, *7., 1936.
8.
равлических цементов ил и\ механические свойства и линейные размеры. «Цемент», 1937. .V* 7.
0.
10. Салманов Г. Д Фи -ию-химические процессы, происходящие при нагрей; нни жаропрочного бетон» на портландцементе. Сборник «Исследование но ;кар«нф' 4i ovy бетону и жслезобеюну», Гос-

С1рпнн°даг, М.. М54
11
19Г>.
\%. Г у ]) в и ч И. Н. О влиуи«‘и нагревания на прочность цемен- 4

то]*. «Цемент». 1034. 12.
13.
доменных шлаком, как заполнителей /itapovnopuoro бетона. «Научное •

сообщение ЦПИПС», в. I(l. J oi г| ойнздаj, 1 '155*.
И Г» о и о б с е в с к и и с]. 1 Денсишс облучении на материалы. I

М.. Атомиздат, 1067.
Вг'тон • и аколозоботоп, 19С9, № 5 1
!
--------------- page: 81 -----------
УДК Г.ЛЙЛ17.017
Определение объема и давления защемленного воздуха

в бетонах и пористых каменных материалах при водонасыщении
Д-р техн. наук М. 3. СИМОНОВ
В бетонах, растворах и пористых каменных материалах

поры п капилляры являются сообщающимися, а неполное заполнение капилляром водой может вызываться не замкнутостью пор1, а строением капилляром, обусловливающим защемление в них воздуха.
Защемление воздуха п капиллярах (рис. 1,6) происходит,

например, при затпореинн бетонной смеси, когда пода п капиллярах пористого заполнителя дпнжстся от периферии к центру. Но. оно будет происходить и и случае одностороннего соприкосновения пористого .материала с подои из-за неодинаковой скорости движения ее в капиллярах разных диаметров

(рис. 1.0).
Значение строения капилляров целесообразно рассмотреть

на примере потопов с пористыми заполнителями. Известно,

что формирование свойств легких бетонов протекает в условиях взаимодействия двух капиллярных систем: цементного

теста, постепенно затвердевающего в цементный камень, и

пористого заполнителя. Зерна пористого заполнителя подобно

«мнкронасосам» отсасывают нз цементного теста воду, «аккумулируют» ее в капиллярах н отдают обратно цементному

тесту по мере его затвердения н высыхания. Но если ограничиться сказанным, то значит дать не только примитивную, но

н неправильную схему происходящих в легких бетонах капиллярных явлений.
Действительно, если бы в зернах пористых заполнителей

при их водопоглощеннн не происходило защемления воздуха,

то заполнитель отсасывал бы нз цементного теста ровно

столько воды, сколько вытесняется воздуха нз его капилляров. т. е. в тесте происходила бы замена водяных пор равнымн

по объему воздушными порами и плотность цементного теста

оставалась неизменной. Но так как в капиллярах заполнителя

происходит защемление и сжатие части воздуха, то объем

отсасываемой им из цементного теста воды превышает объем

отдаваемого тесту воздуха. В результате в контактном слое

между цементным тестом н заполнителем возникает градиент

давления, обусловливающий повышение плотности цементного

камня.
Отмеченное явление в бетонах на пористых заполнителях,

названное нами «самовакуумированием», и может служить

объяснением для тех случаев, когда легкие бетоны, при неизмеримо большем суммарном объеме пор, чем обычные бетоны,

при прочих сопоставимых условиях, имеют не только большую

прочность на сжатие, но и большую водонепроницаемость.

Без учета объема и давления защемленного воздуха невозможно также объяснить объемные изменения свежеотформо-

ванных бетонных изделий и бетонных смесей при тепловой обработке, поскольку главным вспучивающим фактором в них

при температурных перепадах является газовая фаза.
В зависимости от строения капилляров давление защемленного воздуха может значительно превышать 1 атм. Объем

воды, всасываемый капиллярно-пористым материалом, будет

более объема воздуха (давление 1 атм), вытесняемого из поп

и капилляров. Среднее давление защемленного воздуха в капиллярах бетонов и пористых каменных материалов определяется расчетом на основании опытных данных.
Прибор (рис. 2) представляет собой металлический сосуд

емкостью 2,14 л с плоским дном и объемной конической

крышкой. В дне имеются уноры, на которые устанавливается

образец. При испытании заполнителя на упоры ставят сетку

с ячейками 5 мм. В середине дна имеется отверстие и в него

вставлена втулка на резиновой шайбе, соединяющая сосуд с

металлической трубкой, снабженной пробковым крапом. Конец другой трубки соединен с резиновой трубкой, идущей от

бака с водой, установленного примерно на 100 см выше

прибора.
а)
Б)
1
ристые материалы с системой сообщающихся или замкнутых пор, п

«анксимосги от того, остаются ли поры материала
ностью заполненными воздухом при достаточно
мании на водь.
Вето» и железобетон, 19G9, ХЛ 5
Рис. 1. Схема защемления воздуха н капиллярах бетона к пористых каменных материалов

а — одностороннее движение воды; 6 —встречное

движение воды; / — воздух: 2 — вода
Рис. 2. Прибор для измерения объема и давления защемленною ноздуха в бетонах при подонасыщении

/ бюретка; 2— втулка; 3— кран пробковый; 4 — штуцер; о — крышка; 6 — болт откидной; 7—упор для крепления прибора; 8—цилиндрический cocvti; 9—ргмипо

вая трубка; 10, II - - прайм; 12— стеклишыя трубка пы-

дупроп.ишаи; 13— деревянный щит дли кропления прибора
<<f/r
Яо
35
--------------- page: 82 -----------
Трубка, соединенная с сосудом, сообщается с горизонтально расположенной металлической трубкой, имеющей также

пробковый крап. Па кочне этой трубки постаплсио колено, н

котором специальной тайкой закреплена вертикально установленная градуированная стеклянная трубка.
Коническая крышка крепится к сосуду шестью откидными

болтами с барашками. Для герметизации между крышкой н

сосудом ставится резиновая прокладка. В боковой части

крышка снабжена штуцером с пробковым крапом. Штуцер

служит для надевания шланга от лабораторного вакуум-насоса. Над верхним концом конической крышки имеется втулка,

в которой специальной гайкой закреплена бюретка с крапом.

Диаметр бюретки и градуированной трубки принимается от

15 до 25 лв зависимости от пористости изучаемых материалов. Сосуд упорами прикреплен к вертикально установленной деревянной доске.
Прп изготовлении нескольких прпборов все опи закрепляются на одном общем деревянном щите и резиновыми шлап-

гамн соединяются к общему баку с водой. В бак наливают

свсжекниячепую (охлажденную) или дистиллированную воду.
Объем и давление защемленного воздуха определяют па

образцах пз бетона (раствора) или камня в виде кубиков или

цилиндров размером до 10 см в поперечинке и на заполнителе,

рассеянном на фракции 5—10, 10—20 пли 20—40 мм, в обьемс

около 2 л По стандартам определяют удельный н объемный

вес бетонных н каменных образцов, а также заполнителей

(и куске).
Испытуемые материалы высушивают в сушильном шкафу

при температуре 105—П0°С до постоянного веса и взвешивают с точностью до I г.
Рассчитывают суммарный объем пор и капилляров по формуле
Р /7v —7о\
п)
где О — объем пор и капилляров в смг\
Р— вес материала в сухом состоянии в г;
7 у— i дельный вес;
—объемный вес бетона (раствора) н камня нлн объемный вес заполнителя в к\ске в г/см3.
Предварительно определяют объем сообщающихся пор и

капилляров в материале (00) в условиях вакуума. Для этого

испытуемый материал укладывается в сосуд, закрываются

крышка и все краны. На штуцер надевается шланг от лабораторного вакуум-насоса, открывается кран (3) и включается

вакуум-насос. После того как вакуумметр на ресивере покажет предельное разрежение, открывается кран (10) и сосуд

заполняется водой. Краны (10), (3) и вакуум-насос отключаются.
Как только отметка воды в бюретке перестанет изменяться,

бак отключается, снимается резиновая трубка, открываются

кран (10) и кран бюретки для выпуска воды. Затем открывают крышку, вынимают из сосуда испытуемый образец, мягкой влажной тканью удаляют с его поверхности воду п немедленно взвешивают с точностью до 1 г.
Суммарный объем сообщающихся (открытых) пор и капилляров в материале:
00
где Р\ -— вес материала в водонасыщенном состоянии в г.
Суммарный объем закрытых пор и капилляров в материале составит
03
После определения суммарного объема сообщающихся (открытых) пор н капилляров материал снова высушивают до

постоянного веса и после остывания укладывают в сосуд.

Крышку сосуда и кран (3) закрывают, а кран бюреткп и

кпап (11) открывают. После фиксации времени t\, в сек, открывают кран (10). Как только вода заполнит сосуд и бюретку, крап^ь (10) и бюретки закрывают, фиксируют иремя /2, а

также уровень поды и бюретке н трубке (12), принимаемые за

нулевые. После этого, через определенные промежутки времени (/з, /<...), фиксируют уровень поды в бюретке и трубке.
Испытание считается законченным, когда разница между

двумя отметками воды в бюретке и трубке, сделанными через

I ч, составит менее 0.1 мл.
Уровень воды п бюретке и трубке фиксируется н течение
I
каждую минуту, второго часа — через каждые 10 мин н в последующее время — через каждый час.
В начале опыта уровень поды в бюретке н трубке, по закону сообщающихся сосудов, одинаков. В дальнейшем, если

в материале не происходит защемления воздуха, то в результате всасывания поды в его поры и капилляры вытесняемый

из них воздух будет собираться в верхней части бюретки, а

уровень воды в пей и в трубке снижается. Но отметки воды

в бюретке и трубке будут постоянными. Если же в материале

происходит защемление воздуха и сжатие объема, то уровень

поды в трубке (12) опускается ниже отметки воды в бюретке.
По понижению уровня коды и бюретке определяют объем

и скорость вытесненного воздуха, а по разности отметок

поды в бюретке и трубке — объем воды, всасываемой материалом без вытеснения воздуха, н скорость этого процесса.
По окончании опыта бак отключают, снимают резиновую

трубку н открывают крапы (10) п бюретки, после чего открывают крышку, образец вынимают пз сосуда п немедленно

взвешивают (Р*) с точностью I г.
Объем воды, вошедшей в поры п капилляры материала:

В = Р,~ Р.
Объем защемленного воздуха в материале определяется

как разность между суммарным объемом сообщающихся (открытых) пор п капилляров н воды, вошедшей в поры п капилляры материала:
0с = 0о — В.
Если В равно объему воздуха в бюретке, то давление защемленного воздуха равно атмосферному, причем разница

.между последними замерами уровня воды в бюретке и трубке

(.4) будет равна нулю.
При А ф 0, давление защемленного воздуха определяется

из выражения
(Ос + Ов)
Рг =Pt
где р — атмосферное давление;
Ос— объем защемленного воздуха;
0„—объем воды в трубке при высоте А, где
„ я d2
Ов = —-— А,
4
причем d и А выражаются в с.к.
Объем воздуха в бюретке образовался лишь за время наблюдения после закрытия крана, т. е. за промежуток времени

после U. Поскольку время между t\ и t2 кран бюретки был

открыт, в результате опытов следует ввести коррективы. Для

этого вычерчивают кривые изменения отметок воды в бюретке

и трубке для t2, t3, t4 и т. д., а для /|, нх значения принимаются

по экстерполяции.
Выводы
Предложен метод и прибор для определения объема и давления защемленного воздуха в порах и капиллярах бетонов,

растворов, пористых камней и пористых заполнителей. Этот

метод служит также для определения действительного суммарного объема сообщающихся (открытых) н замкнутых пор

и капилляров н скорости водоцоглощеиня в условиях вакуума

и атмосферного давления.
3(3
/5А
3/
--------------- page: 83 -----------
УДК r»<if».!172.7:53MS5
Влияние напряжений сжатия на морозостойкость бетона1
Инж. Л. Л. ГОНЧАРОВ, канд. техн. наук В. С. ГЛАДКОВ
13
ительства псе бо.тсо широкое нрнмснсппс находят бетон н железобетон. По услошшм службы в сооружении значительная

часть конструкций, пересекающих зону переменного уровня

воды, находится иод действием сжимающих напряжений н

подвергается многократному замораживанию и оттаиванию.

Долговечность бетона в этих условиях до настоящего времени

практически не изучалась.
В то же время в ряде исследований установлено влияние

напряженного состояния на морозостойкость бетона [I—4].
Для падежного обеспечения долговечности конструкций

морских гидротехнических сооружений необходимо исследовать влияние напряжений сжатия на морозостойкость бетона

при оттаивании в морской воде. С этой целью в ЦНППС под

руководством канд. техн. наук Ф. М. Иванова проводится исследование2, результаты которого частично излагаются ниже.
Для опытов использовали бетоны двух составов (табл. I),

одинаковых по удобоукладывасмости смеси и по прочности,, по

отличающихся но морозостойкости, благодаря применению в

одном нз них добавок СНВ н ССБ [5].
Таблица 1

**«•
CQ
Добавки
Призмы 10X10X^0 см
Призмы 15x15x90 см
R в

пр

кг/см*
Д°
т
возраст

в сут.
О
R в

пр

кг[смх
*°т
возраст

в сут.
о
R
пр
R
пр
Rnp
^пр
0.45
Без добавок
420
0,37
60
0
410
0.26
60
0
0.3
392
0.26
56
0.3
0.4
380
0,25
52
0,5
0.5
300
0.21
30
0.7
0.6




0.4
СНВ—0,007%
0
412
0.20
60
0
ССБ—0.15%
300
0,41
60
0.3
410
0,25
56
0,3
от веса
0.4
405
0.22
52
0.45
цемента
0.5
294
0,18
30
0.7
0.6




Для приготовления бетонных образцов 10Х10X40 и

1Г)Х 15X90 см использовался портландцемент Белгородского

завода с активностью 540 кг/см2, щебень гранитный крупностью 5-т-10 и 10—20 мм, песок кварцевый с модулем крупности 2,88. Расход материалов на I м3 бетона в кг: цемент—

360, несок — 620. щебень — 1250. Возду.хововлечение в бетоне с добавками составило 2,4—2,6%, в бетоне без добавок—

0,6%.
Нагружение бетонов в призмах 15x15x90 см осуществлялось путем передачи напряжений от предварительно напряженной арматуры на бетон в возрасте 3 суток, когда он имел

более 70% проектной прочности. Напряжения передавались

ступенями. При этом на каждой ступени измеряли продольные и поперечные деформации призм, а также скорость ультразвука поперек образца. По изменению скорости ультразвука

и коэффициента поперечной деформации определялись границы трещинообразования [6].
В табл. I приведены данные о границе трещинообразования

R° в бетоне в момент передачи напряжений на бетой в долях

от его призменной прочности. За время хранения до начала

испытаний на морозостойкость относительный уровень напряжений в призмах понизился за счет увеличения призменной

прочности бетона и за счет ползучести.
Деформации ползучести измерялись в период хранения с

помощью съемных деформометров и по ним были подсчита-

таны потери напряжений, которые к началу испытаний составляли 0,1—0,15 R Пр.
Бетонные призмы 10x10x40 были установлены непосредственно перед испытаниями в пружинные нагружающие устройства и нагружены до заданных степеней сжатия (см. табл. 1).
1
2
ратории ЦПИИС.
15 процессе испытаний на морозостойкость в образцах измерялись продольные остаточные деформации, скорость ультразвука перпендикулярно продольной осп образцов и динамический модуль упругости — С хна-
Прн испытаниях образцов 10X10X40 см из бетона без добавок наибольшую морозостойкость (140 циклов) показали

призмы с С = 0,3 Ящ,- Быстрее всех (носле 20 циклов) разрушились образцы с максимальной степенью нагрузки —

С=0,С Призмы с'сг = 0.5 А’црИ иена груженные выдержали

соответственно 95 и 75 циклов Скорость разрушении хорошо

иллюстрирует график изменения скорости ультразвука (рнс. 1).

После прохождения 35 циклов н образцах с напряжениями

0,3 и 0,4 R„v были измерены потери /:дт, . которые составили

в а=0 — 57%; С=0.3— 17%;о =0.4 — 30%.
По данным испытаний построен график изменения морозостойкости в зависимости от напряжений сжатия и показана

кривая изменения скорости ультразвука при кратковременном

загружеинн. Как видно из рнс. '1. наибольшую морозостойкость

имеют образцы с напряжениями, не превышающими границу

R°. Прн нагружении до больших величин напряжений морозостойкость бетона понижается. Такой характер изменения

морозостойкости находит объяснение в работе О. Я. Берга [7].
Призмы с небольшой степенью напряжении (0,3 R„r) имеют деформации расширения (рис. 3), а остальные показывают

сокращение размеров тем большее, чем больше нагрузка.
Используя данные работ О. Я. Берга, Е. Н. Щербакова,

А. П. Рожкова [8, 9], мы подсчитали величины деформаций

ползучести для бетона аналогичного состава, но не подвергавшегося попеременному замораживанию и оттаиванию. В

табл. 2 полученные величины деформаций за период времени,

соответствовавший 30 циклам, сопоставлены с величинами деформаций испытанных образцов.
Как видно нз табл. 2, при сг =0,5—0,0 Rпр деформации бетона, подвергаемого попеременному замораживанию и оттаиванию значительно превосходят величины деформаций ползучести. Причем рост деформаций при испытаниях на морозостойкость носит прогрессирующий характер (см. рис. 3). Это

обусловлено, вероятно, снижением призменной прочности бетона в ходе испытаний и, как следствие, увеличением зна-

а
чення — .
R пр
С. км/сек
4
3
2
0
Количество Циклов
Рис. I. Изменение скорости ультразвука в бетонных призмах I0vfI0y40 см (состав без добавок)
1
0,5 R \ 5 — 0.G R
пр
Бетон и железобетон, 19СЯ, 5
6S/S
--------------- page: 84 -----------
*0,3 *0,2 1-0,1 0 -0,1 -0,2 -0,3 At м/сен
Рис. 2. Изменение морозостойкости нагруженного бетона У и скорости ультразвука при

кратковременном нагружении 2
Таблица 2
О
Расчетные величины

деформации ползучести
Замеренные деформации

при попеременном замораживании н оттаивании
R
пр
—5
5
0.3
-7.3-10
+3,3-10
—5
—5
0,4
—0,7-10
-3,3-10
—5
—5
0.5
—13,4*10
-18-10
5
5
О.С
—16.1-10
—35-10
Необходимо отметить, что продольные деформации сокращения не сопровождаются уплотнением бетона, о чем свидетельствует падение динамического модуля упругости и скорости ультразвука поперек образца (см. рис. 1).
В железобетонных призмах I5X15X90 см из бетона без

добавок с первых же циклов началось интенсивное разрушение торцов, чему, вероятно, способствовали растягивающие

напряжения, возникающие в зоне анкеровки арматуры. При

этом средняя часть призм, где производились замеры деформаций и скорости ультразвука, оставалась в удовлетворительРнс. з. ()ciaio>iiii.ic деформации бетонных прнлм 10у

у^10у40 lai (состаи бе» добавок)
а=0; 2—а=0,3 R ; 3—а=0,4 R ; 4—о=0.5 R
пр
ном состоянии. Изменение скорости ультразиукл показано иа

рис. -1. Л||алоп|>щ.1Й характер разрушении предварительно напряженных железобетонных балок отмечался рядом исслодо-

шпелей, и частости С. В. Шсстопсровым при исследовании

морозост ойкостп • предварительно иаприженпых железобетонных шпал [10].
Наиболее напряженные призмы (о —0,7 Цщ,) хрупко разрушились после 18 циклоп с раскрытием трещин пдоль арматуры. В остальных призмах разрушение носило характер округления углов и осыпания бетоиа п шло постепенно от торцов к

середине.
Образцы с о=0,5 Rnp окончательно разрушились после 80

циклов. Образцы с напряжением сг = 0,3 /?пр и ненапряженные

ныдержалн соответственно 100 и 90 циклоп и после 60 циклон

млели продольные деформации расширения е, равные 4 • I0-4

и 20- I0-5.
Следует отметить, что в армированных призмах неличпиа
а
- изменяется от цикла к циклу не только в зависимости

Аир
от величины потери прочности Лир, по п от пелнчпиы и знака

остаточных деформаций. Кроме того, она может изменяться и

и течение одного цикла вследствие различия температурных

коэффициентов бетона и стали.
В начале испытании были замеры деформации призм н ходе

одного цикла нрп замораживании до —15°С п подсчитаны

действительные напряжения в призмах при этой температуре.

