авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |

«НАУЧНЫЙ ВЕСТНИК 1930 ВОРОНЕЖСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ АРХИТЕКТУРНО-СТРОИТЕЛЬНЫЙ УНИВЕРСИТЕТ ...»

-- [ Страница 2 ] --

II. Расчетная схема была реализована на основе рекомендаций [2] о необходимости сгущения сетки вблизи концентратора напряжений, которым в данном случае является внешний шарнирно-опертый контур плиты. На рис.3,б представлены два возможных варианта разбиения сетки. В первом наблюдается вытянутая форма КЭ, когда соотношение сторон превышает 1/4 - 1/5, что приводит к плохой обусловленности матрицы жесткости. С учетом этой особенности был предложен второй вариант разбиения, для которого не везде обеспечивается непрерывность деформаций. В обоих вариантах обнаружено несоответствие эпюр усилий аналитическому решению.

III. Расчетная схема с КЭ, геометрическая форма которых приближена к квадратам представлена на рис.3, в. Шаг разбиения в радиальном направлении вычислялся по представленным ниже формулам и при необходимости корректировался дополнительно, вручную:. Рассмотрены шесть,,,, таких схем, с градусом сгущения сетки 4, 6, 8, 10, 12,15. По ним можно сделать вывод о сходимости (результатов) и приближении этих результатов к теоретическим при малом градусе сгущения сетки.

IV. Расчетная схема, импортированная из AutoCAD, с квадратными КЭ изображена на рис.3, г. Рассматривались три сетки разбиения: с шагом 0,3м, 0,15м, 0,075м. Особенность этой схемы состояла в том, что локальная система координат для каждого КЭ привязывалась к соответствующим радиальному и тангенсальному направлениям. При уменьшении КЭ эпюры напряжений этой схемы приближаются по очертанию к тем, что дает аналитическое решение, но по значению весомо отличаются.

а) б) в) г) Рис.3. Расчетные схемы I-IV.

Научный Вестник ВГАСУ Сравнение полученных данных с аналитическим решением [3] позволяет сделать вывод о наилучшей приемлемости расчетной схемы III с КЭ, приближенными к квадратным, с градусом сгущения сетки менее 4° для определения усилий в пластинах принятого типа.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Д.В. Вайнберг, Е.Д. Вайнберг, «Расчет пластин». К., «Будiвельник», 1970 -436с.

2. А.В. Перельмутер, В.И. Сливкер, «Расчетные модели сооружений и возможность их анализа», Киев, изд-во «Сталь», 2002. - 600с.:ил.

3. А.С. Городецкий, И.Д. Евзеров, «Компьютерные модели конструкций», К.: Факт, 2005. 344с.

Серия «Студент и наука»

УДК 624.94.014.2:004. Сапелкин С. В., 144 гр.

РАСЧЕТ И ПРОЕКТИРОВАНИЕ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО КАРКАСА ЗДАНИЯ ТРОЛЛЕЙБУСНОГО ПАРКА В Г. ВОЛГОГРАДЕ С ИССЛЕДОВАНИЕМ ЕГО ДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ Научный руководитель – канд. техн. наук, доцент Гриднев С. Ю.

Исследуются динамические параметры конечноэлементной модели металлического каркаса здания троллейбусного парка. В соответствии с рекомендациями [1] и [2] пространственные модели зданий из металлокаркасов имеет смысл применять только при наличии в таком здании кранового оборудования. Разработаем модель, которая позволяет учитывать включение в работу всего здания при воздействии тормозных нагрузок. Не вдаваясь в конструктивные подробности, приведем основные характеристики проектируемого здания:

1). Здание однопролетное 24х150 м.

2). Шаг поперечных рам 6 м.

3). Высота до низа стропильной конструкции 26,6 м.

4). Высота фермы 2,25 м.

5). Крановое оборудование – мостовые краны грузоподъемностью 150 т, режим работы 7К.

6). Часть каркаса здания ниже подкрановых балок состоит из двухветвевых колонн.

7). Подкрановые балки выполнены в виде сварного двутавра высотой 1 м.

Процесс построения пространственной расчетной схемы проходил в несколько шагов.

Вначале была составлена геометрическая схема плоской рамы в AutoCAD. После этого, в SCAD элементам наружной и внутренней ветвей колонн была задана требуемая ориентация местных осей. Это нужно для того, чтобы положения их поперечных сечений в расчетной схеме соответствовали их размещению в реальной конструкции.

Пространственный каркас получаем копированием плоской рамы требуемое количество раз. Объединение плоских рам выполнено связями (по фермам и колоннам) и подкрановыми балками.

Жесткости элементам задавались на основе ручного расчета по разд. II [2]. Для задания сложных типов поперечных использовался конструктор сечений. Остальные назначались из каталогов металлопроката. Всего получилось 22-а различных типа поперечных сечений.

Все несущие конструкции смоделированы стержневыми элементами 5-го типа (пространственный стержень), а решетки ферм и колонн – элементами 4-го типа (стержень пространственной фермы). При этом наличие в узлах элементов 4-го типа только поступательных степеней свободы автоматически обеспечивает шарнирное прикрепление элементов решетки к элементам ветвей. Следует отметить, что для этих целей можно было бы использовать и элементы 5-го типа, но пришлось бы вручную задавать шарниры в узлах элементов решетки.

Для задания требуемых эксцентриситетов использовались жесткие вставки.

Для расчета по прочности и устойчивости, нижним узлам ветвей колонн назначены связи по всем направлениям, что соответствует жесткой заделке в бетон фундамента. Фрагмент полученной расчетной схемы в виде блока из пяти рам, находящимися в середине здания представлен на рис. 1.

На расчетную схему действуют следующие виды нагрузок:

1) Собственный вес металлоконструкций с коэффициентом включения 1,2.

2) Полная расчетная снеговая нагрузка.

Научный Вестник ВГАСУ 3) Вертикальное давление колес двух сближенных мостовых кранов.

4) Горизонтальные силы торможения крановой тележки на левой и правой стойках, направленные справа налево.

5) Ветровая нагрузка, направленная слева направо и справа налево.

Рис. 1. Фрагмент расчетной схемы с отображением поперечных сечений элементов.

Проведем исследование изменения НДС расчетной модели каркаса здания при различных положениях базы и тележки мостовых кранов. В качестве расчетных выберем положения тележки: в начале пролета (у колонны), в четверти и в середине пролета.

Аналогично принимаем 3 положения базы: у торца, в четверти и в половине длины здания.

Итого получаем 9-ть независимых загружений вертикальной крановой нагрузкой. Каждому такому загружению соответствует 2-а загружения горизонтальными силами торможения тележки (на левой и правой стойках). Т. о. всего получаем 31 частное загружение.

Для определения мест приложения сосредоточенных сил крановых нагрузок к подкрановым балкам по справочным данным, приведенным в прил. 1 [2], были определены узлы опирания колес.

Чтобы определить самое невыгодное загружение были вычислены РСУ для всех элементов ферм и колонн. Таким загружением оказалось сочетание:

L1+0,8L2+L3+L6+L31, где L1 – собственный вес;

L2 – снеговая нагрузка;

L3 – давление колес кранов при положении базы у торца здания, а тележки - у опоры;

L6 – сопутствующие вертикальному давлению колес силы горизонтального торможения тележки на левой стойке, направленные справа налево;

L31 – ветровая нагрузка справа налево.

Отсюда видно, что самое неблагоприятное положение крана – у торца здания с тележкой у колонны. Для анализа деформаций, усилий и напряжений задаем полученное невыгодное сочетание нагрузок и проводим расчет.

Вычисленные усилия для некоторых элементов каркаса приведены в табл. 1. Вид деформированного блока из пяти рам, находящихся в начале здания изображен на рис. 2.