Средняя замеренная деформация при изменении температуры

от 0° до —15°С составила величины еэ = 8 ■ 10~5. Ксли бы при

этом коэффициенты линейного расширения бетона и стали были одинаковы, то величина деформации составила бы ет=

=а A t— 12 ■ Ю-6 • 15=18- 10-5. Следовательно, арматура дополнительно имеет деформации растяжения е = ет — =

= 10- I0-5, откуда аа= г£=200 кг)см2 и а(-,=с.,р. = 12 кг 1см2.
Таким образом, в наших опытах при замораживают до

лов увеличилась на 12 кг/см2 (при F=6%). При замораживании до более низких температур, когда ag резко уменьшается

и даже меняется знак, а также при увеличении коэффициента

армирования, эта величина может Сыть значительно больше

[11] и оказывать отрицательное влияние на морозостойкость

бетона при нагрузках, превышающих границу трещинообразо-

ваиня.
Образцы состава с добавками показали резко отличающиеся результаты. Все они выдержали около 900 циклов замора-

живання и оттаивания и продолжают оставаться в хорошем

состоянии.
В течение первых 100—150 циклов в призмах I5XI5X

Х90 см, нагруженных до с=0,7 ЯПр. произошло незначительное шелушение поверхности бетона, но при последующих

циклах увеличения разрушения не наблюдалось, и к настоящему времени образцы 15x15x90 см с разными степенями

обжатия различии по внешнему виду не имеют.
Изменений в скорости ультразвука в течение первого испы-

та'слыюго сезона (300 циклов) в образцах состава с добавками обнаружить не удалось. За время второго сезона (600

циклов) произошли незначительные потери скорости ультразвука, показанные на рис. 5.
В образцах 10X10X40 после 240 циклов был измерен динамический модуль упругости. Его изменение в процентах по

отношению к первоначальному показано в табл. 3.
Таблица 3
До испытаний
После 240 циклов
о = 0
о — О.ЗЯ
пр
с = 0,4/?
пр
О = 0,5У?
пр
с = o.6fi
пр
Эталоны

в воде
100%
100%
102%
&
102%
100%
99%
105%
После 900 циклов образцы с нагрузкой о =0,6 Кщ, и ие-

паI ружейные -имеют незначительные поверхностные разрушения.
При наибольших напряжениях (о—O.ij WHp) величина деформации составила исен-
чина па целый порядок меньше величии остаточных деформаций, имевших место при разрушении образцов состава без

добавок.
38
М/т
Пот он и железобетон, 19G9, № S
£5
--------------- page: 85 -----------
С, км/сек
Количество иихлов
Piu\ 4. HiMi'iiciuu* ciiopocni yjiinjKl.iHyiwi и железобетонных приз*

мах 15у15у90 см (состав бел добавок)
1 — неармнроиаппые призмы (Юу 10у -10); 2—0=0; 3—О—0,3 ^ S
4-С=*0,5 R
up
С, км/сек
Количество цикпоб
Рис. 5. Изменение скорости ультразвука в бетонных призмах

Юу 10X^0 (-ч (состав с добавками) за период с 300 до 900 циклов
1—0=0; 2—С=0,3 R ; 3—0=0,4 R ; 4—С=0.5 R ; 5—0=0.6 R
пр
Таким образом, можно отмстить, чго зависимость морозо-

оойкостплхг напряжений сжатия для 0сгони с добавками слабо виражсиа п должна раесма i рыпаться, скорее, как тенденция.
'
Напряжении сжашя в пределах 0,2-0,.} /\Мр (для беюна

без добавок, испытываемого с отганианнсм в морской воде)

способствуют увеличению морозосювкостн бетона. При напряжениях 0,4—0,5 /\И|1 морозостойкость находится в пределах

эталонной (а — 0), а нрн дальнейшем увеличении нагрузки понижается.
Бетон особо высокой морозостойкости, содержащий ноздд'-

хононлекающне добавки, позволяет допустить большие по

сравнению с бетоном обычного состава (без добавок) степени

сжимающих напряжений (до 0,6 А’,,],) без снижения морозостойкости бетона.
jimvi’.vm’A
I. П о д в а л ь н 1.1 й А. М. Исследование морозостойкости n.irpv-

Ьчгнного бетой.I. Тру.ил ПИИЖ1* iu.ni. 12. Ifl-»‘Х
'2. Ьодров Г. Д., Ефим it н л 11. С. О морозостойкости предварительно напряженною бетона. *1 ру ды ЛИП/КГ. кмп. -43, 1965.
3.
4.
предельном состоянии по до.повечносгн бетонных и железобетонных

сооружении. Груды координационные совещаннй но гидротехнике,

вып. 31. J1.. 19(И>.
л. В и п о I р ;i д о в я Э. А. Потопы высокой морозостойкости. «Бетон и железобетон». 1067. № Ю.
13. Б е р г О. >1. Физические основы теории прочности бетона н

железобетона. Госстроииздат, 1961.
7. Берг О. Я- О предельном состоянии железобетонных конструкции по долговечности бетона. Ьетои и железобетон, [964, № 11.
5.
зучести и усадки бетона при проектировании железобетонных конструкции. «1>етон н железобетон», I9G7. № 8.
9.
бетона «Бетой и железобетон*. 1967. Л« 9.
10.
I960.
[[. М о с к в н и В. М.. К а п к п и М. М.. М а з у р Б. М. Дефор-

v.mii.i гидротехнического беюна при низкнч отрицательных' темпе*

;>лтурл\. Труды координационных совещаний по гидротехнике, выи.

'27. 1966.
УДК 693.554
Эффективность использования установок для электронагрева

арматурных стержней
Кае I. техн. наук А Н. ПАВЛОВ
При производстве предварительно напряженных железобетонных конструкций па I г арматурном стали расходуется

от 100 до 180 квт-ч. Расход энергии можно значительно снизить, если повысить к. п. д. 4Лск|роуста1юоок по нагреву арматурных стержней.
К- п. д. таких установок можно определить по формуле
= 'II ■
где %—ь. п. д., учитывающий потерю энергии в окружаю

шую среду мри нагреве стержней;

тг2—к. п. д., учитывающий потерю энергии п приводах, it

зажимных контактах, а также на нагрев мсталличс-

ческих частей установки;

т]3—к. п. д. сварочного трансформатора.
Эксперименты показали, чго при кратковременном нагреве

стержней то 300—450’С можно пренебречь потерями тепла па

лучепспуск шне. Тогда количество тепля, ушедшего ч окружающую сред} ъл единицу времени, »жре ю.1яется уравимшем:
_ 1_
%.с ■■='/>■(!- е Г) ^ж1сек,
Iи -1 (jп и жилезобиген, 1УП9, № 5
1де <?у—установившееся количество тепла, подводимое к

стержням в единицу времени, в дж/сек;

t — время нагрева в сек;
Т — постоянная времени нагрева в сек.
Начальная температура ыержией принят равной температуре окружающей среды.
Для арматурной стали ныченне 7 подсчитывается по формуле:
7’ ~ 17 d сек,
где rf — диаметр С1ержнн в мм.
Количество тепла, отчаппого п окружающую среду за время I, определяем jравнением:
КГ
(1„ с - \ Чи.с dt ,)Ж’
о
i
Тепло, поД|1о in мое к пержилм за то же i;p'\1Я ibiip ni

t-KT, состаппг:
Q —
39
65/Г
--------------- page: 86 -----------
■Выделим шесть ограничений таким образом, чтобы матрица

коэффициентов оду , имела отличниц от нулю определитель.
Добавим к этим шести неравенствам следующее —т7^> 0 н

получим семь неравенств, которые запишем в матричной

форме:
Ат + D > 0.
Остальные 4 неравенства можно нредстаппть также в матричной форме:
Вт + b 0.
Объединение обоих неравенств (5) н (G) даст ■систему неравенств (4). Для рассматриваемого конкретного примера численные представления этих неравенств следующие:

1
0
0
0
5,5
0
0 0
1
0
0
5,5
0
0
0
0
I
4,
1
0
0
0
0
0
0
4.
I
0
1
0

I
0
0
0
1,9
0
0
0
0
0
1,26
I
0

0
0
0
0
0
0
I _
91,15

34,8
78,3
+
78,3
>0
105,76
101,9
0
_
0
1
0
0
1,87
0
0
0
0
I
0
0
1,26
0
0
0
1
4,145
0
0
0
0
0
0
4,145
0
I
0
(5')
т?
+
+
86,6
101,9
164.97
164.97
>0
(6')
Теперь можно перейти к новым переменным по формуле:
x = Am + D; х' = (*!, ... л7).
На основании (5) все х,- «СО.
Уравнение (7) можно решить относительно
т = УГ1 (х — D)
и подставить это в (3) и (6'). В результате получим:
а) \/х — Рг — и = 0; V = H'A~l; v = Н' A~l D\ "I

fi) Тх + Г> 0; Т = ВЛ~Х\ i — b — BA~~l D. )
С
Задача заключается в определении максимума функции

(х) с одновременным выполненном условий (9). Эта задач

■была решена по стандартной программе для ЭВМ, н результ;

тс чего было получено решение:
^«* = 4,073 г;
х* — (0; 0; 42,727; 83,179; 11,77; 100,37; 50,34),
которое является оптимальным планом задачи. Полстзви

значения в (8), определим распределение усилии и момеито

и состоянии предельного равновесия. Это распределение пока

заио на рис. 4. Значение РМакс незначительно отличается о-

полученного экспериментальным путем (Рэксл =4,100 г),

из неравенств (4) в равенства превращаются только те, кото

рые характеризуют прочность сечении I н II по первому слу

чаю внецеитрепного сжатия. Это означает, что в сечениях I i

II образовались пластические шарниры. Такая картина пахо

днтся в полном соответствии с экспериментом.
Следует отметить, что в результате решения только стати

ческой задачи получается кинематическая схема пластнчсскоп

механизма. Эта схема в ряде случаев может быть достаточт

сложной, поэтому применение кинематического метода может

вызвать значительные трудности именно с выборе различны:

схем пластического механизма. Тем не менее кинематический i

статический методы приводят к одинаковым результатам, ес

ли в кинематическом методе рассмотрены все пластические ме

хапизмы, •проходящие через «подозреваемые» сечения статнче

ского метода.
В целом для сложных систем много раз статически неопре

делимых применение методов линейного программирование

оказывается в настоящее время наиболее оптимальным. Дл?

формирования задачи в надлежащем виде необходимо толы«

вычисление элементов матрицы // н коэффициентов в условия:

прочности (I). Дальнейшие подготовительные операции сво

дятся к транспонированию, перемножению и обращению матриц. Для получения окончательного решения можно восполь

зоваться имеющимися в достаточно широком наборе стандартными программами для ЭВН, решающими симплекс-задачу.
ЛИТЕРАТУРА
f. Гвозде® А. А. Расчет несущей способности конструкций пс

методу предельного равновесия. Госстройнздат, 1949.
2.
ских изгибаемых систем. «Строительная механика и конструкции»

Минтнс, Вильнюс, 1964.
3.
нейного программирования. Сб. «IV конференция по бетону и железобетону». Москва, J9S6.
4.
рии предельного равновесия. «Механика», 1966, № 2 (96).
5.
programming and plastic limit analysis. Proc. Roy. Soc. 1959, 251,

N 1264.
6.
предельному рввиовесию с применением линейного программирования.

Сб. «Вычислительная н организационная техника в строительстве н

проектировании». М., Гипротнс, 1968.
7.
лезобетонных рам. Сб. «Строительная механика», МИИТ, вып. 174,

Трансжелдориздат. 1963.
УДК 693.547
Особенности твердения бетонов из горячих смесей
Кандидаты техи. наук Д. С. МИХАНОВСКИЙ, Ю. П. КЛДОШНИК
При оценке прочностных показателей бетона из горячих

смесей необходимо руководствоваться четырьмя критериями:

прочностью бетона в раннем возрасте (сразу после распалубки или через сутки после иее), месячной прочностью бетона из

горячей и холодной смесей того же состава, твердевших в

нормальных условиях, и месячной прочностью бетона нормального твердения из холодной смеси того же состава, но с

меньшим ВЩ.
Эксперименты проводились с соблюдением следующих условий: 1) при укладке горячих подвижных смесей их подвижность-была в пределах 5—9 см осадки конуса; 2) при укладке
30
горячих жестких смесей показатель жесткости находился в

пределах 50—60 сек по техническому вискозиметру; 3) кубы

из горячей смеси после формования выдерживали в течение

4—5 ч при температуре +80°С. Последующее твердение кубов происходило в нормальных условиях вместе с контрольными образцами; 4) контрольные кубы были изготовлены из

смеси, используемой при разогреве (т. е. того же состава и

водосодержания, что и горячие).
Результаты обработки данных более чем 30 серий экспериментов, проведенных в ЦИИИЭП жилища, показаны в табл. 1.
Известно, что при тепловой обработке бетона спределяю-

45/4
--------------- page: 87 -----------
щее влияние па кнпепшу роста н целпчппу его прочности

оказывают два минерал;! цементного клинкера: трехклльцпс-
пый ал юл
ся основным носителем прочностных свойств цемента. По при

прогреве тсм.пы роста прочности п се конечная величина запн-

сят от трехкалышевого алюмината, содержание которого может быть различным. Так, нап^юлыпип рост прочности в первые часы прогрева наблюдается у выожоалюмппатных цементов.
Однако в месячном возрасте (прочность их оказывается па.

10—20% ниже, чем она могла быть при нормальном твердении, в то «рем» как те же .показатели прочности у среднеалю-

мннатпых цемептои весьма близки друг другу, а ппзкоалюмн-

натные цементы могут даже обеспечить получение результатов в прогретых образцах более высоких, чем у образцов,

твердевших в нормальных условиях {I].
Данные табл. I свидетельствуют о том, что эта закономерность сохраняется только при жестких составах горячих смесей в раннем возрасте. В остальных случаях проявляются

преимущества предварительно электроразогретых смесей па

низко п среднеалюмипатных цементах (рис. I).
Весьма характерным и постоянным оказался .недобор прочности бетона из жестких смесей в месячном возрасте (независимо от минералогического состава цемента). Причем, как

показали специальные исследования, при обычных расходах

цемента и увеличении В/Ц до 0,65—0,75 недобор прочности

полностью исчезает.
Другим аномальным моментом применения горячих смесей

является относительно более медленный в раннем возрасте

набор прочности жесткими составами сравнительно с подвижными (независимо от минералогии цемента).
Преимущества составов с повышенным вадосодержанием,

проявляющиеся в короткие сроки твердения, специфичны для

горячих смесей: вследствие повышенной водшотребностн жесткие составы с низким В/Ц оказываются часто недостаточно

эффективными.
Повышенная водопотребность цемента в горячих смесях

может быть проиллюстрирована данными о количестве связанной воды при различных условиях вызревания бетона. Эксперименты, проведенные во ВНИИЖелезобетоне, говорят о том.

что в ранние сроки твердения связывание воды в бетоне из

горячих смесей происходит в 1,5 раза быстрее, чем аналогичный процесс при пропаривании. В последующий период твердения количество связанной воды в бетоне из горячих смесей

примерно такое же, как и при нормальном твердении, но во

всех случаях оно оказывается больше, чем в пропаренном

бетоне.
В целях определения взаимодействия цемента с водой в лаборатории физико-химических исследований НИИЦемента методом количественного рентгенографического анализа была

определена степень гидратации минералов портландцементно-

го клинкера [2]. Опыты проводились на цементном тесте нормального твердения и разогретом по тому же режиму, что и

бетонные образцы из горячих смесей. При этом был использован низкоалюминатиый Ахангаранский портландцемент.
В 28-суточном возрасте степень гидратации прогретых цементных образцов оказалась на 5% ниже, чем в образцах

нормального твердения (70 и 75%).
При прогреве бетонной смеси иа этом цементе прочность

прогретых образцов в 28-суточном возрасте оказалась выше,

чем образцов нормального твердения, хотя степень гидратации в цементном тесте обоих видов твердения оказалась практически одинаковой.
Анализ термограмм, полученных в лаборатории физико-химических исследований ВНИИНСМа, показал, что фазовый

состав продуктов гидратации при использовании горячих смесей идентичен наблюдаемым при твердении в обычных условиях. Этот результат совпадает с данными, полученными

Р. Ковачем [3], который указывает, что различия наблюдаются только в составе гидроалюминатов. Некоторые авторы |4,
5] считают, что при обработке смеси электротоком большое

значение имеет правильная дозировка гипса, обеспечивающего

связывание трех кальциевого алюмината в гидросульфоалюми-

нат. Эта мера вызывается обильным образованием сульфоалю-

мииатов, наблюдаемым при электропрогреве.
Исследования, проведенные в НИИЦементс (Ю. М. Мали-

инным и А. Б. Бреслером), объясняют взаимосвязь, существующую между пластическими свойствами горячей смеси и

процессами последующего тврдення бетона. Ими установлено,

что ускорение загустевания разогретой смеси на первом этапе, т. е. в процессе электроразогрева, вызывается интенсивным
Бетон и железобетон. 1969. № 6
110
л

< ■
Г1
100
сз
у
F
90
О
И
С1
60
ы
а:
гч
70
о
о.
с:
60
«о
F
50
о
С)
х
>
40
о
30

i
/
/
1 3 7
Длительность тВердения бетона 6 сутках
2S
I’iic. 1. Рост ирочност бетона из горячих подвижных смесей на

различных цементах
/ — ннзкоалюмннатиые цементы; 2 — срелнсалюмннлтнме цементы:

3 — високоалюмннатиие цемент!,I
образованием гндросульфоалюишта кальция (что совпадает

сданными других исследований), а продолжающийся вслед за

ппм, в период выдержки горячен смеси, процесс окончательной потери пластических свойств связан с началом кристаллизации Сп(ОН)г, который происходит н основном периоде гидратации трейкальцневого силиката. При этом было установлено, что в условиях повышенного водосодержания смеси п

сравнительно высоких температур, происходит образование

крунных правильной гексагональной ':формы кристаллов

Са(ОН)2. Величина кристаллов возрастает с ростом температуры (40;j- и менее — при нормальном тверденнп, 50,и.—при

75° н 60 ;j- — при 90°).
Из этого видно, что технологические особенности горячего формования способствуют быстрому росту прочности цементного камня на ранних стадиях твердения, что связано с

увеличением размеров отдельных кристаллов и кристаллов

Са(ОН)2, возникающих в условиях повышенных температур.