Серия «Студент и наука»

Рис. 2. Деформированный вид фрагмента расчетной схемы при самом неблагоприятном положении мостовых кранов.

Таблица Усилия в некоторых элементах расчетной схемы.

Значе Группа ние N, кН M, кНм Q, кН элементов усили я Колонна – Max -50.07 24.784 внутрення Min -32.042 я ветвь 1015. Колонна – Max -68.504 40.472 наружная Min -1278.97 -56.122 ветвь Колонна – Max 3.146 184.985 надкранов ая часть Min -217.645 213.672 Колонна – Max 46.899 0.382 0. решетка Min -117.203 -0.71 -0. Ферма – Max 250.299 - верхний Min -937.213 - пояс Ферма – Max -171.738 - раскос 1-2 Min -490.812 - Анализ других возможных сочетаний нагрузок показывает, что при изменении положения мостового крана, возникающие усилия меняются незначительно - наибольшее изменение продольной силы N в элементах колонн составляет 12%;

в элементах ферм 7%.

Помимо расчета на статические нагрузки был выполнен анализ динамических параметров здания - определены собственные частоты (см. рис. 3) и формы колебаний.

Научный Вестник ВГАСУ Рис. 3. Значения собственных частот расчетной схемы при различных положениях крановой нагрузки.

Анализ спектров частот показывает, что изменение положения мостового крана на расчетной схеме не приводит к перестройке спектров частот, кроме 2-ой частоты, максимальное изменение которой составляет 11%. Зон сгущения собственных частот не выявлено. При различных положениях крана и без учета его воздействия 5-ая и 6-ая частоты сближаются.

Из полученных данных можно сделать вывод о том, что положение мостового крана не существенно влияет на изменение НДС и динамических характеристик каркаса здания, и в расчетах можно использовать только самое неблагоприятное его положение.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Металлические конструкции. В 3 т. Т. 2. Конструкции зданий: Учеб. для строит. вузов / Горев В. В. Уваров Б. Ю., Филиппов В. В., Белый Г. И. и др. - 2-е изд., испр. - М. : Высш.

шк., 2002. - 528 с.

2. Металлические конструкции: учебник для студ. высш. учеб. заведений. / Кудишин Ю. И.

Беленя Е. И., Игнатьева В. С. и др. - 8-е изд., перераб. и доп. - М. : Издательский центр "Академия", 2006. - 688 с.

Серия «Студент и наука»

УДК 624.04:621. Скитский С.П., М- АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОЙ ВОДОПРОПУСКНОЙ ТРУБЫ ПОД НАСЫПЬЮ АВТОМОБИЛЬНОЙ ДОРОГИ Научный руководитель - канд. техн. наук, доц. Габриелян Г.Е.

При расчете водопропускных труб под насыпью автодороги существенным является учет вовлекаемого в совместную работу с трубой части грунтового массива, влияющего на напряженно-деформированное состояние (НДС) трубы. Использование конечноэлементных схем позволяет наиболее точно определить НДС системы «труба-насыпь».

В настоящей работе производятся расчеты по оценке НДС типовой железобетонной водопропускной трубы отверстием 1.5 м из звеньев длиной 1 м и толщиной стенки 16 см под насыпью автодороги (конструкция трубы и оголовков принята применительно к типовому проекту 3.501-59 сборных водопропускных труб для автомобильных дорог Ленгипротрансмост, выпуск 1968г). Рассмотрены варианты с различной высотой насыпи (2,3,6,9 и 12м) при различных значениях модуля деформации грунтовой среды.

Оценка НДС трубы под насыпью производилась с помощью плоской конечноэлементной модели (рис. 1), созданной в программной среде Лира вер.9.2.

В расчетах по методу конечных элементов (МКЭ) грунтовый массив, окружающий трубу моделировался плоскими треугольными и четырехугольными конечными элементами (КЭ), реализующими состояние плоской деформации. Кольцевое сечение трубы моделировалось сопротивляющимися совместному действию сжатия и поперечного изгиба стержневыми КЭ.

Рис. 1 Конечноэлементная расчетная схема Конечноэлементная расчетная схема была тестирована с целью определения части грунтового массива, вовлекающегося в совместную работу с трубой.

В расчетах приняты класс бетона В15 (модуль упругости Eb=20.5 ГПа, расчетное сопротивление на осевое сжатие Rb=8.5 МПа, расчетное сопротивление на растяжение Rbt=0. МПа), класс арматуры АI (модуль упругости Es=206 ГПа, расчетное сопротивление Rs=210 МПа).

Модуль деформации грунтовой среды принят равным 10, 15, 20 и 30 МПа. Нагрузка от грунтового массива и НК-80 приложены в узлах расчетной схемы.

Научный Вестник ВГАСУ Для нелинейных расчетов были приняты экспоненциальные законы деформирования для бетона и арматуры. Нелинейные свойства поведения окружающего трубу грунта приняты в соответствии с известной моделью Мора-Кулона. Результаты расчета по СНиП 2.05.03-84* «Мосты и трубы» [1] и по МКЭ в линейной и нелинейной постановках приведены в табл. 1 и 2.

Таблица Изгибающие моменты в замковом сечении трубы от собственного веса грунта Линейный расчет Нелинейный расчет Наружный диаметр трубы, d Внутренний диаметр трубы Расстояние от основания насыпи до верха трубы, a М(по СНиП 2.0503-84) М(по МКЭ) Е=10 МПа М(по МКЭ) Е=15 МПа М(по МКЭ) Е=20 МПа М(по МКЭ) Е=30 МПа М(по МКЭ) Е=10 МПа М(по МКЭ) Е=15 МПа М(по МКЭ) Е=20 МПа М(по МКЭ) Е=30 МПа Толщина звена, t Высота насыпи м м см м м кНм кНм кНм кНм кНм кНм кНм кНм кНм 2 1.5 16 1.82 1.794 6.46 6.45 6.44 6.31 6.15 6.66 5.41 5.24 4. 3 1.5 16 1.82 1.794 10.50 9.12 8.96 8.83 8.54 7.62 7.34 7.09 6. 6 1.5 16 1.

82 1.794 26.11 16.02 16.22 16.00 15.40 12.98 12.66 12.34 11. 9 1.5 16 1.82 1.794 43.63 24.14 23.31 23.11 22.15 16.51 16.90 16.82 15. 12 1.5 16 1.82 1.794 55.62 31.24 30.92 30.23 28.93 12.92 19.27 20.65 20. Таблица Изгибающие моменты в замковом сечении трубы от собственного веса грунта и колесной нагрузки НК- Линейный расчет Нелинейный расчет Наружный диаметр трубы, d Внутренний диаметр трубы Расстояние от основания насыпи до верха трубы, a М(по СНиП 2.0503-84) М(по МКЭ) Е=10 МПа М(по МКЭ) Е=15 МПа М(по МКЭ) Е=20 МПа М(по МКЭ) Е=30 МПа М(по МКЭ) Е=10 МПа М(по МКЭ) Е=15 МПа М(по МКЭ) Е=20 МПа М(по МКЭ) Е=30 МПа Толщина звена, t Высота насыпи м м см м м кНм кНм кНм кНм кНм кНм кНм кНм кНм 2 1.5 16 1.82 1.794 11.63 16.92 16.92 16.71 5.61 14.66 13.91 13.40 12. 3 1.5 16 1.82 1.794 14.84 18.51 18.19 17.94 7.62 14.77 14.43 14.01 12. 6 1.5 16 1.82 1.794 28.95 24.28 23.86 23.53 12.91 16.70 17.19 17.20 16. 9 1.5 16 1.82 1.794 45.79 31.32 30.76 30.26 16.54 11.48 19.23 20.78 20. 12 1.5 16 1.82 1.794 57.35 38.55 37.84 37.24 12.97 5.72 5.91 22.87 24. Серия «Студент и наука»

Сравнительный анализ показывает, что расчеты по СНиП дают завышенное значение изгибающего момента (в запас прочности). Разница с увеличением высоты насыпи растет (при h=12м разница почти вдвое). При действии нагрузки НК-80 при небольшой высоте насыпи (2 и 3м) значения М по СНиП меньше чем по МКЭ. При h= 6, 9, 12 м изгибающие моменты по МКЭ уже меньше. Нелинейный расчет дает заниженные значения изгибающего момента по сравнению с расчетом по СНиП и линейным расчетом, а при больших значениях высоты насыпи (от 6 м) и малых значениях модуля деформации грунта (Е=10 МПа) наблюдается обратная зависимость между значением изгибающего момента и высотой насыпи.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. СНиП 2.05.03-84*: Строительные нормы и правила: Мосты и трубы. Нормы проектирования.-М.: Стройиздат, 1996г.-214с.