Это явление наиболее четко наблюдается при большом водо-

содержаннн смеси н повышенном содержании алита. Поэтому
Таблица 1
Прочность бетоиа из подвижных и жестких горячих смесей

по сравнению с прочностью контрольных кубов в %
Вид цемента
После
распалубки
В воз* расте
1 CVT.
В возрасте

28 сут.
Прочность контрольных кубоп

п 28 сут.
I
подвижная
i
жесткая
подвижная
к

г:
V
Р
и
CJ
£
1
подвижная
жесткая
Ни°коалюминлтный
50
27
70
107
94
100
Среди алюмпнатный
44
30
57

100
90
[00
Высокоалюмипатный
36
37
42

97
92
100
Твблица 2
Сопоставление прочности бетона из горячей смеси с прочностью

контрольных образцов из смеси со сниженным водосодержаиием в 0^
Цемент
Содержание

в %
В/Ц
Прочность бетона из горячей смеси
><
н 2 0
— Q. П
1
г^СО

* О
c3s
С,А
Подольским . . .
52
Л
0.75
68
07
0.69

100
Злпода „Пролетарий" ....
56
4
0,86
87
78
0,7 fj

100
Белгородский
04
4
0.78
С5
7 г
0,72

100
Воскресенский
50
9
0,84
ЮС
92
0.7С

100
31
£6
--------------- page: 88 -----------
вующнх одновременно н неоднозначно. В частности, не вызывает сомпенАй целесообразность уменьшения во.чосо держи-

пня в случае больших интервалов времени от затворення смеси до ее разогрева в со язи с тем, что при нормальной температуре процессы взаимодействия цемента и воды в смесях с

мопьшим В/Ц протекают быстрее, что подтверждается данными табл. 4.
Переходя к рассмотрению горячих керамзитобетоганых смесей, следует отметить, что специфика их связана с пористой

структурой заполнителя, которой в значительной мере определяется водосодоржаннем составов. В процессе разогрева н в

последующий отрезок пременн происходит миграция воды в

заполнитель н из него в растворную составляющую смесн,

вследствие чего по расходу воды горячие смесн не на много

отличаются от обычных холодных (рис. 2).
Меньшая связность керамзнтобетошюн смесн по сравнению

с тяжелыми составами приводит к более значительным потерям воды при разогреве н формовании за счет испарения и

утечки, чем объясняется главным образом, необходимость

увеличения водоцементного отношения.
Увеличенное водосодержанпе имеет значение не только

для взаимодействий воды с цементом, но и с мелким заполнителем, обладающим гидравлической активностью, а пористость

цементного камня не имеет особого значения в связи с тем,

что расход цемента в бетонной смеси, как правило, выше необходимого с позиций обеспечения требуемой марки бетона

изделий.
Рнс. 2. Расход портландцемента н прочность бетона в

зависимости от срока термосного твердения

/ — прочность бетона в возрасте 1 сут.; 2 — то же,
3
28 сут.; С — расход портландцемента иа I м3 бетона
Влияние введения добавки хлористого кальция на водосодержаиие

и прочность бетона из горячей смеси
лучшие прочностные показатели в раннем и в месячном возрасте получены на низко- и среднеалюминатных алнтовых цементах и подвижных составах с высоким водосодержанием.
Таким образом, повышение водосодержания в горячих смесях приводит к ускорению процесса твердения и более полной гидратации цемента. Однако это лишь одна сторона процесса, связанного с введением дополнительной воды.
Если сопоставить прочность бетона из горячей снеси в месячном возрасте с марочной прочностью бетона того же состава, ио с меньшим В/Ц (соответствующим подвижности холодной смеси, равной горячей в диапазоне 5—9 см осадки кому-

са) окажется, что дополнительное введение воды приводит к

снижению прочности бетона из горячей смеси в среднем на

18% (тайл. 2).
Минералогический состав цементов почти не повлиял на

величину потерь прочности образцоз из горячей смеси при

увеличении ее водосодержания.
Из числа первых трех цементов с одинаковым содержанием СзА (4%) Белгородский выделяется высоким содержанием алита. Однако полученный на нем результат очень близок

к зафиксированному на Подольском цементе, содержащем

алита на 12% меньше.
Только на Воскресенском цементе с повышенным содержанием алюмината увеличение количества воды в составе не

сказалось на прочности. Здесь необходимо принять во внимание, что фактическое увеличение В/Ц в производственных условиях составляет лишь половину расчетной вследствие больших влагопотерь. Поэтому расчет, произведенный по упрощенной формуле Боломея, применительно к составам для кассетной технологии при максимальном увеличении В/Ц на 15%

показывает, что потери прочности могут составить 19% (что

совпадает с лабораторными данными), в то время как при

фактическом увеличении В/Ц на 7% они не превысят 10%.
Для уменьшения водосодержания и роста прочности бетона большое значение имеет введение добавок ускорителей

твердения, которые также являются и пластификаторами смеси. Они могут применяться в чистом виде илн в сочетании с

поверхностно-активными вещест вами, за счет которых возможно дальнейшее существенное снижение В/Ц. Так, по данным

ЦНИИЭП жилища, при введении 2% СаС12 появляется возможность уменьшить В/Ц на 1,5% (табл. 3), а по данным

Горьковского домостроительного завода № 2, введение 1,5%

СаС12 с 0,3% ССБ позволяет сократить В/Ц на 15%.
Одиако к уменьшению водосодержания горячих смесей

следует подходить осторожно в связи с тем, что эта мера,

как видмм, приводит к возникновению ряда факторов, дейст-
Цемент
Содержа -

иие в %
Подвижность горячей

смесн п см
В/Ц
Прочность бетона из

горячей смеси
Прочность

бетона нормального

твердения

в 28-суточ-

иом возрасте в
сразу после распалубки в
через

28 суток в
со
и
<
О
я
*
с?
1-
о
8
*
с?
1-
о
5?
5
*
о?
н
о
2S
0.7
50
31
142
89
160
100
А Л
8—10
0,69
68
43
210
131
214
134
8—10
0.7
46
26
165
92
179
100
Краснояр51
8
ский
0,69
60
34
232
129
209
117
Таблица 4
Влияние предварительной выдержки смеси иа Белгородском цементе

перед ее электроразогревом до укладки в форму
ВЩ
Предварительное

выдерживание в ч
Прочность в кг/см* и % от прочности

образцов без выдержки
- Сг
сразу после распалубки
через 28 суток
прочность
%
прочность
%
0
90
100
223
100
0.G7
1
1Л2
146
2G6
119
2
ПО
122
308
138
0
G8
100
279
100
0,80
0,5
84
123
302
108
2.5
67
99
269
96
32
Бетон и железобетон, 1969, № С
8?
--------------- page: 89 -----------
Так, в указаниях по проектированию конструкций крупнопанельных ломов (C1I 321—05) расход цемента оговаривается

в размере не менее 200 кг/м3, а имеете с акгннимми нылевнд-

Н1.1МН фракциями песка его должно быгь не менее 250 кг/м3

бетона.
iB 1.1 .в о д ы
Более быстрый рост прочности бетона нз горячих подвижных смесей происходит <на алнтовых цементах при люпышен-

ном водосодержанпн составов. Этого не происходит в жестких составах, при которых твердение бетона па высокоалю-

мниатных цементах в раннем возрасте протекает более быстро, чем на средне- и пнзкоалюмннатпых. Повышение водосо-

дсржания положительно влияет также п па скорость роста

прочности в первые часы твердения независимо от минералогии цемента, что связано с ускорением процесса кристаллизации гидрата окиси кальция.
Прочность тяжелого бетона, изготовленною из элоктрора-

зогретых смесей, ниже прочности контрольных образцов, прн-

iotoh.'iciim.ix из холодной смеси того же состава одинаковом

консистенции (т. е. с .меньшим Н/Н, чем .горячей).
В общем балансе различных факторов влияние иодосодср-

жапПн из прочность керамзнтобегоиа из горячих смссей несущественно.
ЛИТЕРАТУРА
I.
бетонных изделий, подвергаемых пропариванию. МДНТ11. М., 1907.
2.
вании структуры цементного камня п бетонной смеси, подвергнутой

предварительному электроразогреву. Ц11Ш1 ТЭСЛром As II. 10(37.
3.
на процессы ипвддсння портландцементов. М.. I9G2.
4.
бетонных изделий. «Бетон и железобетон», 196S. № G.
■> К Р а и ч е л к о И. Е., С а л о м а т и н а Ю. И. Цемент для железобетонных нзделнП, изготавливаемых с применением iipmiapmu-

ння. «С/1 рои Vivii.h ыо материалы», 1955, К° 4.
УДК (11515.9/3.1»
Подбор состава газобетона на известково-цементном вяжущем
Д-р техн. наук К- Э. ГОРЯЙНОВ, ипж. В. С. САВИЦКИЙ, канд. техн. наук А. Н. СЧАСТНЫЙ
Подбор состава газобетона иа известково-цементном вяжущем по действующей инструкции СН 277—64 производится

прн неизменном отношении цемент: известь 1:1 и соотношении между кремнеземистым компонентом и смешанным вяжущим, равном I; 1,25; 1,5; 1,75; 2 без учета содержания активной СаО в извести. При таком методе расчета расход портландцемента, например, для получения газобетона объемным

весом 700 кг/м5 не может быть принят менее 105 кг и соответственно для 400 кг/м3 — 60 кг. Однако на действующих заводах при изготовлении изделий в виде стеновых камней для

сельского строительства или навесных панелей для жилых и

промышленных зданий представляется целесообразным уменьшить или увеличить расход портландцемента.
Нами предложен метод подбора смеси из вяжущих и кремнеземистого компонента, который дает возможность заводским лабораториям в более широких пределах варьировать

расход портландцемента и извести-кипелки в зависимости от

вида вяжущего и его свойств, а также от назначения изделий. Вначале в соответствии с инструкцией СН 277—64 устанавливаются оптимальные отношения между песком и

цементом (Сц), песком и известью (Сн).
Оптимальные отношения между кремнеземистым компонентом и вяжущим должны оставаться неизменными при любых

отношениях между цементом и известью в смеси. Исходя из

этого, вывод расчетных формул для определения оптимального состава смеси на известково-цементном вяжущем для заданного1 расхода портландцемента (Яц) на 1 м3 производите;!

следующим образом.
При найденном оптимальном Сц количество молотого песка

составит
/7ц=ЯцСц.
Количество известково-песчаной смеси в ячеистом бетоне

будет равно
Яи+Ли = 7сУх*с-(Рц + Яц),
где Ри— расход извести-кипелки в кг на I м3 ячеистого

бетона;
Ли— расход молотого неска в кг/м3 для связывания из-

вести-кипелки с целью получения максимальной

прочности;

зультате твердения за счет связывания воды, .равен 0,9;
7
стоянии в кг/мъ.
I В зависимости от предъявляемых требований к газобетониым нз-

делиям. его объемного веса, качества применяемых материалов рас-
Бстон И железобетон, 19G9, JSTv
Учитывая, что I7u=PffiH и Яц=Рц*Сц получим:
Р„ -f- Рп С„ = Ifcyx &с Рц — Рц ^ц-
Отсюда
7сух К Рц (I + Сц)
Р"= \+С» •
Прн оптимальных соотношениях Сц и С„ расход нзвестн-

кппелкн (Я„) иа 1 м3 ячеистого бетона оптимального состава

определяется однозначно в зависимости от принятого расхода

портландцемента (Рц).
Из выражения (4) следует также, что можно использовать

множество составов сухой смеси, отличающихся друг от друга

по расходу портландцемента и извести-кипелки. Это позволит

в производственных условиях варьировать в широких пределах расход портландцемента и извести-кипелки в зависимости

от свойств цементного или известкового вяжущего. .Минимальный расход цемента устанавливается с учетом получения

ячеистого бетона, удовлетворяющего требованиям нормативных документов.
При изготовлении изделий из ячеистого бетона на известково-цементном вяжущем используется нзвесть-кипелка различной активности, что вызывает необходимость корректировать полученные ранее значення Си и, следовательно, расход

извести-кипелки.
Прн использовании извести активностью а величина Си
a
умножается на коэффициент т, равный —. Формула (4) для
.
определения расхода извести-кипелкн преобразуется:
Тсух *С Рц 0 Сц)
Р"= ' 1 + С„ m
На ряде заводов для определения расхода извести-кипелки заданной активности применяют формулу
А. =
Рсух ^см
(6)
где Дгч,— оптимальное содержание активных СаО в ячеистой

смеси в %;

a — активность извести в %;
Рсух — количество известково-песчаной смеси и кг.
Для ячеистого бетона на известково-цементном вяжущем

количество известково-песчаиой смеси составит Л-ух = 7сух X

Xfcc —Рц(1 + С,,), тогда формулу (6) можно преобразовать

следующим образом:
Р« =
[Тсух^с Яц (I Н'Сц)] Лсч
(7)
SS/6

зз
--------------- page: 90 -----------
Т и С л к ц а 1
Результаты расчетов по формуле (5)
Результаты расчетов но формуле (9)
а
I + Спт

(С„=.))
Расход нанести Я в кг/м3

активностью а

;)су.ч
Содержание нсак-

TIIBHOft
части извести (W|()
Содержание ПК-

THHHOlt
СаО
Расход
МОЛОТОГО

песка

и кг/м*
Содержание активной

СаО

D смеси от
рт-'*п

и %
Содержание

акттиюЛ

СаО

п смеси
от Pcvx

п %
(Ч-сП)ш
Расход илне*

стп У* ЛК-
ТНННОСТЫО (J
'Yvx
е s

о —
п *= а

у о i- * SC и S
с
и
С «.
^ «V

С *
а
rf
Содержание

акливноП

СпО

н смесм
11
в кг/л3
и кг/м3
" (1+Си)»|
2?
<5ге“ и
х га

о о
«3 С'
О. с
,, о/

13 ,0
50
70
3.143
200.4
100,2
100.2
429.6
18,9
15.9
2.857
220.5
110,3
409.5
21,2
60

70
3.571
17G.4
70. G
105,8
453, С
18.9
16,7
3.429
1S3.7
73.5
446.3
19.S
70
70
4.0
157,5
43.3
110,2
472,5
1S.9
17,5
4,0
157.3
43,3
47^.5
1S.9
£0
70
4.429
142,2
28.4
113,8
4S7.S
18.9
18
4.571
137. S
27. Г,
49-.2
IS.2
90
70
4,857
129,7
*3.0
J1C.7
500,3
1S.9
1S.5
5.113
120,5
10.3
о0Г,5
17,7
100
го
5.2SG
119.2
0.0
119.2
510,S
18.9
18,9
5,714
110.2
0
519.S
/
17.о
П р н

равно 17.
1 О Ч Л 11 11 51
5%.
о рс,ч = сс
0 кг/см*. 2
) Содоржан
не активно!
СаО по фс
эрмуле (9)
равно ПО.
2 кг/м*, а соде
рж.ш е е
* в сме<
от Рт
Т а б л и ц i
Расход вяжущего в кг

на 1 м* газобетона
Расход

молотого

песка яа 1 м*

газобетона
Объемный вес

образцов,

высушенных

до постоянного

веса
Предел

прочности

при сжатии

в кг/см*
цемент
известь-
кипелка
активностью
70%
30
151
484
720
59,2
60
131
474
694
51,5
128
85
452
687
51.5
Из равенства выражений (4) и (7) следует, что
1 + Си
(8)
Умножим левую и правую части уравнения (8) на коэффициент, учитывающий содержание активной СаО в извести.

Тогда выражение (7) можно представить формулой
Л.=
Тсух *с — Al О “Ь Сц)
(I + С„) т
(S)
Таким образом, как это видно из формул (5) и (9), для

определения расхода извести-кипелки при изменении ее активности можно пользоваться двумя различными формулами.

Представляет интерес сопоставить результаты, получаемые по

формулам (5) и (9) при изменении активности извести-ки-

пелки.
В табл. 1 представлены данные по изменению расхода извести-кипелки и активности смеси в зависимости от изменения активности извести, полученные расчетным путем по

формулам (5) и (9).
При расчете потребного количества извести по формуле (5)

из общего количества сухих материалов (Ясух) вычиталась

неактивная часть извести. Количество извести по формуле (9)

рассчитывалось от всей суммы Рсух- Если учесть, что в не-

актнвнон части извести основную долю составляет недожог,

который практически является инертным заполнителем, то

формула (5) является более предпочтительной.
Разработанный метод подбора состава су\он смеси ячеистого бетона на известково-цементном вяжущем применяется

на Ижевском заводе ячеистого бетона с 1964 г., на Пермском

заводе силикатных панелей с 1967 г.
На Ижевском заводе состав смеси из вяжущего и молотого

песка подбирали с использованием цемента' Новопашннского

завода и извести-кипелки Староуткинского карьера активностью 70%- В качестве кремнеземистого компонента применяли песок карьера «Песчаный», тонкость помола которого на

приборе ПСХ-2 характеризовалась удельной поверхностью—

2200—2500 смУг.
Вначале для ячеистого бетона объемным весом 700 кг/.и3

установлены оптимальные составы газобетона (Сц = 1,6) и га-

зосиликата (Сн=2,89). После этого рассчитан расход извести-

кипелки и песка в соответствии с расходом цемента 30, 60 и

128 кг/м3. Затем изготовлены изделия, которые запаривались

в производственном автоклаве при давлении 10 ати по режиму 2+8+3 ч. Из изделий были выпилены образцы I0X Юх

X10 см, данные по прочности которых представлены в табл. 2.
Из приведенных данных следует, что газобетон на известково-цементном вяжущем оптимального состава, рассчитанный по изложенным выше формулам при различном расходе

портландцемента имеет примерно одну п ту же прочность при

сжатии, что доказывает справедливость разработанного метода для расчета оптимального состава сухой смеси ячеистого

бетона на известково-цементном вяжущем.
Вывод ы
Разработан метод подбора оптимального состава сухой

смеси ячеистого бетона на известково-цементном вяжущем,

позволяющий в широких пределах варьировать расход портландцемента извести-кипелки в зависимости от вида вяжущего, его свойств, а также назначення изделий.
<SS/4
Бетон и железобетон, 1969, JY» 6
--------------- page: 91 -----------
жепным, но идет в запас трещиностойкости, поскольку несколько переоценивает неблагоприятное влияние моментов А УМ, вызывающих растягппаюпи:с .напряжения но ннжнеп грани в

расчетном сечсниш пролстои. Представление моментов ЛУМ как

11HCIHHHX 'Кратковременно действующих позволяет учитывать их

в сумме с усилиями or кратковременно действующих внешних

паррузок аналогично приращениям моментов ог релаксации

вынужденных усилии, учитываемых вторым членом формулы (-2).
*
цессов, влияющих па трещнностонкость конструкции, может

•быть осуществлен расчетом потерь предварительного напряжения арматуры для замкнутой конструкции л^асчетом релаксации вынужденных усилий по модели I с дополнительным расчетом сстестпсиного перераспределения усилии по модели 2.
Наличие трещин в зонах ненапряженных стыко-в как п-рн

кратковременных, так п при длительных воздействиях согласно аксперпмеитальным данным [1, -2] может учитываться введением постоянного множителя у, к опорным моментам, вычисленным для балки постоянного сечения без трещин, с соответствующей корректировкой моментов в пролетах.
Возможность анализа трещиноетойкостн сборных иеразрез-

ных балок с нснользовапнем описанных моделей подтверждается результатами сравнительных расчетов, выполненных для

балок в их натуральном виде и по расчетным моделям. Расчеты выполнены при х = 1 (рис. 3). Рассмотрены случаи воздействия обжатия элементов балки, возденст-вня постоянной

поперечной нагрузки, прикладываемой до замыкания стыков,

и воздействия усадки «бетона. В качестве расчетного аппарата

использовались модифицированная теория старения с приближенным учетом обратимой ползучести бетона [3] п метод преобразования сечений [4]. Разрешение статической неопределимости системы производилось с использованием предварительно принятых приближенных законом изменения лишних неизвестных (5].
В i.i «в о д ы
Использование расчетных моделей тина ! и 2 нозволяс!

выполнить расчет трещппоетонкоетп сборных неразрезных железобетонных балок h:i предварительно напряженных элементов в случае, когда ползучееп» и усадка бетона ввиду раннего

омснолмчниання только что изготовленных элементов приводит к перераспределению усилий в конструкции. Простота решаемых три этом задач—центральное сжатие, изгиб или воздействие усадки для симметрично армированного элемента—

позволяет применять в расчетах не только упрощенную практическую методику СПпП, по <п строгие теоретические методы

расчета длительных процессов.
ЛИТЕРАТУРА
1.
статически неопределимых сборных и сборно-монолитных железобетонных конструкций но трещиностойкости и деформациям. Сборник Белорусского ннст|гтута инженеров железнодорожного транспорта «Пластины и стержни*. Издательство «Высшая школа» Минск, 1967.
2.
тонных сборных предварительно напряженных балок с ненапряженными стыками при длительных и повторно-кратковременных нагрузках

Сборник НП11ЖБ Госстроя СССР «Совершенствование расчета статически неопределимых железобетонных конструкций». М.. I9GS.
3.
ния от усадки, линейной и нелинейной ползучести бетона с учетом

деформаций упругого последействия бетона. Сборник ЦНППСК Госстроя СССР «Ползучесть строительных материалов к конструкций»

М.. 1964.
4.
nutzung von zwei Kneebfasern. .Der Bauingeneur-. 1950, N 11.
6.
mten von Verbundtrager-Systemen und ihre Anwandung auf das Kriech*

faserverfahren. ,Der Stahlbau*. Marz, 1956, N. 3.
УДК 666.971.4
Быстросхватывающиеся цементные растворы с органическими

добавками
Инж. С. М. БАШ, каид. хим. иаук Ш. М. РАХИМБАЕВ
При производстве строительных аварийных и ремонтных

работ, а также при бетонировании зимой в условиях очень

низких температур возникает необходимость значительно сократить сроки схватывания портландцемента (например, при

бурении глубоких скважин, когда встречаются пористые, трещиноватые горизонты и каверны, вызывающие катастрофическое поглощение промывочной жидкости).
В качестве добавок, ускоряющих схватывание портландцемента, применяются, главным образом, углекислый натрий

или кальцинированная сода (до 5%), силикат натрия или

растворимое стекло (4—5%), сернокислый алюминий (до 5%)

и полуводный гипс (до 20%). Все добавки необходимо вводить в больших количествах,- а цементные растворы при смешивании с ними немедленно сгущаются до пастообразного состояния, резко ухудшается их удобоукладываемость и существенно затрудняется перекачка насосом. Кроме того, широко

применяющиеся ускорители сроков схватывания цемента—углекислый натрий и силикат натрия — очень чувствительны к основности и возрасту цементов. Так эффективность этих добавок в низкоосиовных и лежалых цементах резко понижена и

их приходится добавлять в количествах до 10%, что усложняет и удорожает работы.
Нанш исследования показывают, что эффективным ускорителем сроков схватывания портландцемента является три-

этаноламин (ТЭА), действующий уже при минимальной дозировке 0,1% при температуре до 75°С. Добавка 0,2% ТЭА

сокращает сроки схватывания портландцемента в 2 раза, а

0,3% и выше — почти в 3 раза, по сравнению с чистым порт44 6$/f
ландцементом. Увеличение дозировки ТЭА до 1% н более не

способствует дальнейшему сокращению сроков схватывания.
Механическая прочность цементного камня с добавкой

ТЭА повышается при 20°С и понижается при 75°С, по сравнению с чистым портландцементом; изменение механической

прочности происходит пропорционально количеству введенной

добавки. Так, при 20°С односуточная прочность цемента при

вводе 0,2% ТЭА увеличивается на 20 %, а при 75°С — 30%,

по сравнению с прочностью чистого портландцемента.
Причина ускоряющего действия ТЭА, по-пнднмому, заключается в повышении растворимости извести за счет образования слабодиссоцнирующих солей с кальцием и ускорении коагуляции кремнекислоты.
Эффективными ускорителями схватывания цемента служат

представители ароматических спиртов пирокатехин (двухатомный спирт с гидроксилами н ортоположенни п пирогаллол (трехатомный спирт с гидроксилами в ортоположенни).