Научный Вестник ВГАСУ УДК 624.872.001. Уполовнев С.А., М- ИССЛЕДОВАНИЕ ИЗМЕНЕНИЯ ДИНАМИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ СТАЛЕЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО ПРОЛЕТНОГО СТРОЕНИЯ МОСТА ПРИ ПОЭТАПНОМ РАЗВИТИИ ПОПЕРЕЧНОГО СЕЧЕНИЯ Научный руководитель – канд. техн. наук, доц. Гриднев С.Ю.

При определенных скоростях движения автомобилей по сталежелезобетонным пролетным строениям мостов возникают квазирезонансные режимы совместных колебаний пролетных строений и нагрузки, что приводит к значительному увеличению амплитуд перемещений. При этом после схода нагрузки из-за различного рода нелинейностей внешнее возбуждение колебаний одного вида действует и как параметрическое возбуждение колебаний другого вида. Во время свободных пространственных колебаний при внутреннем резонансе происходит переход от вертикальных движений к изгибно-крутильным. Такое взаимодействие становится возможным при близости собственных частот вертикальных и изгибно-крутильных колебаний.

Целью данной работы является определение динамических параметров сталежелезобетонного пролетного строения и оценка возможности возникновения параметрического резонанса.

Рассмотрим это явление на примере моста через реку Кигач на автодороге Астрахань-Атырау в Красноярском районе Астраханской области.

Продольная схема моста ( 84,4 + 84,0 + 105,0 + 84,0) м.

Длина моста 370,67 м.

Габарит Г 11,50 + 2х 1,55м.

Пролтные строения – сталежелезобетонные неразрезные индивидуального проектирования из двух сплошностенчатых главных балок постоянной по длине высоты 3,60м и сборно-монолитной ребристой плиты проезжей частит толщиной 140мм. Расстояние между главными балками 7,6м.

Главные балки объединены между собой 68 поперечными вертикальными связевыми фермами с шагом 5,25м. Определение собственных форм и частот было выполнено в процессе расчета модели сталежелезобетонного пролетного строения. Для этого была сгенерирована конечно-элементная модель данного сооружения. Пространственная конечно-элементная модель, используемая в расчетах, представлена на рис. 1. и рис.2.

Рис.1 Конечно-элементная модель главных балок Рис.2 Конечно-элементная модель главных балок, объединенных с плитой Серия «Студент и наука»

При этом главные балки и железобетонная плита моделируются с помощью конечных элементов для расчета оболочек (прямоугольный КЭ, тип 41) у данного конечного элемента 4 узла и каждый узел имеет по 6 степеней свободы. Связи моделируются с помощью стержневых элементов (стержневой КЭ общего вида, тип 5), у данного конечного элемента узла и каждый узел имеет по 6 степеней свободы. Возможное использование в качестве опор РОЧ моделируются связью конечной жесткости (тип 51).

Влияние дорожной одежды было задано в виде распределенной по площади нагрузки.

Расчет пролетного строения производился по двум схемам, разрезной и неразрезной.

Таким образом, был выполнен расчет свободных колебаний пролетного строения для следующих вариантов расчетной схемы:

Главные балки (объединенные связями) 1.

Главные балки + Плита (не объединенные) 2.

Главные балки + Плита (объединенные) 3.

Главные балки + Плита (объединенные) + дорожная одежда 4.

Главные балки + Плита (объединенные) + дорожная одежда + РОЧ 5.

Главные балки + Плита (объединенные) + дорожная одежда + груз (6200Кн).

6.

Учитывая, что в динамическом поведении сталежелезобетонных пролетных строений наиболее важной является нижняя часть спектра, ограничимся изучением первых пяти частот.

Рис.3 Спектр частот для разрезной схемы Рис.4 Спектр частот для неразрезной схемы Из полученных результатов видно, что при поэтапном развитии сечения происходит сближение первых собственных частот, а это может стать причиной появления параметрического резонанса. Следовательно, можно сделать вывод о том, что наряду с расчетами на прочность сечений главных балок при воздействии расчетных изгибающих Научный Вестник ВГАСУ моментов, проверки панелей главных балок на местную устойчивость, расчета упоров, проверки прочности монтажных стыков, расчета кронштейнов, накладных плит и тротуарных блоков необходимо на стадии проектирования выполнять расчет частот и форм свободных колебаний для оценки возможности возникновения параметрического резонанса.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Городецкий А.С. Компьютерные модели конструкций [Текст] / А.С. Городецкий, И.Д.

Евзеров. – Киев, 2005. – 344с.

2. Перельмутер А.В. Расчетные модели сооружений и возможность их анализа [Текст] / А.В.

Перельмутер, В.И. Сливкер. – Киев, 2002. – 618с.

Серия «Студент и наука»

УДК 624.04+624.011. Фам Динь Бать, М- РАСЧЕТ РИСКА ВОЗНИКНОВЕНИЯ ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ В НЕСУЩИХ ЭЛЕМЕНТАХ МЕТАЛЛИЧЕСКОГО КАРКАСА ОДНОЭТАЖНОГО ПРОМЗДАНИЯ Научный руководитель - д-р техн. наук, проф. Сафронов В.С.

Использование алгоритмов теории риска [1] при проектировании позволяет учесть разброс прочностных характеристик материалов и флуктуации действующих нагрузок. В настоящей статье вероятностные оценки выполняются для реконструируемого в г. Воронеже одноэтажного промздания с несущим металлическим каркасом (рис.1).

Здание прямоугольной в плане формы с одним пролетом 24м и длиной в продольном направлении 6,0х8=48м. Покрытие выполнено из металлических ферм. Стальные колонны жестко заделаны в фундаментах стаканного типа.

Рис.1 Поперечный и продольный разрезы здания Научный Вестник ВГАСУ В задачу исследования входит количественная оценка вероятности появления предельных состояний в элементах несущего каркаса здания после проведения реконструкции на стадии эксплуатации здания.

В статических расчтах по программе SCAD [3] реконструируемого здания с использованием стержневой пространственной конечно-элементной расчтной схемы (рис.2) используется основное сочетание действующих при эксплуатации нагрузок [2], включающих собственный вес конструкций, снеговые и ветровые воздействия.

Рис.2 Конечно-элементная расчетная схема несущего каркаса В основу расчетного алгоритма положены следующие допущения:

- расчтная схема каркаса является линейно деформируемой;

- разброс прочностных характеристик материалов и действующих нагрузок подчиняется нормальному закону с известными коэффициентами вариации.

В настоящей работе исследовалась вероятность появления предельных состояний в наиболее нагруженных металлических колоннах несущего каркаса, которые выполнены в виде двутавровых составных элементов (рис.3).

Рис.3. Поперечное сечение колонны По данным обследования полки и стенки колонн выполнены из разнопрочных материалов.

Серия «Студент и наука»

Для расчета риска в следующих наиболее нагруженных волокнах колонны - в стенке (т.2) и полке (т.1) использован следующий алгоритм:

1. Определение средних значений нормальных усилий m N и изгибающих моментов mМ в выбранном характерном сечении одной из колонн из пространственного расчета каркаса на нормативные нагрузки.

2. Расчт средних значений нормальных напряжений в точках 1,2 по формуле:

m.10 mM. m 1, 2 N, (1) A W1, где A – площадь поперечного сечения колонны, см2;

J - моменты сопротивления в точке 1 и 2, см3;

W1, 2 = y1, J - момент инерции, см4;

y1, 2 - расстояние от точки 1 и 2 до центра тяжести, см.

3. Определение характеристик безопасности из выражения:

mR1, 2 m 1, 1, mR1, 2. R1, 2 m 1, 2. F 2 2 2, (2) R1, 2, F - коэффициенты вариации прочности и нагрузки;

mR1,2 - средние значения прочности материала полки или стенки, которые вычисляются исходя из обеспеченности р=0,95 по нормативным сопротивлениям по формуле:

Rn1, m R1, 1 1,64 R1, 2 (3) 4. Расчет риска возникновения предельного состояния по формуле:

Pf 1, 2 Ф( 1, 2 ) 2, (4). e 2 d где Ф( ) 2. 0 - (5) - функция Лапласа. Затем вычисляется логарифмический показатель:

1, 2 1 / log Pf 1, (6) В конкретных расчетах приняты были следующие нормативные сопротивления материала ¤ полки : R1n 340МПа ¤ стенки : R2n 230МПа Из пространственных расчетов каркаса для средней колонны найдены следующие математические ожидания усилий:

mN 383,6кН ;

mМ 206,2кН.м Риск возникновения предельных состояний составил:

¤ полки : 1 13, ¤ стенки : 9,778, что соответствует по классификации [1] уровню незначительного риска.

Научный Вестник ВГАСУ СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1.Синицын А.П. Расчет конструкций на основе теории риска.-М: Стройиздат, 1985.-304с.

2. СНиП II-23-81*: Стальные конструкции. -М: ЦИТП, 1990.-94с.

3. Перельмутер А.В. и др.Вычислительный комплекс SCAD. –М.: Изд-во АСВ, 2004. 592с.

Серия «Студент и наука»

УДК 620.10:620. Хвостов М.Г., 144 гр.

ЗАВИСИМОСТЬ УСЛОВНЫХ ДЕФОРМАЦИЙ НАЧАЛА ОБРАЗОВАНИЯ МИКРОТРЕЩИН В МЕЛКОЗЕРНИСТОМ БЕТОНЕ 28-ДНЕВНОГО ВОЗРАСТА ОТ ЭКСЦЕНТРИСИТЕТА ПРИЛОЖЕНИЯ СЖИМАЮЩЕЙ СИЛЫ Научный руководитель – канд. техн. наук, проф. Синозерский А.Н.

Напряжение и продольная деформация, при превышении которых наблюдается увеличение дифференциального коэффициента поперечных деформаций, характеризуют нижнюю границу микротрещинообразования [1]. В процессе внецентренных воздействий создатся неоднородное напряжнное состояние, что приводит к изменению и.

Поставим задачу установить зависимость деформации e от относительного эксцентриситета ef приложения равнодействующей F внешних сил.

Далее, сжимающие,, F принимаются по модулю.

Результаты опытов на центральное и внецентренное сжатие призм квадратного сечения 0.1х 0.1 м и длиной 0.4 м из мелкозернистого бетона в возрасте 28 суток [2] представлены в столбце 3 табл.

Таблица Усилия Исходные Расчтные ef, 106 e 106 по (5) по (2) ke по (4) кН 1 2 3 4 5 6 123.6 ± 6. 0.00 448.193 1.0000 1.0000 448. 106.9 ± 9. 0.05 510.788 1.1397 1.142 511. 0. 96.1 ± 3. 0.10 568.990 1.2695 1.267 567. 87.3 ± 7. 0.15 615.510 1.3733 1.375 616. Здесь:

или – относительная скорость нагружения;

= = – скорость напряжения, МПа с-1;

= 1.00 МПас-1;

– относительный эксцентриситет приложения ef = ;

– координата точки f приложения по оси y ( =0);

h – высота поперечного сечения призм;

– среднее значение усилия, соответствующего нижней границе микроразрушений, при вероятности p=0,95;

- время в секундах.

Каждый из приведнных результатов определн по данным испытаний образцов при = const и соответствующем ef.

Научный Вестник ВГАСУ В исследованиях на центральное сжатие при скорости нагружения = 0. установлена эмпирическая формула [3] = E · – a( ) · (, (1) где Е=31390 МПа – модуль упругости материала;

a( ) = 15885000 МПа и = 2.081 – параметры.

Представленные в столбце 4 табл. соответствующие усилиям наибольшие продольные условные деформации определялись по изложенной в [4] методике.

Условность состоит в том, что зависимость (1) интегрально распространяется на вс сечение внецентренно сжатого стержня. Реальные скорости напряжений при заданной являются функциями координат точек и эксцентриситета ef.

В случае неоднородного напряжнного состояния проявляется эффект = 448.193 · 10- «поддерживающих напряжений». Деформации превосходят центрального сжатия и могут быть оценены коэффициентом увеличения, (2) значения которых приводятся в столбце 5 табл.

В проведнных исследованиях установлено, что показатель ke является нелинейной функцией относительного эксцентриситета ef ke. (3) Привлекая метод наименьших квадратов [5], найдм следующие параметры: = 2.116631, = 1.116631, = 2.727782.

В дальнейшем принимаем (4) и (5) с коэффициентами увеличения ke, деформациями e, представленными в столбцах 6, 7 табл.

и е = 2.71828… - основанием натуральных логарифмов.

Выводы:

1. Определяемые по формуле (5) деформации e начала образования микротрещин вполне удовлетворительно согласуются с данными о (расхождения составляют ± 0.20%);

2. Предполагается привлекать зависимости (4) и (5) в расчтах по определению усилий Fe при других и ef.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. Госстройиздат, М.: 1962 – 184 с.

Серия «Студент и наука»

2. Синозерский А.Н. Сопротивление внецентренному сжатию в стадии простого нагружения бруса прямоугольного сечения из упруго-пластично-вязкого материала (на примере мелкозернистого бетона)/Приложение к диссертации на соиск. уч. степ. к.т.н., ВИСИ, Воронеж, 1974. – 166 с.

3. Синозерский А.Н., Мухтаров Р.А. Зависимость напряжений от деформаций при центральном сжатии до разрушения мелкозернистого бетона 28-дневного возраста с учетом скоростей нагружения / Науч. отчет каф. строит. механики ВГАСУ, Воронеж, 2007.

4. Синозерский А.Н., Мухтаров Р.А. Определение условных деформаций при внецентренном сжатии с постоянной скоростью нагружения призм из мелкозернистого бетона / Науч.

отчет каф. строит. механики ВГАСУ, Воронеж, 2009.

5. Численные метода.: Учеб. пособие для студ. вузов / М.П. Лапчик, М.И. Рагулина, Е.К.

Хеннер;

под ред. М.П. Лапчик - М.: Изд. Центр «Академия», 2004. – 384 с.

Научный Вестник ВГАСУ УДК 624.012.8:539. Хункпону С.Е., М- НАПРЯЖЕННО- ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ КИРПИЧНОЙ КЛАДКИ ВБЛИЗИ ОКОННОГО ПРОЁМА ОТ ДЕЙСТВИЯ ВНЕШНИХ НАГРУЗОК И ИЗМЕНЕНИЯ ТЕМПЕРАТУРЫ Научный руководитель - д-р техн. наук, проф. Сафронов В.С.