Они уже в количестве 0,1—0,2% ускоряют схватывание цемента при 20°С почти в 10 раз. С повышением температуры

способность этих ароматических сииртон ускорить схватывание цемента ослабевает и при 75СС названные количества реагентов ускоряют схватывание лишь в 4—5 раз. При увеличении дозировки до 0,5—1,0% срок схватывания при 20°С сокращаете» п среднем до 40—50 мин, а при 75°С составляет

20—30 мин. Механическая прочность цемента через I сут. при

вводе пирокатехина н пирогаллола в минимальных дозировках уменьшается примерно па 30%; с увеличением количества

этих реагентов прочность надает еще больше. Интересно от-
Бетон и ■ железобетон, 1809, № 7
Зо
--------------- page: 92 -----------
мстить, чго такой ко двухатомный спирт с гидроксилами в

параположешш (гндрохпн) является замедлителем ехпатыва-

11Ш1. Таким образом. расположенно гидроксилов пли структура названных веществ предопределяет их влияние на схватывание портландцемента.
В качестве ускорителей можно использовать некоторые

окспнропзводные фланоннла-кнерцетнп н мории, хороню нз-

псетныс как природные краемгс.пи.
В отличие от гидролизующихся ташншоп, котормс являются сильными замедлителями, конденсированные танпнны оказывают противоположное действие на портландцемент — ускоряют схватывание. При использовании окспиропзводпых

фланопола-кварцетпна п морнна снижение механической прочности не превышает 40% даже при больших дознропках (0.5—
1,0%). U л
Ti.inainui при 20‘С и с повышением температуры до 7Г)°С сокращается в 3—4 раза, но сравнению с чистим портландцементом.
Кнарцетнн н морнн растворяются в щелочной среде-цементного раствора, так чго если растнор их приготовляется

отдельно, то для полного растпоренпи необходимо увеличить

Рн среды до 8—9 добавкой небольшого количества каустической соды.
Сильным ускорителем схватывания портландцемента является молочная кислота, которая так же, как окенпроизподные

флапоиола, растворяется н щелочной среде (Рп~8—9). При

количестве 0,3% она ускоряет схватывание портландцемент

при 20‘С в 7—S раз. доводя его почти до 1,5—2 ч. С повышением температуры эффективность молочной кислоты как ускорителя схватывания несколько снижается, составлял нрн 75'С

примерно 0,5 Суточная механическая прочность портландцемента при этом снижается почти на 50%.
Дальнейшее увеличение дозировки молочной кислоты еще

более ускоряет схватывание портландцемента, так что при

введении 1% ее начало схватывания при 20°С обычно уже пе

превышает 1—1,5 ч, а при 75°С — 15—20 мин, но при этом

очень снижается механическая прочность.
Исследования показывают, что при непользонашш вышеуказанных органических добавок в качестве ускорителей схватывания механическая прочность портландцемента в 3. 7 н

28-суточпом возрасте снижается в меньшей степени, чем за

первые сутки. Так что при дальнейшем твердении он но

прочностной характеристике будет приближаться к чистому

нортландцемриту.
Определить расчетным путем сроки схватывания портландцемента при вводе в него органических реагентои очень трудно. Можно лишь утверждать, что для данного цемента решающими факторами, влияющими па сроки схватывания, являются

температура, химический состав, число и взаимное расположение функциональных групп в структурной формуле вводимого реагента, а также его количественное содержание. Сопоставляя действие рассмотренных реагентов па различные партии портландцемента, можно отметить, что увеличение основности н содержания трехкальцневого алюмината способствует

снижению расхода ускорителя сроков схватывания п повышает его эффективность; одновременно уменьшается нлделне

механической прочности в ранние сроки твердения.
УДК 539.370:691.5S
Ползучесть клеевых бетонных соединений
Канд. техн. наук В. Д. ПАРФЕНОВ
Эпоксидные клеи находят все более широкое распространение в строительстве для омонолочпвания стыков сборных железобетонных конструкций. С 1964 г. эпоксидные компаунды

были применены при создании клееных стыков сборных предварительно напряженных железобетонных пролетных строе-

н;;й мостов через реки: Москва в районе Фили—Шелепиха,

Дои в Ростове, Волгу в Ярославле, Оку у Каширы н Серпухова, Днепр в Днепропетровске и Волхов у Киришей. Правильная оценка долговечности таких сооружений требует тщг-

lc.ibiioro изучения длительных процессов ползучести клееных

стыков.
В МИИТе проведены длительные испытания клеевых бетонных соединений. Состав клея — компаунда ЭПЦ-1 (в вес.
ч.): эпокендная смола ЭД-5—100, полиэфир МГФ-9—25, кубовый остаток гексаметилеидиамин — 25 и цемент — 250.
Предварительно определены прочностные и деформативные

характеристики компаунда ЭПЦ-1. Прочность при сжатии равнялась 860 кг/см2; модуль деформаций I1.7XI03 кг/см2-, полная

деформация в момент разрушения 16%; упруго-эластическая

чеформания 11%, вьшужденпо-эластнческая деформация 5%;

релаксация за 16 ч 20%. Прочность при изгибе составляла

450 кг/см2, модуль деформаций 3,7X Ю1 кг/см2\ прочность при

растяжении 130 кг/см2-, прочность при сдвиге 290 кг/сж2; обье.м-

ный вес 1,75 г/см?.
Для полного отверждения клеевые образцы прогревали в

течение 24 ч при температуре 65°С.
Экспериментальные исследования механических свойств
14
выявили высокую деформативпость н релаксационную способность эпоксидных компаундов, что позволило ожидать более

высокую ползучесть клея н сравнении с бетоном в клеевых бетонных соединениях.
Ползучесть клеевых бетонных соединений изучали при сжатии (образцы I и II серии), сдвиге со сжатием (111 серии) и

растяжении (IV серии). Все опытные монолитные и склеенные

образцы изготовлены одновременно из цементного раствора
состава 1:3с В/Ц=0,4 с использованием цемента Подольского

опытного завода НИИЦемента и Вольского песка. Склеенные

образцы состояли из двух растворных половинок, соединенных

между собой горизонтальными (I, II и IV серии) или наклонным (III серия) клеевыми швами толщиной 8 мм. При сжатии

и сдвиге со сжатием испытаны образцы-прнзмы размером

10x10x30 см, при растяжении—«восьмерки* длиной 65 см п

поперечным сечением 8x8 см. Первые испытаны на 50-тонных

пружинных прессах, вторые — разрывных рычажных машннах-

стендах. Прочность, ползучесть и усадку клеевых швов н бетона изучали по результатам испытаний трех образиов-блнзиецов.

Деформации ползучести определяли при сжатии н растяжении

микронными индикаторами иа базе 200 мм и при сдвиге двум и-

кронными индикаторами па базе 130 мм. Испытания па ползучесть проводили при постоянной относительной влажности

83—85% и температуре воздуха 19—2ГС.
Для изучения влияния возраста клея, а следовач-ельно, степени его отверждения на ползучесть клеевых бетонных соединений испытаны при сжатии в двух сериях 10 склеенных н
11
образцах I н II серий составил соответственно 7 и 300 сут.
Известно, что клей ЭПЦ-1 в возрасте 300 сут кожно считал,

полностью отвержденным. В табл. 1 приведены основные характеристики клеевого шва и бетона в момент и>: загружения.
Таблица I
Серия
Возраст клея

в сут.
Сжимающие

напряжения

в клеевом шве

и бетоне

в кг!см.1
Прочность

клея при

сжатии

в кг/см,*
Степень напряженности

клееного шва
Возраст

бетона о сут.
Е. 5 Р ~ £


= £

о
1 = 5
НПО
I
11
7
300
110
110
8G0
8G0
0.128
0,128
55
300
22U
200
0,50
0.42
Бетон и железобетон, 19С9, № 7
45
Sf
--------------- page: 93 -----------
Бетонные образцы наплывали на выносливость ступенчатыми растягивающими нагрузками or 0,9 до 0.5 разрушающем Рр. Скорость нагружении принята 400 —'135 циклоп и

1 м 1111 уIу. Характеристика цикла задана равной Р — 0.2П.
Результаты изучении иынослипопн иоздушноч'улнх п во-

донасыщеинмх беюнон при растяжении (АГрр)» определяемом

раскалыванием цилиндрических образцов. показаны па рисунке. В пределах исследуемой области записммость между

"ст

Ярр
а — прочность на растяжение при любом числе циклоп нагружениях) подчиняется прямолинейному корреляционному

закону.
П-рсдел выносливости водонасыщсшюго бетона значительно ниже предела выносливости поздуишо-сухого. Если пульсирующие растягивающие напряжения в бетоне (как п воздушно-сухом, так и в водонасыщенном состоянии) ниже предела выносливости, то он нс разрушается, и его первоначальная прочность не снижается. Так, при числе циклов, равном

для бетона воздушно-сухого хранения—26,6-10е и для водо-

насыщсиного бетона—15,2-10® прочности на растяжение соответственно рлппы статической прочности 27,0 и 31,1 кг/см2.

Если бетон подиерпть растягивающему напряжению, превышающему предел выносливости, эти напряжения приводят к

разрушению. Характерно, что в случае водонасыщсшюго бетона достаточно незначительно превысить предел выносливости, чтобы привести бетон к разрушению при сравнительно

малом количестве циклов нагружений.
Характер разрушения образцов, испытанных па выносливость и статическую нагрузку, в основном одинаков. Однако
при испытании динамической нагрузкой у опорных плит па

торцах цилиндрических образцов наблюдалось появление трещин, которые с унелнченпем числа циклон развивались, п результате чего бетон отслаивался.
Следуо! отметить, но разрушение цилиндрических бетонных образцов or paciЯ1 iiiiaiDHiiix напряжений при испытании

на иыпослшюоъ наступает без шума. Объясняется это тем,

что п сечении будущего разрыва п бетоне мнкротрещнпи or

цикла к циклу постепенно разминаются [5] и бесшумно приводят к разрешению. Об этом свидетельствует и то, что на

поверхности нюлонннок расколовшегося цилиндра ноздушно-

сухого хранения обнаруживаются бетонные пилннкн.
’ Причиной резкого снижения прочности при растяжении

иолоиасыщсиного бетона под динамическими нагрузками является в основном адсорбционное явление и результате проникновения влаги в мнкротрещнны и ее раскалывающего

действия. К тому же оказывает некоторое влияние п выщелачивание цементного камня в бетоне.
ЛИТЕРАТУРА
1.
тон н железобетон*. 1DG4. К? S.
2.
ных материален при дшклшчсскнх нагружениях. СтроПнздат. М.,
1906.
3.
ности бетона [i;iи повторных загружонних. Труды ЦННПСК. СеЛоми-

стоАкость крупнопанельных и каменных зданий. СтроАнздат. М.,
1907.
*1. Т. С. К а Р а н ф и л о п. Усталость водонасыщеиного бетона.

«Гидротехническое строительство», 19G7, М» 9.
5.
Труды ЦП111К'. выи. 3(i. Трансжелдорнздат, М.. 1%0.
Г
УДК fii:fi.472.7.0(12.fil2
О некоторых свойствах бетона на цементах

с интенсификаторами помола
Кандидаты техн. наук С. М. РОЯК, А. Ф. ЧЕРКАСОВА, инж. Г. М. ТАРНАРУЦКИИ
Для повышения эффективности тонкого измельчения цемента и улучшения работы помольных агрегатов в последние

годы начали применять добавку триэтаноламина (ТЭА) и

смесь этой добавки с сульфитио-спиртовой бардой (ССБ).

В связи с тем что влияние этих добавок на основные строи-

тсльио-техиические свойства цементов и бетонов изучено еще

не полностью, возникла необходимость исследовать прочность

и ряд свойств этих материалов в зависимости от вида и количества использованного интенсификатора помола.
Исследования проводились на портландцементе, портландцементе с 10—15%-ной добавкой трепела и шлакопортланд-

цемепте с 50%-нон добавкой основного гранулированного доменного шлака. Для изготовления цементов использован

клинкер состава: C3S—55%, C2S—22%, С3А—7%, C<AF—14%.
Помол опытных цементов производился на полупроизвод-

ственной установке при постоянной производительности

мельницы. ТЭА и композиция ТЭА + ССБ вводились в первую камеру мельницы в тонкодисперсном состоянии при помощи автоматической установки НИИЦемента. При введении

поверхпостио-активных веществ (ПАВ) по этому способу

наблюдались значительное повышение эффективности помола,

что выразилось в снижении на 30—70% содержания частиц

размером более 80 мк по сравнению с цементом без ПАВ,

при одновременном увеличении содержания частиц размером

менее 30 мк.
Благодаря улучшению гранулометрического состава цемента и каталитическому действию добавки повысилась интенсивность гидратации цемента в начальные сроки твердения

(I и 3 сут.), особенно при повышенных температурах. Так,

например, в образцах 1 и 3-суточного возраста из цемента с

0,025% ТЭА, твердевших в нормальных температурно-влажностных условиях, количество Са(ОН)2 и химически связанной воды оказалось на 8—12% выше, чем п образцах из цемента без ПАВ.
В образцах из цементов с ПАВ, пропаренных по режиму

2+4+2 ч при 80°С, количество Са(ОН)2 и связанной воды
составляет соответственно ПО и 118% (по отношению к данным для цемента без ПАВ). Указанные иитенсификаторы помола оказывают положительное влияние и на прочность цемента.
Из табл. 1 видно, что прочность образцов из чистоклинкерного портландцемента с ТЭА и ТЭА+ССБ (0,025—0,05%)

растет несколько интенсивней, чем прочность образцов из

цемента без ПАВ. Особенно эффективно введение ПАВ при

помоле шлакопортландцемента. Повышение прочности образцов нз указанных цементов с ПАВ в 1 и 3-суточном возрасте

составляло 15—70% по отношению к прочности цемента без

ПАВ.
Значительный интерес представляет способность цементов,

содержащих добавку ТЭЛ, к длительному хранению. Так, если

цемент без ПАВ за 5—6 мес. хранения в бумажных иеза-

шитых мешках при относительной влажности воздуха

60± 10% теряет 30—50% первоначальной 3 и 7-суточнэй

прочности и 20—25% 28-суточной активности, то цемент с добавкой 0,025% ТЭА за тот же период хранения теряет соответственно только 10—20% и 5—10%.
Повышение стабильности свойств цемента, измельченного

с малыми дозами ТЭА, объясняется, по-видимому, образованием ма поверхности частиц хемосорбцпонных соединений,

образующих оболочку, препятствующую проникновению паров воды и углекислого газа к поверхности цемента. Следует,

однако, отметить, чю величина сорбции водяного пара цементами с малым количеством ТЭЛ при высокой относительной влажности воздуха (90—100%) равна или даже несколько выше сорбции пара цементами без Г1А В. При длительном

хранении цементы с ТЭА в условиях высокой относительной

влажности комкуются так же, как и обычный цемент.
Исследование цемента в бетоне проводилось на бетонных

смесях удобоукладываемосп.ю 5—7, 25—30 н 60—80 сек. Характеристика бетонных смесей и показатели прочности бетонов па цементах с поперхиосгии-актшшыми добавками и без

них приведены в табл. 2.
бетон и железобетон, 1909, № 8
65/7
21
зг
--------------- page: 94 -----------
Илиянис добавки ТЭЛ и смеси ТЭЛ и ССБ на усадку

образцов ид цементного раствора 1 : 3
7 —без ПАВ; 2 — ТЭЛ 0.025%; 3 — ТЭЛ + ССБ(1 : 1) 0.025 0/п
Прочность бетона на цементе с ТЭА н ТЭА+ССБ в ранние сроки твердения (3 и 7 сут.) на 10—30% выше прочности бетона на цементе без ПАВ. Интенсивный рост прочности бетона на цементах с ПАВ наблюдается и в период от

28 сут. до 6 мес. Коэффициент роста прочности бетона на

указанных цементах составлял 1,4—1,5 (против 1,2 на цементе без ПАВ). При тепловлажностной обработке прочность

бетонов на цементах с ПАВ на 20—40% выше прочности бетонов на цементах без них (табл. 3).
Исследования влияния добавки ТЭА на усадочные деформации проводилось на образцах-балочках 4x4X16 см из

раствора 1:3 при В/Ц=0,40, твердевших при температуре

20+2°С и относительной влажности 95±5%. Освобождение

образцов от форм и первый замер производился через 24 ч с

момента изготовления. Дальнейшее измерение усадочных деформаций образцов производилось через 3, 7, 28, 90, 180,

360 сут. Из рисунка видно, что ТЭА и ТЭА+ССБ, введенные

при помоле цемента как интененфикаторы помола, несколько

повышают усадочные деформации цементов особенно в первые сроки твердения.
т п б л н н о 2
Илтшно ПАВ на прочность клинкерного помета п бетоне
о
о
а
ь
о
Характеристика бетонной

СМОГИ
Прочность па

сжатие об-

разцоп 10\ЮХ

ХЮ см

п кг/см*
Нязпаннс до-

баиок
Количество %

цемента
состав
расход цемен*

та п кг/см*
удобоук-
ладьшао
мость
3 сут. I
7 сут.
28 сут.
£
а
о
ОО
1:2,62:3.80
300
0.03
2—4 см
101
101
214
ТЭА
ТЭА+ССБ
0,025
1:2,02:3.8
300
0,63
2—4 см
110
ISO
200
360
0:1)
ТЭА при по0.025
I:2,С2:3.8
300
0,02
2—4 см
130
222
306
325
моле
ССБ с водой

затлорецня
0,025
0.20
1:2,02:3,8
300
0.5(1
2—4 см
151
240
310
3G0
1:2.3:4,1
300
0,52
25—30 сек
185
238
34 S
125
ТЯ А
ТЭА+ССБ
0.025
1:2,3:4,1
300
0,52
25—30 сек
205
250
357
534
(1:1)
ТЭА при помоле

+
ССБ с водой
0.025
0,02.1
1:2,3:4,1

1:2,3:4.1
300
0,50
25—30 сек
242
300
ЗУН
400
затпорення
0.2
1:2.3:4.4
&ч>
0.40
25—30 сск
23i>
301
430
4/0
1:1.47:3,20
400
0,45
00—80 сек
247
273
455
493
ТЯ А
ТЭА+ССБ
0.025
1:1,47:3.2
400
0,45
60—S0 сск
2G5
412
487
534
(1:1)
ТЭА при помоле
ССБ с водок
0.025
0.025
1:1,47:3.2
400
0,45
GO—S0 сек
2У7
433
ЫУ
544
затворення
0.2
1:1.43:32
4U0
0.42
GO—80 сек
277
457
473
Ы>7
Морозостойкость цементов проверялась на бетонных кубах

10x10x10 см 28-суточного нормального твердения, изготовленных нз пластической бетонной смеси (В/Ц—0,56—0,63)

при расходе цемента 300 кг/ж3. Испытание на морозостойкость проводилась в лабораторной камере при температуре
Таблица 1
Влияние ПАВ на прочностные показатели цементов

(ГОСТ 310—60 при В/Ц = 0,40)
Наименование
ПАВ
Содержание ПАВ

в цементе
Предел прочности в кг/с
ч* при
расплыв
В .И.И
сжатии
изгибе
1 сут.
3 сут.
7 сут.
28 сут.
6 мсс.
I сут.
3 CVT.
7 сут.
28 сут.
6 мес.
Клинкер 100%


110
129
212
374
514
664
24
40
62
75
82
ТЭА
0,025
110
175
272
413
475
655
39
48
68
80
88
То же
0,050
I0S
155
24 4
396
501
668
38
46
64
78
S6
0,100
10S
175
283
412
534
621
41
50
68
84
86
ТЭА+ССБ
(1:1)
0.025
108
139
207
355
472
61S
32
43
67
84
86
То же
0,050
110
136
302
425
544
616
34
54
70
91
89
0,100
112
145
276
403
501
604
38
51
G8
S0
84
Клинкер 90% 4- трепел 10%
107
135
272
404
563
672
28
54
65
86
90
ТЭА
0.025
110
142
258
381
563
686
38
56
62
88
90
То же
0,050
105
134
225
364
578
654
30
42
5&
84
S6
0.200
J07
184
244
382
536
672
38
52
G3
8G
86
ТЭА+ССБ
(1:1)
0.050
108
155
260
412
554
625
38
56
68
Sf,
90
То же
0.100
ПО
1S0
274
376
565
640
42
54
64
90
8S
Клинкер 50%
-1- шлак 50%
110
38
120
2IS
345
525
11
тч
31
67
70
77
ТЭА
0,025
108
59
158
242
455
574
17
Ч 34
69
83
88
То же
0,050
ПО
63
191
252
444
612
20
" 46
68
78
88
0,100
105
66
143
234
420
502
21
38
67
75
84
ТЭА+ССБ
f ’ч
<1:1) .
0.025
110
57
152
254
397
596
17
28
60
68
82
То же!
0,050
НО
67
200
290
421
544
20
41
63
77
84
22 W
Бетон и железобетон, I9C9, № 8
--------------- page: 95 -----------
T <i б л м цп 3
11 • Л
при fiO'T.)
ПАВ
Прочность образце)» 10<ЮХ
10 см и
h\'/CM3
Назпаннс до-

бапки
Количество в % от веса ио*

мента
Состан бетона 1:2.2:

:4.31, уднбоуклыдм-

нлемость 5—7 cciv
Состап бетона 1:2.28:

М.Й. удобоукллдм-

иаемость 25—30 сек
CJ
rl
tx
CJ
a
H
CJ
о
2
r;
CO
cx a;

о s

JS %
тешюиллж-

ностпяя обработка
нормальное тверде-
| Ние I
теплонлаж-

ностная обработка
после прогрева
через 28 сут.

1 нордгального

твердения
после прогрева
через 28 сут.

нормального

твердения
Портландцемент
Без ПАБ
288
IC5
319
348
255
ЗОБ
ТЭА
0.025
337
18G
370
358
2S2
454
Шлакопортлаидцсмент
Боз ПАВ
267
140
291


ТЭА+ССБ
0.025
318
18S
341



(1:1)
замораживания —20СС и температуре оттаивания в пресной

воде + 15-^20°С. Продолжительность цикла замораживания
4
показывают, что триэтаноламии, введенный при помоле цемента в качестве ннтенсификатора помола, не влияет на морозостойкость бетона. Применение в качестве нитенсифнка-

тора помола комплексной добавки ТЭА + ССБ повышает

морозостойкость цемента. Особенно благоприятное действие
Прочность па сжатие и кг/гм*
Наэпанпс Добапкп
Колнчестзо от

веса цемента i
п/ц
через

2К сут.

нормального ТИСр-

дешш
через
100 циклом
замора-

жппапмя

и оттанпа-

пия
0.63
214
121
0.G0-
тэл
0,025
0.G3
200
130
0,(£.
ТЭЛ-i-ССБ (1:1)

ТЭА при помол c-f-
0.025
0.G2
зог>
254
0.83
-j-ССБ с поДоП за-

тнорешш
0.025
0.2
0,50
310
319
1.0
г.;1 повышение морозостойкости бетона оказывает дополнительный ввод с водой злтиорешш 0,2% ССБ к цементу, размолотому с трнэтаноламнном.
Выводы
Малые количества ТЭА и комплекса ТЭА+ССБ, вводимые при помоле, наряду с интенсификацией процесса измельчения клинкера и изменением зернового состава цемента,

улучшают некоторые строительно-технические свойства цементов: повышается способность цемента к длительному хранению, улучшается удобоукладьшаемость бетонной смеси,

увеличивается прочность раствора и бетона в нормальных

температурно-влажностных условиях твердения и после пред-

вгрительной теплоплажпостпой обработки; возрастает коэффициент эффективности роста прочности раствора и бетона от

А*28 к У?365; при введении комплексной добавки ТЭА+ССБ

повышается морозостойкость бетона.
УДК 668.972.7:530.4
Прочность прессованного бетона при растяжении
Канд. техи. иаук Г. И. Л1ИРИМАНОВ
Прессование бетонной смеси повышает прочность бетона.

Но из-за сложное™ геометрической формы (контура) стандартной «восьмерки» воздействие прессования на прочность

бетона при осевом растяжении не изучена достаточно полно.

Между тем некоторые исследователи применяют при осевом

растяжении бетонные образцы цилиндрической формы [I], а в

ТНИСГЭИ с 1961 г. используются бетонные цилиндры со

средней частью несколько меиьшего диаметра; для их изготовления имеются разъемные формы, а для подвешивания к

.машине — клиновые захваты для образцов диаметром 113 мм

[2].
Исследования эффективности прессования бетонной смеси

ма прочность бетона при растяжении должны установить роль

конструкции прессформы, величины давления прессования

(р, ати) и продолжительности выдержки (t, мин) смеси под

этим давлением для обычных значений В/Д. Такие исследования ' прово шлись в ТПИСГЭП в лаборатории проф.

__ Так как наиболее достоверные значения предела прочности

оо|она R при растяжении лает осевое растяжение образцов

М), а основном проводились испытании длинных цилиндров

при осевом растяжении в клиповых захватах и частично на

изгиб балочек и на раскалывание без прокладок коротких

'пыиидров [4]. Б одной прсссформе изготовлялись следующие

образцы: цилиндры длиной 500 мм с диаметром 113 мм и

кроткие цилиндры длиной 113 мм; и другой прсссформе —

белочки размером 50x50x250 мм. Короткие цилиндры изго-

>‘шлялись с применением толстых фасонных прокладок [5].
Повышенная жесткость прессформ обеспечивалась: для

цилиндров — неразъемным корпусом, усиленным пятью кольцевыми ребрами [6], а для балочек — боковыми стенками из

толстых пластин, подкрепленных приваренными к ним сдвоенными швеллерами № 10, и клиньями, забиваемыми в зазор

между внешней пластиной и упором (рис. 1).
Применение этих прессформ показало, что изготовлять цилиндрические образцы проще, чем призматические, а сборка-

разборка прессформы с неразъемным корпусом требует значительно меньше времени, чем разъемной с соединением се

частей на четырех болтах М-24 для балочек. При невысоких

давлениях прессования отжимание вкладышей с образцом

внутри них от внутренней конической поверхности корпуса

осуществляется вращением от рукн винта выталкивателя;

после прессования же при р=400 ати приходилось вращать

пинт ударами молотка по его рукоятке. После отжимания

вкладыши с образцом легко извлекаются из корпуса.
Повышенная жесткость прессформы проявлялась положительно в весьма малых отклонениях размеров прессованных

образцов от номинала. Даже при /) = 400 ати днаметр цилиндрического образца, перпендикулярный к плоскости разъема вкладышей, отличался от такового для непрессованного

образца всего па 0,2—0,3 мм, а ширина балочки посредине

длины—на 0,1 мм, или в обоих случаях всего на 0,2%. В общем же процессе изготовления прессованных образцов довольно трудоемкий.
Состав но весу бетонной смеси изготовленных партий образцов (Ц : П : Щ) 1 : 1,3 : 1,9 при В/Ц = 0,5 для первой
1итои и железобетон, 19G9, № 8
23
5^
--------------- page: 96 -----------
тонную смесь, поскольку необходимо удовлетворить двум

етротпиоречппым требованиям: -подавать ш смссмтс.пь.иоду с.mui-

ihi малыш возможным расходом и обеспечить продолжительность цикла шерсмешнваиня, которая была нрнннта до внеа-

рсиия автоматического регулятора.
Выводы
Самонастраивающиеся схемы автоматического регулирования подзижностн бетонной смеси до создаяпш промышленного

образца на 10 программ следует применять uia заводах, которые используют один—два состава 'бетона, шрпчом па малоподвижных н подвижных бетонных смесях, приготавливаемых

на бетоносмесителях принудительного дспсгпнм.
Внедрепшо автоматических регуляторов должны предшсст-

ропять тщательное обследование работы бетоносмесителыюго

отделения. Эти обследоиаиня следует проводить таким образом, чтобы на результаты не влияли посторонние факторы.
Оптимальные параметры регулирования л уж но выбирать,

используя ппмсрнтельнын самопишущий прибор, служащий

дли регулирования -подвижности. Обслуживающий персонал,

как правило, не должен знать о включении этих приборов на

запись для контроля работы бетоносмсснтелыюго отделения.
Прн записи прибора могут быть получены данные о времени загрузки в смеситель заполнителей и цемента, длительности процессов порсменшвачшя н выгрузки, простоях, числе замесов б смену, сутки н т. д.

Теоретическая водопотребность вяжущих,

величина частиц новообразований и их влияние

на деформации твердеющих систем
Д-р техн. наук, >проф. А. В. ВОЛЖЕНСКИИ
Объемные изменения в твердеющих вяжущих и бетонах

зависят не только от образования новых твердых фаз, ио н

от исходного вяжущего отношения и «теоретическоп водопот-

ребности» вяжущих1.
Для лучшего понимания существа вопроса рассмотрим редакцию между трехкальцневым алюминатом и водой, идущей

по схеме: ЗСаО-А1гОз+12Н20=ЗСа0-А120з-12Н20 с образованием СзАН|2 (или эквимолекулярной смеси двух и четырех-

кгльциевого гидроалюминатов).
Если взять порошковидный С3А и изготовить из него пасту, то для этого потребуется ввести воду в количестве 30—

35%. При изготовлении же обычного пластичного раствора с

песком состава 1: 3 водовяжущее отношение придется повысить до 0,45—0,5. Взаимодействие С3А с водой, как известно,

вдет достаточно энергично н в короткий срок. Но для полного завершения .реакции с переходом СзА в С3АН12 и .в растворе и особенно в тесте воды окажется недостаточно, так как

в этом случае теоретически необходимо 80% воды от веса

взятого минерала.
Если, отвлекаясь от елияния эффекта тепловыделения,

предположить, что тесто или раствор затвердели в виде каких-либо образцов с полным израсходованием воды и частичным — трехкальциевого алюмината, то последующее состояние их может оказаться совершенно неопределенным и зависящим от ряда факторов. В случае увлажнения образцов

должно возникать взаимодействие негидратированной части

С3А с водой и возникновение новых порций С3АН12, абсолютный объем которого в 2,68 раза больше объема С3А. Размещение дополнительного количества гчдрата в уже сложившейся

структуре затвердевшего образца должно привести или к его

полному разрушению, или к частичному нарушению целостности со снижением прочности и т. п. Степень нарушения

структуры в основном будет зависеть и от содержания в затвердевшем образце непрореагировавшего СзА, и от величины

контракционной пористости, и от прочности. Но МОЖ1НО допустить и такой случай, когда при высокой прочности образца

гидратация С3А окажется заторможенной вследствие или

чрезмерно малых размеров пор, или отсутствия свободного

пространства в структуре для дополнительного размещения

гидратных новообразований. На эту возможность указывает

Пауэрс применительно к твердению портландцемента. Мы в

своих опытах также получили доказательство того, что даже

такие активные вяжущие, как полуводный гипс, в затвердевшем камне при определенных условиях не реагируют с водой.

В других же случаях под влиянием дополнительной гидратации идет увеличение кажущегося объема образца (его набу-
*
мвх фаз при твердении вяжущих и бетонов. «Бетой и железобетон».

1969. № 3.
ханне) без видимого нарушения целостности, иногда же с

образованием трещии, отслоений и т. п.
Таким образом, для достижения оптимального эффекта

твердения, связанного с переходом С3А в СзАН12, необходимо

вводить в -смесь около 80% воды от seica мннерала. Здегь

можно сделать предположение о переходе с течением времени

С3АН12 в СзАН6, в котором содержание воды снижается до

40% от веса СзА. Трудно сказать, как этот процесс может отражаться на структуре, объемных деформациях и прочности

образцов, полученных из смесей минерала с 30—50% воды.
Если с рассматриваемой точки зрения обратиться к главному клинкерному минералу C3S, то можно отметить пониженную его водопотребность при образовании цементирующих

гндросиликатов кальция. Так, лишь при образовании 2СаО-

-Si02-4H20 и Са(ОН)2 требуется 39,45% воды от веса C3S.

На образование яз последнего СаО • Si02 • 2,5Н20+2Са (ОН) 2

необходимо 35,51% и на образование 3CaO-2Si02 • ЗН20+

+ЗСа (ОН) 2 — 23,67 % -воды.
Таким образом, готовя из порошка трехкальциевого силиката тесто с 25—30% воды мы вводим ее в количестве, близком к теоретически необходимому. Если же готовится пластичный раствор с 40—50% воды, то содержание воды в смеси

полностью покрывает потребность для полной гидратации

C3S.
Но даже при пониженном исходном содержании воды для

образования наиболее «оводненного» гидрата (2Ca0-Si02-

•4Н20) твердение может протекать спокойно из-за возможности возникновения с течением времени гидратов с пониженной теоретической водопотребностью (Ca0-Si02-H20. ЗСаО-

•2Si02-3H20 и др.).
Одновременно необходимо обратить внимание еще и на

другой факт, остающийся до сих пор без должного анализа.

Имеется в виду то обстоятельство, что начальния гидратация

Еяжущих даже при относительно низком содержании воды

(25—50%) протекает в условиях фактического ее избытка,

часто значительно превосходящего теоретическую водопотреб-

иость. Например, в тесте из порошка C3S, приготовленном при

В/В отношении, равном 0,25, в первые 1—2 дня гидратация

идет практически при водовяжущих отношениях, лежащих з

пределах 1,0—0,65, если допустить, что в течение указанного

срока степень гидратации достигает 0,25—0,40.
По мере хода взаимодействия вяжущего с водой идет постепенное снижение «действительного водовяжущего отношения» еще и потому, что часть воды достаточно прочно адсор-

бционно связывается гслевиднымн частичками новообразовании. Не исключено, что это обстоятельство оказывает определенное влияние и на водосодержание новообразований способствуя переходу вначале образовавшихся гидратов с повышенным количеством молекул воды (например. Ca0-Si02X
Бетон и железобетон, 1969, № 9
63/3
35
--------------- page: 97 -----------
Х^.ЬПоО) d гидраты с ысииншм их числом .(CaO-SiOj-М20

и др.).
Таким образом,- по морс хода процессов твердения может

иметь место перераспределение воды в со-стаие гндратных новообразований, отражающееся на структуре и свойствах цементного камня. Такое явление особенно ярко может ироян-

ляться в 1пол|гмипоралы1их .вяжущих, и частности, в портландцементе.
Как известно, при смешении портландцемента с водой начинается гидратация его составляющих и в первую очередь

алюминатов кальция. При этом вначале идет образование

гидратов с наибольшим количеством молекул воды, в частности, СзАН]2, эггрипгнта, возможно С4ЛНю н, наконец, 2СаО-

-Si02-4H20. Однако в последующем, по-ипднмому, идет перераспределение воды с образованием соединений с меньшим ее

количеством |(одиосульфат.ная форма гндроалюмн'иата кальция

СДН^-СБН, C3S2H3 и т.п.). Как уже отмечалось, это сопровождается уменьшением абсолютного объема твердых фаз и

интенсивности напряжений набухания, а также снижением

удельного тепловыделения, так как переход соединений в гидраты с пониженным количеством молекул окиси кальция и воды влечет поглощение тепла.
На объемные деформации затвердевшей системы должны

оказывать существенное влияние и размеры кристаллов новообразований. Можно полагать, отвлекаясь от влияния формы

кристаллов, что при прочих равных условиях чем дисперсное

частички 31 оных веществ, возникающих -в твердевшей массе,

тем меньше интенсивность вызываемых ими напряжений н

деформаций, и наоборот. Если вообразить, что какое-то количество новообразовании определенного состава условно шаровидных частичек предельно малого размера, например в

100 А°, 'разместится в единице объема, то одновременно между

частичками возникнут пустоты, размер которых приблизительно будет в 8—10 раз меньше диаметра частичек. В условиях

наиболее плотной упаковки общая пустотность системы должна достигать 28—30% объема, занимаемого затвердевшей

массой. Если в последующем начнется рост кристаллов даже

без изменения их состава н плотности (удельного веса), то

это должно сопровождаться при неизменной величине общей

пустотности увеличением размеров отдельных пор в соответствии с размерами кристаллов. Например, с увеличением дна-

метра последних от 100 до 10 000 А°, размер пор также должен увеличиться от 10 до 1000 А°, т. е. в 100 раз. Естественно такой процесс в затвердевшей массе должен сопровождаться сосредоточенными концентрациями напряжений растяжения

н возникновением микро-, а возможно и макротрещин. Чем

больше разница <в размерах начальных и конечных кристаллов

новообразований и чем быстрее ндет процесс перехода их от

высокодисперсиых к крупным, тем интенсивнее должны проявляться возникающие напряжения н деформации.
С этой точки зрения наиболее спокойно твердеющими вяжущими веществами должны быть те, которые преимущественно состоят из силикатов кальция (C3S, и C2S) при умеренном содержании в них C3S. При взаимодействии с водой эти

силикаты, как известно, дают высоко-дисперсные гелевидные

мглорастворимые в воде гидраты, частички которых при обычной температуре изменяются в относительно небольших пределах и то преимущественно в начальный период твердения.

Лишь гидрат окиси кальция, образующийся при гидролизе

главным образом C3S, обнаруживает значительный рост кристаллов с течением времени. Возможно, это обстоятельство

является причиной значительных деформаций, неблагоприятно

отражающихся на прочности затвердевших цементов с высоким содержанием C3S (60—65% и более). В этом случае водотепловая обработка высокоалитовых цементов при атмосферном и особенно повышенном (в автоклавах) давлении пара, способствуя быстрому расту кристаллов новообразований,

должна особенно отрицательно отражаться та прочностных и

иных свойствах цементного камня. Укрупнение частичек новообразований в этом случае приводит, как уже отмечалось

ранее, и к ^падению их вяжущих свойств и к интенсификации

напряжений из-за их концентрации в точках роста кристаллов.
Как известно, чем менее растворимо то или иное вещество

в воде и чем ниже температура, тем меньше интенсивность

процесса укрупнения кристаллов. Отсюда вытекает очень

важный практический вывод о предпочтительности тех вяжущих, при твердении которых возникают новообразования предельно высокой дисперсности и минимальной растворимости

в окружающей водной или иной среде как при обычной так н

при повышенной температуре.
. СБете изложенных положений оредн вяжущих наименее

эффективными следует считать воздушную известь и нолувод-
“ WS
huh nine. Они дают новообразования (Сп(ОН): и CaSO«-

-2Н20), характеризующиеся значительной растворимостью в

люде, а также -большой величиной кристаллов ('по сравнению

с частичками гндроенлнкатон, возникающих при гидратации

C-sS 11 C2S). И если высокодисперсные частички гндросиликл-

тов кальция, особенно инзкоосновные, отличающиеся большим

потенциалом поверхностной энергии, уже в момент возникновении относительно прочно связываются друг с другом силами физического порядка (Ваи-дер-Ваальса н др.), то частички

гидроокиси кальция н дмуводного птса, превращаясь быстро

в крупные образования в начальный этап твердения, снижают свон вяжущие свойства, давая камень пониженной прочности.
Нормальное твердение молотой негашеной извести осложняется еще и высоким тепловыделением, вызывающим термические напряжения :И разрыхление структуры новообразований

н аром.
Из изложенного вытекают и пути улучшения вяжущих

свойст,в тех нли иных веществ в различных условиях нх твердения.
В отношении -воздушной извести практика уже давно использует метод сочетания ее с активными минеральными (гидравлическими) добавками, когда в процессе взаимодействия

се с этими материалами и водой возникают вместо крупных

кристаллов Са(ОН)2 высокодисперсные ннзкоосноиные гндрй-

енлнкаты кальция, отличающиеся малой растворимостью н

резко выраженными вяжущими свойствами. Здесь важно подчеркнуть, что в смеси извести с гидравлической добавкой (например, в часто .применяемом соотношении 35 + 65% но весу)

тепловыделение резко снижается с 209 кал/г Са (ОН)5 примерно до 65—70 кал/г гидратируемой смеси. Смеси же. содержащие пониженные количества негашеной извести (15—20%)

и высокоактивную добавку (85—80%) и характеризующиеся

тепловыделением в 30—35 кал/г, твердеют спокойно, достигая

такой прочности, какая совершенно недостижима при применении одной извести.
Ответ на вопрос о разнице в интенсивности деформаций

при образовании Са(ОН)2 в условиях гидролиза C3S в порт-

дандцементах шли же при лрямой гидратации СаО, по нашему

мнению, заключается в следующем. В первом случае при об’-

разовании, например, C3S2H3 и гидроокиси кальция последняя

возникает одновременно с гидросиликатами кальция в виде

-.высокодисперсных частичек. Тепловыделение в этом случае в

расчете иа 1 г вещества приблизительно в два раза .меньше

по сравнению с тепловыделением при гидратации чистой окиси

кальция. К тому же оно протекает в десятки раз медленнее.