В эксплуатируемых кирпичных зданиях часто вблизи оконных проемов возникают трещины, причиной возникновения которых является концентрация напряжений в углах промов прямоугольной формы. В настоящей статье это явление изучается с использованием МКЭ [1].

Рассматривается фрагмент несущей наружной кирпичной стены здания с оконными проемами. Здание имеет 7 этажей высотой 3,9 м и оконные проемы размерами 180х210 см.

Кирпичная кладка толщиной 51см из кирпича марки М100 на растворе марки М50 с расчетным сопротивлением в соответствии со СНиП II-22-81[2], равным R = 1,5 МПа.

В исследовании выполнялось моделирование НДС кирпичной стены с промами на силовые и температурные воздействия в соответствии со СНиП 2.01.07-85*[3].

Конечно-элементная расчетная схема типового этажа здания в расчтах на силовые воздействия составлена из прямоугольных КЭ плоского напряженного состояния.

Дискретизация расчетной схемы выполнена из конечных элементов разных размеров на разных участках (рис. 1). Вблизи углов оконных проемов, где возникает концентрация напряжений, использована частая сетка КЭ, в остальной части стены - из более крупных элементов.

Рис.1. Конечно-элементная расчетная схема кирпичной стены с промами Нагрузка от перекрытий передается на узлы КЭ, а собственный вес кирпичной кладки учитывается как распределенная нагрузка по площади КЭ.

Результаты расчетов распределения напряжений по высоте и ширине кирпичной стены от внешних нагрузок по программе SCAD представлены на рис. 2.

Серия «Студент и наука»

Рис 2: Изополя и изолинии главных напряжений в кирпичной стене здания с промами.

На верхних этажах здания напряжения находятся в диапазоне 0,2 – 0,3 МПа, на втором и на третьем этаже - 0,8 – 1 МПа, на первом этаже достигают 2 МПа. Здесь необходимо применение армированной кладки. Вблизи углов проемов заметны зоны концентрации напряжений.

Для моделирования температурных воздействий на кирпичную стену по СНиП 2.01.07 85*[3] получены средние значения максимальных температур в теплое и холодное время года. В расчтах перепады температуры не учитывались. Для теплого времени года максимальная температура в районе г. Воронежа составила t = 560 C, для холодного - t = - C.

Для изучения влияния изменения температуры на НДС использовалась стержневая конечно-элементная модель участка кирпичной стены вблизи угла оконного прома, показанная на рис. 3. При этом жесткостные характеристики стержней принимались эквивалентными параметрам кирпичной стены.

Научный Вестник ВГАСУ Рис. 3. Стержневая конечно-элементная расчетная схема фрагмента кирпичной стены вблизи нижнего угла оконного прома Значения максимальных деформаций от изменения средней температуры в некоторых элементах для теплого и холодного времени года приводятся в выше таб. 1.

Таблица Максимальные Номер КЭ относительные деформации в теплое в холодное время время года года 1,23.10-5 -3,03. 10- -3,5. 10-5 1,4.10- - 1,5. 10- 409 -3,7. -3,18. 10-5 1,3. 10- - 3,31. 10- 7 -2,02. -1,13. 10-4 4,67. 10- 3,24. 10-5 -1,36. 10- - 6,18. 10- 258 -1,51. 9,74. 10-7 -5,21. 10- - 9,59. 10- 470 -3,01. Из сопоставления расчетных деформаций в кирпичной кладке с предельными для кирпичной кладки ( u=6.10-5) можно найти зоны, где будут возникать трещины. В этих местах кладка должна быть усилена (армирована или выполнена из прочных материалов).

Для определения опасных зон, необходимо учесть деформации от постоянных нагрузок, а временные силовые воздействия следует добавлять, если они приводят к увеличению суммарных значений от силовых и температурных воздействий.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Перельмутер А.В. и др. Вычислительный комплекс SCAD. –М.: Изд-во АСВ, 2004. 592с.

2. СНиП II-22-81. Каменные и армокаменные конструкции / Госстрой России. –М,: ГУП ЦПП, 3. СНиП 2.01.07-85*. Нагрузки и воздействия / Госстрой России. – М.: ГУП ЦПП, 2003. – 44 с.

Серия «Студент и наука»

МАТЕРИАЛОВЕДЕНИЕ И ТЕХНОЛОГИЯ СТРОИТЕЛЬНЫХ ИЗДЕЛИЙ И КОНСТРУКЦИЙ УДК 666. Альбинская Ю. С. 1831 гр.

СВОЙСТВА ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ С ОРГАНОМИНЕРАЛЬНЫМ МОДИФИКАТОРОМ Научный руководитель – канд. техн. наук, проф. А.В.Крылова Решающая роль в совершенствовании структуры и свойств цементного камня и бетона в настоящее время принадлежит их модифицированию путем применения химических добавок и минеральных микронаполнителей.

Номенклатура добавок-модификаторов обширна;

среди них особой эффективностью отличаются органоминеральные добавки, сочетающие в себе компоненты различной природы и механизма действия: минеральный компонент, как правило, играет структурообразующую роль, органический компонент представляет собой поверхностно активное вещество (ПАВ), молекулы которого, в силу особого, дифильного строения, способны адсорбироваться на границах раздела фаз и оказывать модифицирующее влияние на частицы новообразований цементного камня [1].

В данной работе исследуется влияние добавок органоминерального модификатора, в состав которого входит минеральный порошок МП-1 - отход электрометаллургического комбината (г. Старый Оскол) и поверхностно-активное вещество – лигносульфонат технический (ЛСТ) марки А. Химический состав минерального порошка МП-1 приведен в таблице 1.

Таблица 1.

Химический состав минерального порошка МП- Химический состав, % Наименование Проч.

CaO MgO SiO2 Al2O3 Fe TiO2 C S P2O микронаполнителя Общ.

МП-1 44,52 12,3 27,57 3,05 74 0,5 0,39 0,5 0,21 3, В качестве вяжущего вещества использовался портландцемент ПЦ500 Д0 с Sуд= м /кг.

В работе для определения оптимального сочетания совместно вводимых компонентов: цемента, минерального порошка и добавки ЛСТ был использован метод математического планирования экстремального эксперимента Бокса-Уилсона [2]. Был реализован план полного факторного эксперимента (ПФЭ) 33, в котором представлены всевозможные не повторяющиеся комбинации трех уровней изучаемых факторов: цемента (х1), МП-1 (х2) и ЛСТ (х3).

Значения основных уровней и интервалов варьирования факторов представлены в таблице 2.

Научный Вестник ВГАСУ Таблица 2.

Основные уровни и интервалы варьирования изучаемых факторов Значения факторов Интервал Номер Наименование кодированные натуральные, % варьиро состава фактора вания, % макс. средн. мин. макс. средн. мин.

Х1 – количество ± 1 +1 0 -1 90 80 цемента Х2 – количество минерального ± 2 +1 0 -1 30 20 порошка Х3 – количество ±0, 3 +1 0 -1 1 0,6 0, добавки ЛСТ Критерием оптимизации является предел прочности цементного камня при сжатии ( Rсж, МПа) в возрасте 7 суток (контролируемой величиной также является прочность цементного камня в 28-суточном возрасте при нормальных условиях твердения: температуре 20±2°С, влажности – 100%).

При выполнении экспериментов оценивалась также водопотребность цемента с добавками.