Абсолютный объем твердой фазы увеличивается по сравнению

с исходным в 1,58 раза, вместо 2 раз по сравнению с гидратацией СаО, при вдвое 'большей молекулярной контракции.
Наконец, весьма равномерное распределение Са(ОН)2 в

твердеющей массе гидросиликатов кальция, обладающих высокой прочностью, также должно оказывать сдерживающее

влияние на развитие деформаций, возникающих при выделении Са(ОН)2 из C3S нли C2S.
Более же интенсивное воздействие на твердеющий цемент

даже небольших количеств «свободной окиси кальция» (до

3—4%), иногда содержащихся в клинкере, следует отнести

на счет локального ее размещения в массе клинкера в виде

относительно крупных включений и большого увеличения твердой фазы при гидратации (в 2 раза). Это вредное влияние в

процессе гидратации, как известно, устраняется или резко

снижается с помощью более тонкого помола цемента с введением при этом некоторого количества активной минеральной

добавки, способствующей переводу окиси кальция в высоко-

днсперсные гидросиликаты.
Этот же принцип перевода крупнокристаллических новообразований 'в твердеющем вяжущем в малорастворимые тоико-

днсперсиые, обладающие повышенными вяжущими свойствами и пониженной склонностью к деформациям, лежит в основе

способа Г. И. Книгиной получения доброкачественного силикатного кирпича на магнезиальной извести. Как известно, по

этому способу растрескивание кирпича на магнезиальной извести в процессе автоклавной обработки устраняется введением в смесь до 10—15% трепела. В этом случае вместо гидра-
13
лютного объема твердой фазы в 2,27 раза, возникают гидро-

енликаты магния с меньшим увеличением объема твердой фазы и высокими вяжущими свойствами.
Направленное формировамие гидратных новообразований

при твердении материалов в виде высокодисперсных частичек

с помощью различных приемов (в том числе введением но-

иархностно-актианых веществ) —это важное средство улучшения их вяжущих свойств.
Бетон и железобетон, 1869. ч
36
--------------- page: 98 -----------
A.
М. И. Гелиев, Л. Л. Гвоздев, С. С. Давыдов,

Б. А. Олнсов, С. А. Пльяссвнч, О. Е. Власов,
B.
В. М. Москвин 41 многие другие.
Большом вклад ученые Академии внесли в технологию бетона п других строительных материалов, в разработку методов расчета различных железобетонных ишпегрукций, особенно на дишамшче-

окне нагрузки, <в 'совершенствование методов возведения железобетонных сооружений.
Широко известны труды Б. Г. Скрамтаева,

опублюковаязшего 440 статен н кшгг, он автор л

участник разработки многих нормативных документов, определявших управление технического

прогресса в строительстве, им много сделано для

разработки и внедрения в 'строительство новых цементов н бетонов.
■П. М. Миклашевский являлся одним из авторов

н инициаторов внедрения вибрационного способа

уплотнения бетонной смеси, Б. А. Кувыкин ’Изучал

гидротехнический бетон, И. II. Егоров—прочность

оцепления заполнителя и раствора. П. Ф. Шубен-
ICI1H — бетон для аэродромных покрытии, 10. М. Баженов — способы расчета состава бетона, ■специальные бетоны и их особые 'свойства. .
Учеными Академии было многое сделано для

разработки технологии высокопрочного бетона,

мелкозернистого бетона для строительства в районах, где отсутствует щебень, малощебеночного,

крупнопористого и некоторых специальных видов

бетона, были усовершенствованы современные,способы расчета состава бетона, изучены его особые

свойства.
В области расчета железобетонных конструкций и их проектирования много сделано В. М. Келдышем и С. С. Давыдовым. Раньше других в нашей

•стране динамические свойства бетона начали изучать А. А. Гво’зДев л А. П. Синицын. А. Л. Амбарцумян и Н. Н. Попов развивают методы расчета

железобетонных конструкций на действие динамических нагрузок.
За большие за'слугн в 'подготовке специалистов

и в развитии науки Академия награждена орпеном

Ленина и орденом Красного Знамени.
УДК «66.97.972:539.37
Деформации цементного камня, раствора и

крупного заполнителя при раннем замораживании

бетона
Д-р техн. иаук В. М. МОСКВИН, кандидаты техн. наук С. Н. КОРОТКОВ,
В.
При замораживании в раннем возрасте в бетоне

могут возникнуть большие структурные изменения,

в результате чего значительно ухудшаются его основные физико-механические свойства. При этом

также имеют место значительные объемные деформации составляющих бетон материалов, что, по-

види'мому, оказывает большое влияние на формирование структуры бетона, а также на его основные 'свойства.
В последние годы метод измерения деформации

бетона стал все шире использоваться при объяснении кинетики структурных нарушений в бетоне при

его тепловой обработке [1] или при воздействии

отрицательных температур [2, 3]. Получены новые

сведения о физических процессах, происходящих в

бетоне, подвергающемся совместному воздействию

температуры и влажности.
В то же время очень мало данных о деформациях составляющих бетон материалов и о их влиянии на формирование структуры бетона ,в различных температурно-влажностных условиях, в частности о деформациях цементного камня, раствора

и 'крупного заполнителя при раннем замораживании бетона. Это было вызвано отсутствием необходимой методики исследования и аппаратуры, которая позволила бы с 'большой точностью измерять
температурные деформации составляющих бетой

■материалов.
В наших опытах для этой цели использовался

ср ед н ет ем пер ату р н ы й дилатометр, разработанный

во Всесоюзном научно-исследовательском институте физико-технических и радиотехнических измерений [3]. Дилатометр с кинематикой П. Г. Стрелкова позволяет изучать изменение линейных размеров образцов при колебании температуры от +100

до —Ю0°С. Схема прибора дана на рис. 1. На

плоском полированном столике устанавливают образец, на который помещают накладку из плавленного кварца. В нее упирается стержень-толкатель,

изготовленный также из кварца. На другом конце

толкателя закреплен* миниатюрный магнит, который соприкасается своей полированной поверхностью с роликом. На ролике закреплено зеркальце.
Деформации образца передаются через кварцевую накладку толкателю, а последний повертывает

ролик с зеркальцем. Следует подчеркнуть, что проскальзывания магнита по ролику не происходит.

Ролик получает вращательное движение, поворачивая закрепленное на нем зеркальце.,.Изображение светового указателя перемещается в фокальной плоскости автоколли'мационнон грубы. Оно

измеряется окулярным микрометром в делениях
2 6<Z/fr
--------------- page: 99 -----------
барабана. Пели отсчет удлинении превышает шкалу микрометра (800 делении чю барабану), систолой указатель (возвращается на нуль с помощью

■специального -винта.
Исследовались образцы высотой 30 мм н поперечным размерам до 20 мм нз цементного камня,

раствора, крупного заполнителя и арматуры.
В первой серии опытов образцы нз цементного

теста нормальной густоты изготавливались из

портландцемента марки 400 Воскресенского завода

и особо быстротвердеющего цемента марки 600

Ново-Здолбуновского завода. Образцы в инвар-о-

вых формочках в возрасте 12, 16 н 20 ч устанавливались в измерительную камеру дилатометра, в

которой охлаждались до —25°С со скоростью около 20 град/час.
На рис. 2 (прптедс-пы результаты измерений деформаций цементного камня. Из этих данных видно, что независимо от времени предварительного

твердення с понижением температуры от +25°С до

—'5 — 7°С наблюдаются деформации усадки цементного 1КЭ1МНЯ.
Прп .температуре в камере около —5—7°С начинается фазовый переход воды в лед и связанный

с этим процесс расширения. В течение 1,0—1,5мин

деформации образца достигают максимальной величины. Образец, подвергнутый воздействию отрицательных температур в более раннем возрасте,
имеет большую величину деформации расширения ггак как в нем

до замораживания находилось 'большее количество свободной

воды. Так 'в образце,

замороженном через

1-2 ч (после ивготоеле-

■Н1ия, относительные

деформации расширения составляли е=

58 -10-4, а 'в замороженном через 20 ч—

е —-30: 10~4, т. е. были

почти в 2 раза меньше.
При дальнейшем

понижении температуры вновь наблюдаются

деформации усадки цементного камня.
При использовании

вместо портландцемента марки 400 особо

быстротвердеющего цемента марки 600, обладающего более высокой скоростью набора

прочности, образец, замороженный через 16 ч
Рис. 1. Принципиальная схема

дилатометра

/ — ролик с зеркалом; 2— магнит; 3 — иалнк, 4 — кварцевый

стержень; 5—юрмостат; б —

стакан; 7—охладительный пояс;

8 — термопара дифференциальная-, 9 — термопара абсолютная;

10 — сосуд Дьюара; // — образец; 12—накллдка нз плавленного кварца
Рис. 2. Деформации цементного камми, замороженною п раннем 110.1-

раетс
/ — заморожсппыП через

Г2 ч: 2—череп 16 'Л—

через 20 ч; 4 — гранитный заполнитель
с-ю4
60 3
50 'j
—-<
к
4-0
1
40 j
K2
1
30
j
zoi
-V*
3
J
30
20
10
J
-10
-20
ч.
4
-го
предварительного твердення, имеет значительно

меньшие деформации (е = 4-10-4 вместо е = 55-

Различие в деформациях образцов, замороженных в раннем возрасте, зависит от водосодержа-

ння цементного камня в момент воздействия отрицательных температур. В цементном камне, замороженном в более раннем возрасте (через 16 ч),

■большая часть воды находится в свободном состоянии и очень быстро переходит в лед. С увеличением времени предварительного твердения в процессе гидратации цемента все больший объем воды

■связывается химически, а значительная часть ее

переходит в физически прочно связанную,.замерзающую <при более низких температурах.
Относительное количество воды, перехрдящей в

лед при замораживании предварительно твердевшего бетона, значительно меньше, чем при замораживании свежеуложенного бетона. .При замораживании бетона сразу после изготовления в лед переходит около 95% всей ‘воды 'При температуре

—10°С, а при замораживании быстротвердеющего

бетона, выдержанного в течение 1—3 дней в нормальных условиях, в лед при —26°С перешло только 69—70% содержащейся воды [4].
£■104
Рис. 3. Влияние марки

цемента иа деформации

цементного камня при

fero замораживании через

16 ч предварительного

твердения при / =18°С

/ — цемент марки 400;
2
3
тель
60
5oV
4
I
40 \
I
30 l
I
l
20 I
30
20
10
i
°Ju
-i(h
Г'-О
КЛ
f I
T

-20
t°C
1* Зак. 585
6$//*
si
--------------- page: 100 -----------
Рис. 4. Деформации цементного теста и раствора, замороженных

через i ч после изготовления

/ — цементное тесто н.а ЬТЦ: 2— растнор на ПЦ марки 400; 3

раствор на БТЦ; 4— сталь 3
Рис. 5. Деформации крупного заполнителя при отрицательных температурах

/— 1!.шсс1П>1к Академического карьера; 2— и^иестиик 13с-

ненского кврье|)а; 3 — и.шестник Пятоиского карьера: 4 —

грани г Пипкмраиту; 5 — ipaiim Академического карьера
Надо учесть, что в этом случае вода распределена в мельчайших объемах -структуры. Электронно-микроскопическое исследование показало наличие только мелкокристаллического льда, а это приводит к значительно меньшим разрушениям образующихся новообразований цементного камня по

сравнению с нарушениями, возникающими при фазовом переходе воды в лед в виде крупных кристаллов льда.
Во второй серии опытов иа портландцементе

марки 400 завода «Гигант» и БТЦ марки 400 Воскресенского завода изготавливались образцы из цементного теста нормальной густоты н раствора с

В/Ц=0,4. Через час после изготовления образцы

замораживались при телптсратуре —10°G Б измерительной камере дилатометра.
Как видно из рис. 4, характер деформаций, происходящих при замораживании раствора, аналогичен 'нэмеисння1м линейных .размеров образцов цементного теста. Однако-максимальная величина относительных деформаций расширения, вызванная

фазовым переходом воды в лсд, в растворной составляющей значительно меньше. Так, например,

при использовании быстротвердеющего цемента

они составляли 13-10-4, а у образцов цементного

теста, замороженного в аналогичных условиях, —

45-Ю-4. Это вызвано, 'видимо, также меньшим во-

досодержанием растворных образцов по сравнению

с образцами цементного камня.
При замораживании растворных образцов через 1 ч после затворення не отмечалось большой

разницы между деформациями обычного и быстро-

твердеющего цемента.
Деформации образцов крупного заполнителя

при отрицательных температурах измерялись с использованием гранитов Академического карьера и

Пинткяранту, известняков Академического, Белевского и ПятоВ'Ского карьеров (рис. 5). Как вндно

из рис., по мере понижения температуры наблюдается уменьшение размеров образцов. Однако для

известняковых заполнителей это явление справедливо лишь до температуры —30°С, после чего в

линейных изменениях образцов происходят некоторые аномалии.
Например, у известняка Академического карьера в интервале температур —30—50°С наблюдается некоторое увеличение размеров образца. При

дальнейшем понижении температуры до —70°С

вновь отмечается уменьшение линейных размеров.

У ■известняка Веневского карьера также отмечается небольшое увеличение размеров образца при

температурах —30—40°С, но оно значительно

меньше, чем в первом случае, — всего 0,35-10-4.

Образец известняка Пятовского 'карьера в этом

температурном интервале имеет лишь некоторый

перелом в кривой относительных деформаций.
Деформации образцов заполнителей из гранита

в исследуемом температурио-м интервале изменяются практически по прямой линии. Заполнители

из рассматриваемых гранитных пород имеют максимальную величину относительных деформаций,®

два и более .раза превышающую аналогичные величины известняковых пород, из которых наибольшая наблюдалась у известняков Веиевского и Пя-

товского карьеров.
Сопоставление данных о деформациях цементного камня, раствора и заполнителей при воздей-
--------------- page: 101 -----------
стппи нп nrix отрицательных температур ноказыва-

ст, что между ними и'меется большая разница, обусловленная л основном фазовым переходом воды н

лед- Различно п температурных деформациях составляющих бетон материалов несомненно может

явиться одной из причин, вызывающих структурные нарушения бетона, замороженного в раннем

возрасте.
Уменьшение -величины деформаций при замораживании цементного камня или раствора (например, увеличение времени предварительного твердения, использование быстротвердеющнх цементов н

т. д.) приводит к наименьшим структурным нарушениям, происходящим как в цементном камне и

растворе, так н в зоне их контакта с крупным заполнителем.
Исследования бетона, замороженного -сразу и

через 4 ч 'после его 'изготовления, показали, что потерн его прочности па изгиб особенно велики.

Электронно-микроскопическим исследованием [4]

обнаружено большое количество следов разрушения в зоне контакта между крупным заполнителем

и растворной частью бетона.
При замораживании бистротвердеющего бетона

через 8—16 ч после его изготовления разница в

деформациях дгсжду растворной частью и крупным

заполнителем становится незначительной, потерн

прочности сцепления раствора с крупным заполнителем также невелики, а разрушений в контактной

зоне практически не обнаружено.
Особенно велики потерн прочности сцепления

бетона с арматурой при замораживании бетона

сразу .после его изготовления. В этом -случае разница в деформациях между арматурой и растворам

пзесьма существенная (см. рис. 4). Очевидно, на определенной стадии структура бетона достигает такой степени упрочнения, что оказывает несколько

большее сопротивление -не только передвижению

воды к центру кристаллизации, но и задерживает

рост кристаллов льда. Возникает 'большое количество мелких кристаллов льда, которые уже не в состоянии создать условия для возникновения больших местных деформаций и сильно разрушить

структуру бетона. Это должно сказаться и на физико-механических свойствах бетона-—'прочности,

водопроницаемости, морозостойкости и т. д. Поэтому стадию структурообразования бетона, по достижении которой бетон может быть заморожен

без риска ухудшения его структуры и основных

свойств, 'Следует называть критическим возрастом.

Она характеризуется завершенностью процессов

гидратации, в результате чего основная масса воды

связывается химически и физически, а оставшаяся

часть свободной воды распылена в упрочняющей

структуре бетона.
I
различных марок, видов н ■минералогического состава, т. е. с весьма различной ннтснснйзпостыо

твердения в начальные сроки, то понятие «критически н возраст» находится в прямой зависимости

от этих факторов. За последние 30—40 лег в свявн

с. увеличением тонкости помола и активности выпускаемых цементов время достижения этой необходимой степени -структурообразования постепенно

сокращалось с 7 суток п 30-х годах до 3 суток в

40-х годах, а н случае применения быстротвёрдею-

щих и особо быстротвердеющнх цементов составляет в настоящее время 1 сут.
Бы'стротвердеющнн бетон достигает через 1 -сутки твердения в стандартных условиях прочность,

равную 35—40% -28-дасвиой [5]. Такой бетон три

замораживании теряет в ряде случаев не -более

10—'15% овоен прочности. Водонепроницаемость

такого бетона, его сцепление с арматурой после замораживания практически не изменяются по сравнению с бетоном нормального твердения.
Проведенные в последние годы в НИИЖБе работы [6] подтвердили эти данные, что позволило

внести в СНиП некоторые изменения.
Выев д ы
■Примененная в исследованиях .аппаратура н

■методика позволяет получать достоверные данные
о
ного заполнителя лр-и раннем замораживании бетона.
По достижении бетоном критического возраста

деформации его растворной части значительно

уменьшаются, их разница с деформациями крупного заполнителя снижается до минимума, что не вызывает нарушений в контактной зоне.
Бетон, замороженный в критическом возрасте,

практически ие имеет структурных нарушении, основные физико-механические свойства его не отличаются от свойств бетона, твердевшего в нормальных условиях.
ЛИТЕРАТУРА
1.
бетона. 2-е изд. Госстройиздат, 1964.
2.
сальный А. М., Стойкость бетона н железобетона при отрицательной температуре. ГосстроЙиздат, М., 1967.
3.
эффициенты температурного расширения и температурные деформации

строительных материалов. Стандартгиз. 1968.
4.
быстротвердеющего бетона, замороженного в раннем возрасте. «Бетон

и железобетон», № 9, 1957.
5.
твердеющего бетона в холодное время года. «Строительная промышленность», № 9, 1956.
6.
ках распалубки бетонных конструкций в зимнее время. «Промышленное строительство», № 2, 1967.
• «
6 i//&
--------------- page: 102 -----------
УЛК GG(i.972:539.4
Кинетика нарастания прочности бетона при

замораживании и оттаивании
Канд. техн. наук О. С. ИВАНОВА
Исследования, выполненные в последние годы с

ППИЖБ, показали, что воздействие отрицательных температур на 'бетон раннего возраста не только приостанавливает рост прочности, .но и разрушающе действует на его структуру. Бетоны, замороженные сразу же после приготовления, прироста

прочности на морозе практически не имели, кроме

выдерживаемого при температуре —5°С, который

набрал 8% R28 после 4-часового оттаивания. Ана-

логнч|11ые бетоны марки 200 н 300, приготовленные

на Н ов о з д о л б у но в ск о м и Белгородском цементе

MG00 подвижностью смеси 1—3 см, находившиеся

в течение 28 и 90 суток при температурах —10,

—20 и —50°С после 4 ч оттаивания имели прочность в пределах 1,5—4,5 кг/см2, что 'составляло

0,46—1,4% Rus, (рис. 1).
Результаты опытов хорошо согласуются с полученными ра'нее данными по фазовому состоянию

воды, которые показали, что при —5°С в бетоне,

замороженном сразу после приготовления, более

92% воды переходит в лед. При —20°С эта величина достигает 94%, а при —45°С увеличивается до

97%- Следовательно, твердение на морозе не может происходить, если в бетоне нет достаточного

количества воды в жидкой фазе.
Иная картина при замораживании бетона, достигшего к моменту замерзания какой-либо прочности.
Количество жидкой фазы в бетонах, замороженных с более высокой прочностью, при одной и

той же отрицательной температуре увеличивается

(табл. 1). Можно предположить, что чем большую

прочность бетон приобрел до замерзания, тем существеннее она должна енарастать. Однако опыты

показали, что гипотеза справедлива лишь до определенной степени.
Наибольший прирост прочности при испытании

после 4 ч оттаивания наблюдался у бетонов, замороженных с 15 до 45% от ^28. После 28-суточного

пребывания при температуре —5°С и 4 ч оттаивания прочность их оказалась выше, чем до замораживания, на 23—28% (см. рис. 1). Бетон прочностью 70—80% и более от марочной за 28 суток

выдерживания при этой же температуре прироста

прочности практически не имел.
Сходная карти'на при 'выдерживании бетона в

холодильных камерах с температурой —20 и

—50СС. Однако абсолютные и относительные величины прироста прочности у бетонов одного возраста при понижении температуры падают (табл. 2).
Причина существенного различия в характере

увеличения прочности бетонов, замороженных та

разных стадиях твердения, в их релаксационных

■свойствах. В течение первых 3 суток в бетоне интенсивно накапливается гель, что изменяет его пористость. За этот промежуток времени, как показывает расчет но формулам д-ра техн. наук
Si///
Г. И. Горчакова, гелевая пористость увеличивается

па G0% за счет ушей мнения примерно ла такую же

величину капиллярной. К 7 суткам гелевая пористость возрастает еще почти на 20% (рнс. 2).