Математическая модель, описывающая зависимость изучаемой функции от независимых переменных (факторов х1, х2, х3) имеет вид полинома второй степени:

Rсж =b0+b1 x1+ b2 x2+ b3 x3+ b12 x1 x2+ b13 x1 x3+ b23 x2 x3+b123 x1x2 x3+ b11 x12+b22 x22+b33 x32, (1) где b0 – свободный член;

b1, b2, b3 – коэффициенты, отражающие силу влияния на выходную переменную каждого фактора в отдельности;

b12, b13, b23 – коэффициенты, учитывающие силу парного взаимодействия факторов;

b11, b22, b33 – коэффициенты, отражающие степень кривизны изучаемой зависимости.

В таблице 3 представлен план ПФЭ 33.

Таблица План полного факторного эксперимента 3к (k=3) Значения факторов Номер опыта кодированные фактические, % Х1 Х2 Х3 Х1 Х2 Х 1 -1 -1 -1 87,5 12,5 0, 2 -1 +1 -1 70,0 30,0 0, 3 +1 -1 -1 90,0 10,0 0. 4 +1 +1 -1 75,0 25,0 0. 5 0 -1 -1 88.9 11.1 0. 6 0 +1 -1 72.7 27.3 0, 7 -1 -1 0 87.5 12.5 0. 8 -1 +1 0 70,0 30.0 0. 9 0 -1 0 88.9 11.1 0, 10 0 +1 0 72,7 27.3 0, 11 +1 -1 0 90,0 10,0 0, Серия «Студент и наука»

12 +1 +1 0 75.0 25.0 0, 13 -1 -1 +1 87.5 12.5 1, 14 -1 +1 +1 70,0 30,0 1, 15 0 -1 +1 88.9 11.1 1. 16 0 +1 +1 72.7 27.3 1. 17 +1 -1 +1 90,0 10,0 1. 18 +1 +1 +1 75,0 25.0 1, 19 -1 0 -1 77.8 22.2 0. 20 -1 0 0 77.8 22.2 0. 21 -1 0 +1 77.8 22.2 1, 22 0 0 -1 80,0 20,0 0, 23 0 0 0 80,0 20.0 0, 24 0 0 +1 80.0 20,0 1. 25 +1 0 -1 81.8 18.2 0. 26 +1 0 0 81.8 18.2 0, 27 +1 0 +1 81.8 18.2 1. 28 0 0 0 80,0 20,0 0, 29 0 0 0 80,0 20,0 0, Результаты испытаний статистически обрабатывались: рассчитывались средние значения предела прочности при сжатии, оценивалась величина дисперсии, среднеквадратического отклонения и коэффициент изменчивости С % при вероятности-0,95.

Полученные данные представлены в табл.4.

Таблица 4.

Водопотребность цемента и прочность цементного камня с органоминеральным модификатором Номер В/Т 7 сут Rсжсут,МПа С,% Rсж,МПа опыта отношение 1 0,38 59,2 100,6 2, 2 0,30 30,0 52,7 2, 3 0,36 35,0 59,5 8, 4 0,30 41,2 70,0 3, 5 0,27 58,5 99,5 6 0,33 31,2 53,0 5, 7 0,31 30,4 51,7 7, 8 0,28 46,0 78,2 8, 9 0,32 53,6 91,1 10, 10 0,32 47,8 81,3 4, 11 0,30 59,0 100,3 9, 12 0,36 43,3 73,6 4, 13 0,30 42,9 72,9 8, 14 0,29 52,2 88,7 7, 15 0,38 49,1 83,5 6, 16 0,30 49,1 83,5 6, 17 0,33 38,9 66,0 7, 18 0,33 30,4 51,7 2, 19 0,32 54,6 92,8 6. Научный Вестник ВГАСУ 20 0,31 31,5 53,6 4, 21 0,33 48,7 82,8 4, 22 0,30 54,6 92,3 11, 23 0,37 58,5 99,5 11, 24 0,37 45,6 77,5 11, 25 0,34 45,6 77,5 14, 26 0,32 46,7 79,4 9, 27 0,36 33,1 56,3 9, 28 0,36 32,3 54,9 12, 29 0,36 40,4 68,7 9, эталон 0,42 27,3 46,4 8, На основании полученных данных были определены коэффициенты уравнения регрессии, проверена их значимость (по критерию Стьюдента) и дана оценка адекватности математической модели (по критерию Фишера), которая имеет вид:

7 сут R сж = 52.24 1.1x1 5.42 x2 3.54 x3 4.95x1 x3 6.7 x2 x3 7.1x12 10.3x2 8.03x 2 (2) Геометрические изображения функции отклика представлены на рис. 1-.

Рисунок 4 Изображение Рисунок 7 Изображение поверхности отклика при Рисунок 1 Изображение поверхности отклика при х2=- поверхности отклика при х3=- х1=- Рисунок 5 Изображение Рисунок 8 Изображение поверхности отклика при Рисунок 2 Изображение поверхности отклика при х2= поверхности отклика при х3= х1= Рисунок 6 Изображение Рисунок 9 Изображение поверхности отклика при поверхности отклика при Рисунок 3 Изображение х2=1 х3= поверхности отклика при х1= Установлено, что в результате выполненного многофакторного эксперимента удалось установить оптимальный состав органоминерального модификатора, получить цементный композит с прочностью около 100 МПа в возрасте 28 суток нормального твердения. При этом дозировка наполнителя составляет примерно 10-12% от массы цемента, а количество Серия «Студент и наука»

ЛСТ находится в пределах 0,2-0,6% от массы твердой составляющей (Ц+МП-1).

Сравнение полученных данных с эталоном показывает, что в результате применения органоминерального модификатора прочность цементного камня повышается в 2 раза. Это объясняется не только модифицирующим влиянием применяемых добавок на состав и структуру новообразований цементного камня, но и значительным водоредуцирующим эффектом, оказываемым органоминеральной добавкой.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Батраков В.Г. Модифицированные бетоны. Теория и практика. М., Технолпроект.1998.-786 с.

2. Шмитько Е.И.Крылова А.В., Святская Т.Г. Оптимизация и управление технологическими процессами: Метод. указания/Воронеж, ВГАСУ,2006.-46с.

Научный Вестник ВГАСУ УДК 691. 535: 532. Аристов В.Д., М-86, Кирилова М.В., 251 гр.

ИЗУЧЕНИЕ РЕОЛОГИЧЕСКИХ СВОЙСТВ МОДИФИЦИРОВАННОГО ЦЕМЕНТНОГО ТЕСТА Научный руководитель – канд. техн. наук, проф. Крылова А.В.

Научный консультант – асп. Леденев А.А.

Закономерности поведения дисперсных систем, к которым с полным основанием можно отнести цементное тесто, в условиях различных механических воздействий являются основополагающими при реализации многих технологических процессов и имеют большое практическое значение в строительном материаловедении.

Для описания реологического поведения структурированной твердообразной системы – цементного теста обычно используют два основных показателя: предельное напряжение сдвига (0) и «эффективную» вязкость () [1].

Под предельным напряжением сдвига понимается такое напряжение, при превышении которого происходит разрушение начальной структуры цементного теста, образующейся под действием сил межмолекулярного взаимодействия между твердыми частицами, и начинается течение системы. «Эффективная» или «кажущаяся» вязкость – это вязкость, проявляющаяся системой при механическом воздействии. Она по своему численному значению эквивалентна вязкости, так называемой, ньютоновской жидкости.

Способность дисперсной системы определенным образом деформироваться или течь, то есть проявлять реологические свойства (реология – это наука о деформации и течении систем под действием внешних нагрузок), зависят от ее структуры, величины и характера сил, действующих между частицами (от величины поверхностного потенциала частиц твердой фазы, толщины двойного электрического слоя, характера и состояния поверхности частиц, составляющих дисперсную фазу, особенностей адсорбционного слоя и др.) [2].

Следовательно, зная реологические параметры дисперсной системы, можно судить о ее структуре, силе и характере взаимодействия между частицами и определить способы регулирования реологических свойств.

Цель данных исследований состоит в сравнительной оценке реологических свойств цементных систем двух видов, содержащих минеральный компонент – частицы СаСО3 и суперпластификатор С-3 (СП С-3). Таким образом, изучались реологические свойства следующих систем:

- наполненных:

1) 75% портландцемента(ПЦ) + 25% карбонатного отхода сахарного производства(Досп);

В/Т = 0,4;

2) 75% портландцемента + 25% карбонатного отхода химического производства (Дохп);

В/Т = 0,36.

3) 75% портландцемента + 25% порошка известняка (Дизв);

В/Т= 0,38;

- модифицированных:

4) 75% ПЦ + 25% Досп + 0,65% С-3;

В/Т = 0,29;

5) 75% ПЦ + 25% Дохп + 0,65% С-3;

В/Т = 0,27;

6) 75% ПЦ + 25%Дизв + 0,65% С-3;

В/Т = 0,28.

Расход воды затворения определялся экспериментальным путем таким образом, чтобы выявить водоредуцирующий эффект вводимых добавок. Подвижность изучаемых цементных систем, оцениваемая с помощью вискозиметра Суттарда, являлась величиной постоянной во всех опытах.

Серия «Студент и наука»

Определялись следующие реологические характеристики цементного теста: предельное напряжение сдвига и «эффективная» вязкость.

Результаты исследования представлены на рисунках 1-4, где показаны изменения скорости сдвига от напряжения сдвига (рис. 1, 3) и «эффективной» вязкости от напряжения сдвига (рис. 2, 4) наполненного и модифицированного цементного теста.

Анализ полученных результатов свидетельствует о том, что введение 25% карбонатных микронаполнителей, в зависимости от их типа, приводит к получению различных значений предельного напряжения сдвига наполненного цементного теста. Наиболее высокое 0 у цементного теста, содержащего Досп – оно почти в 1,5 раза выше, чем у цементных систем с другими аналогичными добавками;

это, прежде всего, связано с высокой удельной поверхностью отходов сахарного производства (около 600 м2/кг по прибору ПСХ – 2).

При введении СП С-3, который оказывает высокий водоредуцирующий эффект (снижение воды затворения до 30% по сравнению с «чистым» цементом), полные реологические кривые отличаются тем, что 0 у цементного теста, содержащего Досп (0 = 200 Па), почти в 2 раза выше, чем у немодифицированного состава. Это объясняется значительным снижением количества воды затворения для получения теста постоянной подвижности.

При введении 25% Дохп + 0,65% С-3 0 цементного теста составляет около 40 Па, что примерно на 50% ниже, чем у немодифицированной системы.

Что касается «эффективной» вязкости, то у наполненных систем (рис. 2) самый высокий показатель отмечается у состава, содержащего 25% Досп. По сравнению с другими наполненными системами (с Дохп и Дизв). Это явление объясняется более высокой удельной поверхностью Досп по сравнению с удельной поверхностью порошка известняка и карбонатных отходов химической промышленности.

Sуд=250 м2/кг Sуд=300 м2/кг Sуд=600 м2/кг Градиент скорости, dw/dn, 1/с 75%Ц+25%Дизв 75%Ц+25%Досп В/Т=0,36 В/Т=0, В/Т=0,38 75%Ц+25%Дохп 0 50 100 150 200 250 Напряжение сдвига, Па Рис. 1. Зависимость градиента скорости цементного теста c карбонатными наполнителями от напряжения сдвига Научный Вестник ВГАСУ Sуд=600 м2/кг "Эффективная" вязкость, Па с 50 75%Ц+25%Дизв В/Т=0,36 Sуд=300 м2/кг В/Т=0, 40 75%Ц+25%Досп 75%Ц+25%Дохп В/Т=0, Sуд= 250 м2/кг 0 50 100 150 200 250 Напряжение сдвига, Па Рис. 2.Зависимость «эффективной» вязкости цементного теста c карбонатными наполнителями от напряжения сдвига Sуд=250 м2/кг Sуд=300 м2/кг Sуд=600 м2/кг Градиент скорости, dw/dn, 1/с 75%Ц+25%Дизв+0,65%С- 75%Ц+25%Досп+0,65%С- В/Т=0,27 В/Т=0,28 В/Т=0, 75%Ц+25%Дохп+0,65%С- 0 100 200 300 400 500 Напряжение сдвига, Па Рис. 3. Зависимость градиента скорости модифицированного цементного теста от напряжения сдвига Серия «Студент и наука»

Sуд= 600 м2/кг "Эффективная" вязкость, Па с 75%Ц+25%Дизв+0,65%С- 150 75%Ц+25%Досп+0,65%С- Sуд= 300 м2/кг 75%Ц+25%Дохп+0,65%С- В/Т=0, В/Т=0, Sуд=250 м2/кг В/Т=0, 0 100 200 300 400 500 Напряжение сдвига, Па Рис. 4. Зависимость «эффективной» вязкости модифицированного цементного теста от напряжения сдвига Таким образом, в результате введения в цементные системы различных органоминеральных модификаторов, при условии значительного снижения водопотребности (за счет синергизма действия компонентов, входящих в состав добавок) наблюдается существенное и неоднозначное изменение их реологических свойств: предельного напряжения сдвига и «эффективной» вязкости. Применительно к исследуемым добавкам это, в основном, зависит от их водоредуцирующего эффекта и от дисперсности минерального компонента.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Слюсарь, А.А. Физическая химия: учеб. пособие/А.А. Слюсарь. – Белгород: изд-во БГТУ, 2008. – 269 с.

2. Усачев С.М., Перцев В.Т. Совершенствование технологии вибропрессованных бетонов:

монография/ С.М. Усачев, В.Т. Перцев;

Воронеж. гос. арх-но стр. ун-т – Воронеж: 2007. – 162 с.

Научный Вестник ВГАСУ УДК 666.3. Бакалова Е.А., М- ИЗУЧЕНИЕ КИНЕТИКИ КОНТАКТНО-ДИФФУЗИОННОЙ СУШКИ СЫРЦА КЕРАМИЧЕСКОГО КИРПИЧА ПРИ РАЗЛИЧНЫХ ВАРИАНТАХ ПРОЦЕССА Научные руководители – д-р техн. наук, проф. Шмитько Е.И., канд. техн. наук, Усачев А.М.

Одним из самых распространенных материалов, традиционно используемых при возведении зданий и сооружений, является керамический кирпич. Более чем тысячелетняя практика применения кирпича (его возраст составляет около 5000 лет) позволяет отнести его к категории наиболее долговечных строительных материалов. И по сей день он продолжает сохранять свои ведущие позиции, как стеновой материал, так и как отделочный.

Применение лицевого кирпича позволяет значительно улучшить внешний облик здания. При этом он выполняет две функции: является конструкционным материалом и одновременно служит высококачественной долговечной отделкой. Фасады из лицевого кирпича не требуют последующего оштукатуривания, окрашивания или облицовки другими материалами, в результате чего можно добиться экономии трудозатрат и средств на содержание зданий и сооружений.

Для получения изделий стеновой и отделочной керамики наибольшее распространение получила технология пластической подготовки массы с последующим формованием изделий пластическим способом, позволяющим использовать в качестве сырья глины с повышенной карьерной влажностью.

Пластическое формование дает возможность получать изделия различной конфигурации и пустотности (что положительно сказывается на теплопроводности ограждающих конструкций и сбережении энергоресурсов).

Однако в последующих технологических операциях сушки и обжига происходит значительная воздушная (влажностная) и огневая усадка изделий. Эта усадка при неравномерном удалении влаги сопровождается трещинообразованием, что значительно снижает качество готовой продукции или полностью приводит к браку.