К этому времени она изменяется не только количественно, но и качественно: прн увеличении объема твердом фазы мелкие поры скорее заполняются продуктами новообразований.
Наличие плотных оболочек новообразований,

затрудняющих перенос влаги в глубь цементного

зарна, тормозит увеличение на морозе прочности

бетона, достигшего к моменту замерзания 70% и
. а)
% 351)
го 100
S SB
g- 282
■glfiD
^ 71
^ 10
■§■ 0
о-
7
Время быЭержибания на морозе при-5 *С
13 7
Время Выдерживания на морозе при -20 °С
1.217

Ъ*пз
is
3:*

liи

IIй
ё® о
б)

са. <
|&№
|
1 —
Г5
7os^d
Ш
V
л
80
Ш" J
ьш-—
3?/ 1^-'"'
сир
ГТ
Состав
\етоно. иг
им
t
и
ISO
123
10В
81
25
3 7
Время Выдерживания на порозе при-50 °С
Рис. 1. Уиеличеиие прочности бетона при иыдержипакии его при

температурах —5(c), —20(6) и —50°С(е), определенное после 4-ча-

сопого оттаипамия
I—
нии сразу после приготовления; III—VI — при замораживании сц-

ответственно в возрасте 1» 2. 3 и 7 суток
/о/
--------------- page: 103 -----------
бод ОС ОТ R-2S. К тому же вязкость волы при понижении температуры сильно возрастает. По данным

Пауэрса, вязкость поды при прохождении через цементный гель с порами диаметром 2-10-7 си приблизительно и 50 000 раз вьгше шязкости воды при

обычной температуре [1].
Т а б л п н n 1
Колн'к'Стко коды н АД нсрсшедшсЛ п лсд при яяморажнвлнкк бетона

разной прочности
Температура

замораживания 0°С
Бетон, замо-

роже|шмЛ

сразу после

изготовления
Бетон, замороженный с прочностью
15%
50%
70%
—5
92
58
27
25*
—15
74
58
44
—45
97
87
СП
57
* При —С°С
Таблица 2
Прирост прочности бетона после 28 суток пребывания на морозе н

4-часового оттаивания
Прочность бетона до замораживания в % /?1*
Увеличение прочности бетона в % после

выдерживания при температуре
—5°С
—20°С
—50°С
0
6—10
1
0.5
15—20
25
19
10
40—50
21
10
5
. 70—S0
0
0
0
I
Л
Рис. 2. Изменение пористости бетона о процессе тпгрлсиия
холодильную камеру с t——5°С. Эндотермический

эффект, характеризующий дегидратацию окиси

кальция, в образцах, выдержанных на морозе,

«как шра'гшл'О, выше, чем ib образцах до замораживания (ри'с. 3). В образцах, твердевших при —5°С

в течение 60 сут. он выше, чем в близнецах, находившихся при этой же температуре 28 сут. Результаты показывают, что с повышением прочности бетона до замораживания скорость гидратации цемента на морозе уменьшается (несмотря на большее количество воды в жидкой фазе).
Анализ данных убеждает, что более высокая

степень гидратации цемента (.например, в образцах, выдержанных на морозе 28 и 60 сут.) еще не

обусловливает высокой прочности после оттаивания. Так, степень гидратации в образцах, замороженных сразу после приготовления и выдержанных при —5°С в течение 28 и 60 сут. высокая, и

мало отличается от таковой в образцах, замороженных с’прочностью 27, 41 и 67% ^2ь- Однако их
Бетоны меньшей прочности (в возрасте 1—3

суток) еще не претерпели талсих существенных

структурных изменений. Это способствует более

■быстрому 'протеканию процессов твердения и нарастания их прочности на морозе при температурах,

близких к 0°С. Этим, видимо, объясняется 'наибольшее увеличение прочности после оттаивания в бетонах 1—3-суточного возраста до замораживания.
Наличие процессов твердения при отрицательной температуре, в частности при —5°С, подтверждается результатами экспериментов по изучению

степени гидратации цемента, выполненными .совместно лабораториями методов ускоренного твердения и испытания бетонов НИИЖБ. Степень гидратации цемента определялась методами химического и дифференциального термического анализа в

образцах из цементного теста •нормальной густоты

(Белгородский цемент М600 по ГОСТ 310—41) в

возрасте 1, 3, 7 и 28 сут. Образцы помещались в
Рис. 3. Результаты дифференциально-термического анализа и количества химически-связанной воды в цементном тесте, не подвергавшемся замораживанию (а) и выдержанном на морозе при —5СС

в течение 28(6) и С0(е) суток

ГПервая цифра (0, I, 3, 7, 28) обозначает возраст образцов до замораживания; вторая (0. 28. 60) — время пребывания на Mopoje;

третья (0, 4) — время оттаивания]
Количество

химически-

связанной

воды по данным
28—0-
-0 1-0-
-0 3—0—0 7—0—0
1
сч
1
о
А 1—28-
-4 3—28—4 7-
-28—4
0—(>0—4
1—G0—
1 1

S
1
гз
А 7—СО—4
Химического
анализа
15,6
7,0
8.5
10.8
11.9
12,8
12,96
13,1
13.3
13,5
13,58
13,03
ДТА
16.0
7.0
8.5
11.0
12.0
13.1
13,3
13,4
13,5
13,7
13.9
13. 9
Прочность

при сжатии
813
223
335
544
275
589
581
ГИ1
37 2
682
597
53G
4$///
--------------- page: 104 -----------
прочность иа сжатие после оттаивания оказалась

наименьшей — всего 34 и 46% R^s (соответственно

после 2S и 60 сут. п,рн —5°С). Это позволяет сделать вывод, что па морозе 'протекают процессы растворения минералов цементного клинкера и насыщения раствора продуктами гидратации, которые

вследствие низких температур длительное время

находятся в коллоидном 'состоянии. Этим обстоятельством (наряду с большим растворением извести при низких температурах) объясняется увеличение степени гидратации в бетонах, замороженных в раннем возрасте.
Гелевые оболочки вокруг дегидратированной

части зерна цемента длительное время остаются

проницаемыми, и вода, диффундируя через поры

геля, вовлекает в реакцию гидратации все новые

порции цемента. Скорость этой реакции зависит от

прочности бетона до замерзания. Чем выше эта

прочность, тем ниже скорость гидратации цемента

на морозе при прочих равных условиях. В то же

время при отрицательных температурах, видимо,

нет благоприятных условий для образования кристаллического сростка, прочностью которого обуславливается прочность цементного камня.
Результаты исследований показывают, что прочность бетона, длительное время выдерживающегося лрл отрицательных температурах, после 4-часового оттаивания была выше прочности до замораживания.
Однако с нашей точки зрения не совсем правильно на основании этих данных делать вывод о

твердении бетона при отрицательных температурах.
■Подвергающийся замораживанию бетол проходит через 3 этапа: охлаждение до 0°С, замерзание

и оттаивание. Большой теоретический и практический интерес представляет роль каждого этапа в

увеличении прочности.
Было изготовлено несколько серий образцов

10X10X10 см из бетона марки 300, которые после

достижения ими прочности 28, 106, 190 и 236 кг/см2

(время предварительного выдерживания соответствовало 12, 24 и 72 ч) помещались в холодильную

камеру с температурой —20°С.
Одна партия образцов охлаждалась только до

—1°С, после чего они оттаивали в камере при нормальных условиях до 2°С и сразу же испытывались, а их близнецы продолжали оттаивать в течение 4—5 ч до достижения бетоном температуры

окружающей среды. Другие образцы охлаждались

до —10 и —20°С с разной 'скоростью. После определения прочности из образцов отбирались пробы,

которые обезвоживались спиртом и передавались в

химическую лабораторию для определения степени

гидратации цемента.
Анализ данных (табл. 3 показывает, что роль

каждого из трех этапов в увеличении прочности

бетона после оттаивания возрастает или уменьшается.
При быстром охлаждении бетона с 8—31% /?28

прочность не успевает увеличиться и при оттаивании до -г2°С почти не отличается от исходной

(средний прирост составляет ±2% R.2&). Трехсуточное пребывание такого бетона при —20°С не

только не способствует увеличению прочности по

сравнению с образцами, охлаждавшимися до

■—1°С, а наоборот, приводит -к наименьшему ее
Таблица 3
Плшмшс темнгрятуры замораживания и времени оттднвамня на

прочность бетона
Преми

пыдержн-

иапня до

замора-

жшкншя

и ч
Прочность

бетона до

замораживании

кг/смг
“ % R,.
Заморажш.:1-

Ш1С до-]^С
Заморпжива-

пне до—20СС
Вцдоржппанно

при —20 ‘С п

течение 3 сут.
Orraiinaiiiic it камере нормального хранения
До
+2-С
4—5 ч
ДО
+2°С
4—5 и
ДО
+2°С
4—5 41
12
24
48
72
При
российско
28/8.1
ЮГ./31
190/55
23S/68
меча н н с

го запода
37/10,7
113/33
177/51.5
221/G5
Состав

R, =3-16
81/23
125/ЗС
200/58
239/09
'стона ]
<г!см-.
42/12
100/29
185/53
218/63
: 1.9 : 2.
53/17
126/36
207/50
236/GS
!; цемс!
29/8.4
104/30
181/52
211/61
it М600
53/15
131/38
199/58
237/68
Ново-
приросту. Это хорошо согласовывается с фазовым

состоянием воды в бетоне и деструктивными явлениями, возникающими при более глубоком замораживании.
Наиболее интересен вопрос о дальнейшем нарастании прочности при оттаивании образцов до

температуры окружающей среды.
Как видно из табл. 3 этот этап характеризуется интенсивным нарастанием прочности независимо от температуры замораживания, причем, как

правило, чем меньше прочность бетона до замерзания и менее глубоко его охлаждение, тем .большую

он набирает прочность за те же 4—5 ч оттаивания.
Бетоны, достигшие к моменту замерзания более

50% R2& при оттаивании до +2°С не только не

имели прироста прочности, но почти во всех случаях она оказалась на 1—6% ниже прочности до замерзания. Однако, после 4—5 ч оттаивания она

достигала первоначального значения или даже несколько превышала его.
Данные по прочности бетона хорошо согласовываются с данными химического анализа по определению степени гидратации в бетоне на разных

этапах замерзания.
Особый интерес представляет вопрос о нарастании прочности в естественных зимних условиях.
Из некоторых работ [2, 3] известно, что прочность бетона нарастает в естественных зимних условиях даже более интенсивно, чем в холодильных

камерах.
Отличие естественных зимних условий от холодильных камер IB исключительной (неустойчивости

температуры наружного воздуха, колебания которой даже в течение суток в районах Восточной

Сибири и Крайнего Севера достигают 30°С. Количество суточных колебаний температуры наружного воздуха в 1965 и 1966 гг., например, в Якутске

составило—119, Норильске — 45 и Красноярске —

42, причем в последнем городе в 27 случаях температура упала от положительных значений до

—5°С [4].
Сравнение нарастания прочности в естественных условиях и в холодильных камерах проводилось иа образцах ЮХ.ЮХ'Ю см, из бетона состава

1:1,8: 3,0 с В/Ц—0,46 и состава 1: 3,1 :4,5 с

ВЩ — 0,72 три одинаковой (подвижности смеси,

характеризуемой осадкой конуса 1—3 см.
8 щ//
/ог
--------------- page: 105 -----------
И.ямсиенне прочности бетона lift морозе к холодильной камере при

температуре —20°С и в естественных услониях знми 1965—1966 гг.
стойкость таких оетоноп не можег иыть иычгокон.
К
я
«Ч №
О К

Я Е
ag
3 л

и сх

w с •
к « ь

Я м >,
<0 о
сх с

са
ЩЦ = 0,40
И/Ц*=0.72
те
с _ «е
Я s «
s 5 о:
X оз

Ь С, ^
£?*
Нп И
Я02 к
eg g
В оттаявшем состоянии после 90 сут.

выдерживания
СО

is
сх «и

о *
Й
СП
о г

t=t 5
С?
0
s
S
с
15 оттаявшем состоянии после 90 сут.

пыдержнняшш
В ХОЛОДНОЙ
камере
d естественных

условиях
в холодной

камере
п естественных

условиях
0
0.5
1
3
7
0
12/3,5
90/28
1SS/54
205/59
255/74
3-15/100
I.3/0.5

24/7.0

139/41

207/00

225/65

24S/72

332/97
214/G2
217/03
307/S9
30S/S9
313/91
312/90
337/98
0
13/5
53/22
92/3S
121/51
175/74
23S/I00
0
20/S.5

7-1/31

115/4S

138/58

170/74

235/99
124/52
120/50
170/74
170/74
206/87
229/90
243/102
Образцы разделили на 2 партии. Одна из них

находилась в течение 3 месяцев в естественных

условиях. Температура (наружного воздуха за этот

период колебалась от —32 до 6°С. Другие образцы помещали на такой же срок в холодильную камеру с /=—20°С.
Результаты (табл. 4) показывают, насколько

быстрее нарастает прочность бетона в естественных зимних условиях по сравнению с жесткими

температурными условиями холодильных камер.
Прочность бетонов, выдержанных в Естественных зимних условиях, оказалась намного выше

прочности образцов, находившихся в холодильном
В ы ш о и i,i
Нарастания прочности бетона при отрнцатель-

ч1 ых температурах не происходит. Оно происходит

главным образом в процессе оттаивания бетона при

положительной температуре. Бетон набирает прочность до замораживания и после оттаивания и

'практически не увеличивает ее на морозе.
Наибольший прирост (прочности после оттаивания (наблюдается в бетонах, замороженных при

15—50% R2s, причем при ■выдерживании бетона при

более 'высоких отрицательных температурах он

выше. При понижении температуры замораживания прирост прочности 'после оттаивания уменьшается.
iB естественных зимних условиях с частыми колебаниями температур и даже переходом их за

0"С довольно заметно увеличение прочности бетона. Наибольшим прирост прочности (на 35—50%)

также отмечен в бетонах, замороженных с прочностью 20—50% R2s-
литература
!. Пауэрс Т. Статья редактору журнала «Бетой и железобетон».

«Бетон и железобетон», 1961. № 12.
2.
на морозе. Госстройиздат УССР, 1962.
3.
стройиздат. М., 1956.
4.
О
цательных температур. Труды V всесоюзного совещания-семинара по

обмену опытом строительства в суровых климатических условиях. Тюмень. 1968.
УДК 666.972.004.14
О температурных границах применения бетонов

с противоморозными добавками
Канд. техн. наук А. В. ЛАГОИДА, инж. Е. Н. УХОВ
В «Руководстве по применению бетонов с противоморозными добавками» [1] указывается, что

бетоны с максимальными добавками хлористых

солей (3,0% NaCi+4,5% СаСЬ), нитрита натрия

(8—10%) или поташа (12—'15%) допускается применять при температурах бетона соответственно не

ниже —15, —15 и —25°С. При введении меньших

количеств солей бетон должен выдерживаться при

более высоких температурах.
Однако некоторые исследователи [2] рекомендуют применять бетоны с противоморозными добавками при более низ'ких температурах, по существу

допуская их замораживание уже сразу после укладки. Отмечается [2], что кратковременные понижения температуры оказывают даже положительное влияние на процесс твердения бетона в дальнейшем.
Учитывая это в НИИ/КБ под руководством

проф. С. А. Миронова изучалось влияние замораживания на свойства бетонов с противоморозными

добавками различного состава (табл. 1). До замораживания бетонные образцы выдерживались при
расчетных температурах, а затем охлаждались,

причем в некоторых случаях ниже эвтектической

температуры замерзания растворов солей. Продолжительность выдерживания на морозе составляла

28 сут. Часть образцов затем выдерживалась

в течение такого же срока в стандартных

условиях.
Прочностные показатели образцов, представленные на рис. 1, свидетельствуют о том, что бетон,

подвергнутый замораживанию в течение 3—7 сут.,

как сразу после укладки, так и с некоторой начальной прочностью через 28 сут. пребывания на

морозе показывает прочность, равную 86—93%

R28. После дополнительного 28-суточного выдерживания в стандартных уешовиях прочность его составила 102—111% прочности эталонов. И только

прочность образцов, постоянно хранившихся при

— 15°С даже после выдерживания в стандартных

условиях составила всего 68—71%) /?28. Присутствие добавки ССБ, как показали специально выполненные исследования, .практически не влияет на

прочностные показатели бетона.
2
SS//Z
9
/о</
--------------- page: 106 -----------
Продолжительность Сы'дергки-

Ванин до замораживания
6
г I Твердение при +20 С

Г/////Л Твердение при - 5 ° С

1УАШ1 Твердение при -15° С
Рис. I. Влияние эдморя-

живанкя иа последующее твердение бетонов

составов S и 4. (Цифры

в кружках иоьлзывают

продолжительность замо-

раживлмия в сутках)
180
та
С\)
■“= 160

Е
в 140

« 120

е юо
I.
о
«а,
с 60

‘S чо
cl,
С 2D
в
в
7
Б 8
6
S
У
17
6
в
пэ
7
9
-|7
9
в
ч
!
5
в
9
5
5]г
" *7
/
'
j
1
'/
л
/,
'■
и
/

;9
'4'
/ /
• /
■ /у;
ч
Ьл
2
$
1
Тп
§
I
~ ^ ■

т
I
1
*
' $к1
и
По*'
щ
ц
1
1
S?
г
si
Z,
i
•1
it
?i
ч
й
1
Ф
А
1
1
1
г
J
7
П

Продолжительность Выдержибания до зомо-

ражибания д сут
Рис. 2. Влияние замораживания на последующее твердение бетонов

составов 5—9. (Обозначения как на рис. 1; черным показаио твердение при —25°С)
Однако прочность образцов из бетона составов
1
жанных в течение первых 7 сут. при —50°С, а затем при —24°С через 28 сут. твердения на морозе

составила 6—28% от прочности эталонов. После

дополнительного 28-суточного хранения в стандартных условиях она увеличилась только до 48—62%.
Таким образом замораживание свежеуложен-

ного бетона может привести к различному эффекту, по-видимому, в зависимости от 'состава бетона,

поскольку температура замораживания существенно не влияет на его прочность в последующем.
В то же время из данных, представленных на

•рис. 2, следует, что независимо от температуры охлаждения, после месячного выдерживания в стандартных условиях бетон набирает 100%-ную прочность, если до замораживания его прочность равнялась 30—50 кГ/см2. Исключение составляет только бетон состава 5. Характеризуясь высоким значением В/Ц, а в связи с этим и низкой температурой

замерзания жидкой фазы, он даже после выдерживания при расчетной температуре едва достигает

марочной ирочности.
Сравнивая шодопоглощение образцов, хранившихся 28 сут. на морозе (рис. 3), необходимо отметить, что резкое увеличение открытой пористости

бетонов, рекомендуемых составов [1], определяющей плотность и морозостойкость бетона, прекращается при наборе ими до замораживания прочности 50 кГ/см2. При достижении бетонами составов
8
т. е. около 50% их марки, последующее замораживание не приводит к увеличению пористости.
Из рис. 3 виден различный характер изменения

водопоглощения бетона в зависимости от его состава и прочности до замораживания. У бетонов с

ВЩ = 0,72 и менее (составы б, 8 и 9) происходит

уменьшение водопоглощения по мере увеличения

прочности до замораживания. При больших значениях ВЩ (составы 5 и 7) пористость образцов, наоборот, увеличивается по мере повышения прочности до замораживания.
10 •
6£//г
При замораживании свежеуложеиного бетона с

большими ВЩ происходит самоуплотнение вследствие температурного сжатия материалов, миграции и вымораживания воды, а также сублимации

льда. Поэтому прочность, 'Приобретаемая бетоном

перед замораживанием, может препятствовать (составы 5 и 7) или способствовать (состав 8) процессу уплотнения. Это и является причиной наблюдаемого в ряде случаев повышения прочности бетона, подвергавшегося заморажнванию. Расширение бетонов с низкими ВЩ (составы 6 и 9) в

результате образования льда превосходит положительное влияние температурного фактора на формирование структуры, в связи с чем с увеличением

времени выдерживания при расчетных гемперату-
Таблица 1
И
СО
sg
и *"■
1- «э

СХ»-
о =

с о
U
Я СЧ
О. ч я
VP
ТемпераЭталон*
О
О
О
а
55
о
£
Состав бс

иой смеси

весу
5J
CQ
Добавка
i Количестве

добавки в

от веса це

меита
тура замерзания

растпора

затворе-

иия в °С
ВЩ
пСЖ
^8
В
кг/см1
1
1:2,26:
:4
0,60
300
к,сз3
15
—8.9
0,60
236;
242**
2
1:2,3:
:4,1
0.50
300
кгсо,
15
—11.2
0,50
285;
322**
3
1:2:
:3,5
0,55
333
к,со,+
+ССБ
5+0.75
-4.5
0,65
280**
4
1:1.5:
:3
0,45
395
KsCO,+
+ССБ
5+0,75
—5,7
0.50
324**
5
1:3,4:
:5,2
0,90
221
NaNO.
10
—5 Л
0,94
151**
G
IM.5:
:3
0.44
400
NaN02
10
—9,6
0.56
327**
7
1:3,4:
:5,2
0,91
217
NaN02
*6
—2.9
0,94
151**
8
1:3,4:
:5,2
0.72
227
NaNOJ
i-
6
—3,8
0,76
201**
9
i:l,5:

• Я
0.50
378
NaNOj
6
—4,7
0.56
327**
10
1:2’ 15:

• Я
0,60
342
KsCOa
0-Ы5
0^- —8.9
0.60
245***
11
1:1,28:

si .57
0,40
553
K2CO,
04-15
0-г —15,4
0,40
442***
* Бетон 6ei добавок, отличающийся от приведенных составов

(кроме составов I, 2 п 8, 9) расходом воды при раиной подвижности или жесткости смеси.
** В образцах 10 X 1C10 см.
*** В образцах
--------------- page: 107 -----------
Услопин

иыдержн-

плиия

образцов

в сут.

ГС)
Водопоглощенне бетона d %, номера составов бетона
5
6
7
8
9
2S (—Г»)*
6.94
4,65
6,74
5.42
4.77
28 (20)
7.45
4.40
7.43
6.15
4.47
28 (-5Г+
G.S2
4.17
С,51
С.13
4.59
+2S (20)
5G (20)
7.03
3.90
С,99
5,84
4.21
* Для составов 5 и
» температура —15°С.
pax пористость бетона уменьшается. Эгп положения подтверждаются изменениями объемного веса

бетона в сравнении -с бетоном нормального хранения, а также данными табл. 2.
Прочностные показатели образцов, хранившихся при переменных температурах (рис. 4), а также

нх водопоглощенне (табл. 3) показывают, чт.о бетон без добавки и с 5%-ной добавкой поташа, замороженный сразу же после укладки, получил значительные нарушения структуры. В результате

резко увеличилась нх пористость и уменьшилась

прочность. При этом пористость оказалась близкой

или значительно большей пористости эталонов.
При введении 10 н 15% поташа, обеспечившем

более низкую температуру замерзания жидкой фазы [3], пористость бетона была меньше, чем у эталона. Поэтому образцы состава 10 стандартного

хранения и содержащие 10—15% поташа прошли

110 циклов попеременного замораживания и оттаивания в водонасьиценно'м состоянии без явных признаков разрушения, а содержащие 5% поташа и
Рис. 3. Зависимость

водопоглощен ИЯ от

прочности до замораживания бетонов

составов 5—9
Предел прочности So замораживания В нг/см‘
Рис. 4. Температура твердения бетонов составов Юн 11
Таблица 3
СО
S
О
н
о
о
а
и
о
G
Cl
О
2
со о
„ кг/см*

Прочность в
% ^?2в
р. s'
«|
а
со
н
и
О
и
О
В
Темпсрлтура :

заики раствор*

затворсния в с
Условия хранения образцов
при сжатии

через
при изгибе

через
О V
goo
gCN Я
g и а
сх
о
S
о
ас
м f-
81
0*2
28
сут.
56
сут.
28
сут.
56
сут.
2 5 £

С О с;

С Cf е.
КИ Г
О ге о

СО а. о
10
245
252
52
69
0
Стандартные
ШсГ
ТоГ
кю~
ТзГ
6,27
10
0
Естественные
17
7
86
35
1
2

6,54
10
5
—2,7
То же
60
25
132
54
11
21
21
40
6,30
10
10
—5.5

168
69
227
~93~
33
63
41
79
5,04
10
15
—8.9
20 о

84
224
100
39
75
47
90
4.90
11
0
Стандартные
442
100
458
104
90
100
94
104
5.06
11
0
Естественные
51
12
236
53
3
3
58
64
6.76
11
5
—4.0
То же
145
33
208
61
49
54
70
78
6,70
11
10
—8.9
*
322
73
379
86
79
~SfT
72
80
5,49
11
15
— 15.4

187
42
266
60
56
~62~
73
81
4.87
без добавки, подвергнувшиеся замораживанию,

разрушились уже через 40 циклов.
Таким образом, для получения бетона высокого

качества его необходимо выдерживать при расчетной температуре до получения проектной или критической прочности, если в последнем случае временное замедление или полное прекращение твердения в период понижения температуры не замедлит темпа строительства. За критическую прочность может быть принята прочность не менее

50 кГ/см2, а для бетонов высокой плотности или

морозостойкости — не менее 50% марки.
При замораживании бетона с меньшей прочностью резко ухудшаются его основные строительнотехнические свойства. При этом, как правило, нарушения структуры тем больше, чем меньше прочность бетона до замораживания. Поскольку структурные нарушения происходят в момент перехода

воды (жидкой фазы) в лед, (продолжительность замораживания может отразиться только на темпе

твердения бетона, но .не на его качестве.
Этот вывод справедлив для всех возможных

случаев замораживания бетона, учитывая, что при

замерзании растворов нитрита натрия возможны

большие нарушения структуры и более интенсивное твердение да морозе при меньшей длительности замораживания.
2* Зак. оН5
SS//i
11
/Об
--------------- page: 108 -----------
Быше о и л а указана мнпималыши чсмшфл iy\ia

при которой возможно выдерживание бетонов с

противо1Морозн1.шн добавками до получения проектной или критической прочности. Естественно,

что в зависимости от массивности конструкций,

применяемой опалубки, условий обветривания,

температуры укладываемой смеси и других факторов, температура бетона отличается от температур

. воздуха на различную величину.
Минимальную температуру воздуха, при которой можно бетонировать ту или иную .конструкцию,

легко определить расчетом по видоизмененной

формуле проф. Б. Г. Скрамтаева [1, 4] и данным

интенсивности твердения бетонов при расчетных

температурах [1]. Если невозможно выдержать бетой прн расчетной температуре, конструкцию необходимо утеплять, т. е. сочетать с выдерживанием

по методу термоса, причем требуемая мощность

теплоизоляции может быть определена по тому же

расчету.
И только при модуле поверхности свыше 12

массивность неутепленной конструкции можно не

учитывать. Температуру бетона с небольшой погрешностью можно приравнивать к температуре

наружного воздуха.
Из выполненных исследований видно, что температурная область применения практически не

ограничена, если к бетону не предъявляются требования по плотности или морозостойкости, а получение п-роектиой прочности требуется в сроки от

90 сут. и более. Введение добавок в этом случае

предохраняет смесь от замерзания, делая ее удо-

боукладываемон при отрицательных температурах,

и придает бетону способность твердеть при отрица-
I LVI 1>11 1)1 А 1 ^IVIllC^il М J/(IA Ч,
иотешюння или оттепели. Этот случаи применения

бетонов с добавками можно рассматривать как

«облагороженный» способ замораживания или применения бетона, твердеющего на морозе, в зависимости от того, подвергнется лн он замораживанию

н с какой прочностью.
.
Преждевременное замораживание бетонов с

'нротпвоморознымн добавками приводит к увеличению пористости и снижению морозостойкости.
Для получения бетона высокого качества он

должен выдерживаться при расчетных температурах до приобретения прочности .не менее 50 кГ/см2,

нли 50% марки в зависимости от предъявляемых к

нему требований.
При отсутствии специальных требований к интенсивности твердения, плотности и морозостойкости бетон с противоморозиыми добавками может

замораживаться и до 'приобретения указанной

прочности.
ЛИТЕРАТУРА
1.
нымк добавками. Стройиздат. М., 1968.
2.
бетона с добавкой поташа. Материалы совещания по совершенствованию методов бетонирования монолитных конструкции, зданий и сооружений, в том числе в зимних условиях. Красноярск, 1967, Сб. 2,

вып. 1.
3.
бетона с химическими добавками иа морозе. «Бетон н железобетон*.

1968, N° 3.
4.
противоморозными добавками. «Промышленное строительство», 1963,

Ке 10.
Производственный опыт
УДК 693.54(211)
Бетонные и железобетонные работы в условиях Крайнего Севера
Канд. техн. наук Б. И. БЕРЕЗОВСКИЙ, руководитель Норильского сектора технологии

строительства Красноярского Промстройниипроекта
В районах Севера имеются специфические особенности,

которые необходимо учитывать прн совершенствовании организации и технологии бетонных работ. Работы здесь большую

часть года выполняются при низких отрицательных температурах н ветрах. Даже летом необходимо использовать способы ускорения набора прочности, чтобы достигнуть проектной прочности бетона, укладываемого в фундаменты на вечномерзлых грунтах.
iB районах со среднемесячными температурами -воздуха летом ниже +15° необходимо круглогодично использовать способы зимнего бетонирования конструкций, так как ннэкне среднемесячные температуры н короткий теплый период не обеспечивают нормальных условий для быстрого набора бетоном

прочности.
iB расчетах .по тепловой обработке и термосном шыдержи-

вании бетона обычно исходят из значений температур наружного воздуха. Коэффициенты 1,3—1,6, учитывающие влияние

ветра на топлапотерн бетоиной омеси, недостаточно точны.
Целесообразнее шводить ш расчеты виачення эквивалентной температуры — условной отрицательной температуры,
для которой при ветре, равном нулю, теплапотери бетона будут такими же, как и при отрицательной температуре наружного воздуха /и в и скорости ветра и (в абсолютных величинах).
Экспериментальные работы, выполненные Норильским

НИО, показали возможность попользовать для расчетов формулу эквивалентной температуры, предложенную ВНИИГ

имени Б. Е. Веденеева:
= V»+*/*»•
При укладке бетонной смеси в густоармированиые конструкции из-за низких температур наблюдается прнморажива-

ние частиц бетона к арматуре, просветы между стержшями

забиваются. Поатому при проектировании для условий с низкими температурами должны подбираться сечения элементов

с низким процентом армирования, просветы между стержнями увеличиваться, особенно в верхней зоне конструкции путем устаиоажн меньшего числа стержней большего диаметра

или расстановки их в 2—3 яруса по высоте. Стержни торою
--------------- page: 109 -----------
я рун'а должны укладываться у боковых граней либо в сроднен части сечения элементов. Расстояние ш свету между рядами их должно быть не менее 35 ж.и. Стержни верхнем арматуры целесообразно сдвигать к бокомым граням сечения

элементов, с образованном в сроднен части сечения зазороп

70—S0 лиг.
Жесткие с .моей зимой укладывать сложно, бетой быстро

замерзает. Поэтому пластичность бетонной омесн увеличивают до 40% ло сравнению с нормами, принятыми для летних

условий.
(Нормы СНиП III-B.C-C2 предусматривают отопрев арматуры диаметрам более 25 мм перед укладкой бетонной смеси

лрш температуре наружного .воздуха ниже —'10°. Это требование, вызванное шеобхюдамостыо обеспечения .хорошего

сцепления арматуры с бетоном и предотвращения возможного

образования ледяной (водяной) пленки .между бетоном п арматурой, при низких температур-ах трудно выполнимо, н ма

(практике, как правило, не соблюдается.
Однако .качество забетонированной конструкции не снижается, если температура укладываемого бетона по абсолютному значению выше температуры наружного возауха на 15—

20° (напрпмер, при лредпярнтелыюм разогреве смеси в бункерах), а также (при вибрировавши смеси, когда охлажденные

у арматуры слон 'бетона шеремеишиаются с 'более теплыми.
При трудностях снабжения бетонных заводов заполнителями в зимнее время необходимо летом создавать запасы материалов н обеспечить условия их нормального хранения.
|В районах с вечномерзлыми грунтами не только зимой, но

частично и летом производится оттатваине заполнителей, подогрев MX до расчетных температур. Особенно велики тепло-

затраты при отогреве заполнителей с большой льдонасыщен-

ностыо.
Важным является вопрос об обеспечении строек высокока-

чегтвенным цементом. В большинство районов Севера цемент

доставляется один .раз в год во время навигации. Длительное

хранение в бумажных метках, часто в необорудованных

складских помещениях иршюдит к потере активности, цемент

слеживается, образуя комки. Завоз в Норильск цемента из

южных районов Сибири обходится дорого. Назрел вопрос о

завозе на крупные стройки Севера цементного клинкера.
При организации работ на строительных площадках арматурные каркасы, щиты апалуйки заготавливают в утепленных

цехах. При наружных температурах .ниже —30°С гнутье арматуры нз обычных сталей не производится. Сварочные работы выполняются специальными электродами.
Бетонные работы должны производиться при ускоренной н

иепрерывной укладке бетонной омееи и максимальной концентрации фронта работ.
Приготовление, транспортирование н укладка бетонной

смеси в конструкции (разрешается при температуре наружного воздуха до —40°. В особых случаях ее .можно шести при

более низких температурах, .например по хоботам непосредственно из самосвалов.
При возведении монолитных железобетонных конструкций

в условиях Севера работы ведутся большую часть года при

низких отрицательных температурах и сильных ветрах. Из-за

погодных условии часты 'простои людей я техники. Трудоем-

костыработ меняется, в определенные периоды резко возрастает. Выдерживание уложенного в конструкции бетона длится

дольше, чем обычно: в связи с большой продолжительностью

холодного (периода гада прочность бетона к концу выдерживания приходится доводить до 100% R-28, затраты энергии и

расход утеплителей при этом увеличиваются. Все это ведет к

удорожанию работ.
П1
54
« 53
-- 52
=*> 51
О.
.. 50

р 49
\ чв
а 41
I че
CJ 45

44

43

35

34
i/2.251
Ъ5Б.40
V\1 |
11.93k
\\ 11.23
3
- 303S
5й5#Д
49
70
\10.27
49.24
4
19ЯЗ
,8.74
S2\
jz
Vb-Jtr
1 1

7.65
h
45
45-
to
сгэ
1
7.73
7.6
14.11

Г7./

'*7.
7.4
It
%
Г 1
BL
38
/7.73
42
5S4
I
iff
42.
77
\
31.
If
1
5.8Б

f-

* <*
ft;
ГЗэ
CL
ь
1 Л Ш Ш V И]ШШ П X л хд
Рис. 1. График стоимости н трудоемкости бетонирования

1 л<з железобетонных конструкций марки бетона 200-.«
способом электродного электропрогрева

/—трудоемкость производства бетонных работ по ЕНиР

и местным расценкам без учета зимних коэффициентов;

2—месячная стоимость работ по ЕНнР и местным расценкам без учета зимних коэффициентов; 3— месячная

трудоемкость с учетом расчетной продуктивности работ;
4
ное! продуктивности работ
Норильский сектор технологии строительства Красноярского Прамстройшшпроекта проанализировал изменение стоимости и трудоемкости возведения монолитных конструкции в

зависимости от .времени года для условий Норильска.
В табл. 1 приведены значения коэффициентов продуктивности иа бетонных работах, подсчитаны с учетом простоев башенных кранов из-за плохой погоды и снижения производительности труда в Зимнее время.
На 1рис. 1 даны графики стоимости и трудоемкости бетонных работ при возведении 1 м3 железобетонной конструкции

с -модулем поверхности, равным 9, из бетона М-200. Необходимые показатели удельной себестоимости и трудоемкости бетонирования определялись с использованием методики канд.

техн. наук А. И. Бизяева1.
На графике указаны также расчетная летняя стоимость и

трудоемкость производства бетонных работ. Из анализа графиков могут быть получены расчетные месячные коэффициенты удорожания (К') и коэффициенты увеличения трудоемкости (К") по сравнению с летними месяцами (табл. 2).
Высокая стоимость бетонных работ, трудность их выполнения прн больших морозах и ветрах, простои из-за неблаго-
1 Б и з я е в А. И. Об определении расчетной себестоимости и трудоемкость монолитных бетонных и железобетонных конструкций. Известия F-узоп. Строительство и архитектура, 1966, JA 7.
Таблица 1
Коэффициенты продуктивности на бетонных работах в условиях Норильска
Месяцы
Наименование коэффициентов
I
II
Ш
IV
V
VI
VII
VIII
IX
X
XI
XII
Коэффициент уменьшения трудоемкости (/Су) . . .
0.8
0.8
0.85
0,94
1
1
1
1
1
0.94
0.85
0,8
Процент простоя ирамов по погодным условиям . .

Коэффициент использования рабочего времени (/Сп)

с учетом потерь оремеии кранами из-за неблаго19,4
12,9
11,3
0.7
3,2
1,07
9.7
9,2
17,3
приятных погодных условий
Коэффициент уменьшения продуктивности (К„. =
-«..XV
0,800
0.87
0,89
0,93
0,97
1
1
I
0.98
0.9
0,91
0,83
0,С4
0.7
0.7G
0.87
0,98
1
I
1
0.08
0.84
0.77
0,66
бй//г
--------------- page: 110 -----------
Таблица 3
Рис. 2. Схема тепляка-полигона для изготовления тяжелых сборных железобетонных колонн

/— съемный щит покрытия (I-й слой пергамина с пришивкой рейкой, обшивка досками толщиной 40 мм, прогон 40V200); 2— I-й слой пергамина с пришивкой рейкой; ^—опалубка колонн; 4 — электропечь; 5 — трансформатор
приятной погоды, часто низкое качество бетонирования заставляют искать пути повышения эффективности бетонных

работ.
Такими путями являются широкое применение сборных

элементов, особенно три -выполнении конструкций с высоким

модулем поверхности; выбор даиболее экономичных способов

производства работ; полигонное изготовление тяжеловеоных

сборных железобетонных конструкций типа колонн, ригелей,

подкрановых балок н т. л.; быстрое возведение коробки здания н производство мокрых процессов в закрытых помещениях.
Средствами ускорения монтажной прочности конструкций

являются применение твр-моалпивиого прогрева бетона при веПоказатели
На открмтом

хзоздухе
Под тепляком
Трудоемкость с поправочным коэффициентом
Продолжительность работы
Механизмы
Стоимость маш.-см
Стоимость механизмов
Расход электроэнергии на прогрев . . .
900 ч-д
I1S8 ч-д

65 дней

Кран

БКСМ-5-5Л

С«).53 руб*

5«Ю0 руб.

146115 кет
900 ч-д
900 ч-д

70 дней

Бетононасос

D11-10

24 руб.

1005 руб.

2(3000 кет
2900 руб.
520 руб.

4,(3 руб/час
дении работ в закрытых условиях, а также выполнение работ пой укрытием синтетических пневматических тепляков.
Необходимо провести техннко-экономическое сравнение i

способов термоса — электропрогрева бетоиа, электрод од огриза *

смеси в бункерах, использование бетона в утопленной опалубке н с химическими добавками, .выяснить целесообразность

производства работ в тепляках.
Нами выполнен анализ себестоимости н трудоемкости бетонирования конструкций при использовашпгэлектропрогревэ

бетона н предварительного разогрева смеси в бункерах для

условий Норильска в зависимости от характеристики бетонируемой конструкции и погодных условий.
Электропрогрев смеси при наружных тем-пературах —30 и

—40° осуществляют в утепленной опалубке нз двух слоев досок толщиной 25 мм со слоем шлаковаты толщшюйв—10 сиг.
Удельная стоимость бетонирования ростверка при /и в=
=—40°С увеличивается по сравнению со стоимостью бетонирования при /И В=0°С на 31—В4%, трудозатраты увеличиваются вдвое.
Учет максимального значения дифференцированного коэффициента влияния шетра на энергозатраты три электропрогреве еще больше увеличит разницу .удельной "стоимости бетонирования в зависимости от температуры наружного воздуха.
Норильский завод железобетонных изделий выпускает элементы весом не более 10 т. Необходимость производства железобетонных балок и колонн весом до 20 т для ряда строящихся объектов Норильского горчо-.металлургического комбината привело к созданию теп л яков-полигонов размером

16,3X6,25 м н высотой 2,8 м