Таким образом, получить качественный керамический кирпич, тем более лицевой, не так-то просто. В работах [1, 2] предлагается один из способов повышения эффективности процесса сушки влажных материалов (в том числе и керамического кирпича) за счет применения контактно-диффузионного способа сушки. Сущность этого способа заключается в следующем. Влажный полуфабрикат укладывается на основание – «посредник», выполненное из пористого влагоемкого материала, например, цементного камня или пеношамотного легковеса. Сверху сырец накрывается специальным влаго-, теплоизолирующим колпаком (рис. 1).

Рис. 1. Схема сушки кирпича-сырца контактно-диффузионным способом:

1 – сырец;

2 – тепло-, влагонепроницаемый колпак;

3 – посредник Серия «Студент и наука»

В таком случае основная часть влаги удаляется из сырца путем диффузии через влагоемкий «посредник». Скорость высушивания при этом зависит от характеристик посредника (структуры порового пространства, влагоемкости, потенциала влагопереноса и др.) и параметров сушильного агента (температуры, влажности, скорости движения).

Такой способ высушивания полностью исключает контакт влажного материала с теплоносителем, что предохраняет сырец от неравномерного влагосодержания, неравномерной усадки и трещинообразования.

Одним из недостатков предлагаемого способа является трудность его реализации в существующих технологиях производства керамического кирпича. С целью устранения вышесказанного недостатка коллективом авторов предлагаются некоторые варианты усовершенствования контактно-диффузионного способа сушки.

Трудностей, связанных с изготовлением и, особенно, с монтажом колпака возможно избежать за счет реализации следующих вариантов контактно-диффузионной сушки (рис. 2).

а) б) Рис. 2. Схема двухсторонней чередующейся контактно диффузионной сушки:1 – сырцы;

2 – посредники Предлагаемые варианты практически ни чем не отличаются друг от друга. В первом исполнении (см. рис. 2, а) высушиваемый кирпич и посредник чередуются в вертикальном, а во втором (см. рис. 2, б) – в горизонтальном положениях, что зависит от способа садки на сушильные рамки или вагонетки. Преимущества этих вариантов очевидны. Во-первых, отсутствует изолирующий колпак, во-вторых, укладка сырца и посредника может осуществляться на существующем оборудовании (без значительной реконструкции) и может быть легко автоматизирована. И самое главное, при реализации этих вариантов значительно увеличивается интенсивность процесса за счет удаления влаги не с одной (см. рис. 1), а с двух поверхностей кирпича-сырца, которые находятся в контакте с «посредником». При этом надо безусловно упомянуть, что небольшое количество влаги все же будет испаряться из сырца со свободных граней.


Альтернативную замену изолирующему колпаку можно предложить за счет нанесения на свободные грани сырца влагозадерживающих составов (рис. 3).

Рис. 3. Схема контактно-диффузионной сушки сырца покрытого влагозадерживающим составом:1 – сырец;

2 – влагозадерживающий состав;

3 – посредник Научный Вестник ВГАСУ Предлагаемый аналог по своей сути ни чем не отличается от прототипа (см. рис. 1), но значительно проще в реализации и автоматизации технологии. На посредник устанавливается кирпич, затем они перемещаются по рольгангу, и через фильеру поливаются специальным влагозадерживающим составом (например, смесь борной кислоты и соды), после чего автоматом-садчиком укладываются на сушильные вагонетки. В последующем состав выгорает в процессе обжига, что значительно облегчает технологию.

Возможен и еще один вариант модернизации контактно-диффузионного способа сушки. Сущность его заключается в следующем. Кирпичи-сырцы помещаются в специальный перфорированный короб и засыпаются посредником, в качестве которого выступает сыпучий и пористый материал (рис.4).

Рис. 4. Схема контактно-диффузионной сушки сырца в засыпке из пористого материала:

1 – сырцы;

2 – перфорированный короб;

3 – пористая засыпка В качестве засыпки могут использоваться керамзитовый песок и гравий, перлитовый песок, вермикулит, силикапор и другие материалы. Коробы, заполненные сырцом и сыпучим посредником, возможно устанавливать на обычные сушильные вагонетки.

При реализации данного варианта значительно интенсифицируется процесс сушки, так как влага будет удаляться из сырца со всех поверхностей и это удаление будет происходить как через посредник, так и через его межзерновую пустотность.

Рассмотренные варианты усовершенствования контактно-диффузионного способа сушки влажных капиллярно-пористых материалов позволяют все ближе подойти к проблеме внедрения этого трудоемкого способа в промышленность строительных материалов, что позволит значительно улучшить качество выпускаемой продукции.

Для каждого из рассмотренных вариантов контактно-диффузион-ного способа сушки были определены скорость сушки сырца и интенсивность изменения влаги в посреднике, критерий Кирпичева, коэффициенты диффузии и влагоотдачи. Результаты проведенных испытаний по всем предложенным вариантам сушки глиняного сырца представлены в табл.

и на рис. 5.

На рис. 5 обозначено: 1 – двухсторонний способ, посредник – пеношамот;

2 – двухсторонний способ, посредник – цементный камень;

3 – способ при чередовании сырец посредник, посредник – пеношамот;

4– способ при чередовании сырец-посредник, посредник – цементный камень;

5 – с влагозадерживающим составом, посредник – пеношамот;

6 – с влагозадерживающим составом, посредник – цементный камень;

7 – в засыпке из керамзитового гравия;

8 – в засыпке из перлитового песка.

Серия «Студент и наука»

Влажность сырца, % 0 1 2 3 4 5 6 7 8 Время высушивания, сут Рис. 5. Кривые сушки сырца при различных ее вариантах 1 – двухсторонний способ, посредник – пеношамот;

2 - двухсторонний способ, посредник – цементный камень;

3 – способ при чередовании сырец-посредник, посредник – пеношамот;

4– способ при чередовании сырец-посредник, посредник – цементный камень;

5 – с влагозадерживающим составом, посредник – пеношамот;

6 – с влагозадерживающим составом, посредник – цементный камень;

7 - в засыпке из керамзитового гравия;

8 – в засыпке из перлитового песка;

Исходя из представленного рисунка видно, что наиболее эффективными вариантами контактно-диффузионной сушки, с точки зрения скорости высушивания, являются способы, когда сырец покрыт влагозадерживающим составом и когда сырец помещен в засыпку из перлитового песка (кривые 5, 6 и 8 на рис. 5).

Таблица Результаты определения параметров контактно-диффузионной сушки при различных ее вариантах Оцениваемые параметры контактно-диффузионной сушки Варианты диффузии влаги в Скорость сушки диффузии влаги посредника, q, сырце, D, 10-5, Коэффициент Коэффициент в посреднике, контактно-диффузионного D, 10-5, м2/ч Коэффициент влажности изменения влагоотдачи посредника, поср, кг/м2ч Скорость сырца, q, способа сушки сырца кг/м2ч кг/чм м2/ч керамического кирпича Двухстор посредник-пеношамот 0,021 0,0003 0,24 7,59 0, онний а) посредник -цем.камень 0,020 0,0009 7,45 3,91 0, Научный Вестник ВГАСУ б) посредник -пеношамот 0,049 0,0005 2,36 2,46 1, посредник -цем.камень 0,046 0,003 25,10 0,39 1, С влагоза держива составом посредник -пеношамот 0,053 0,0017 42,5 0,21 2, ющим посредник –цементный 0,058 0,005 48,3 0,07 0, камень материала В засыпке пористого керамзит 0,4710-5 1,0710- 0,018 26,9 из перлит 2,510- 0,043 - 7,26 Полученные экспериментальные результаты дают возможность отметить следующее.

1. Проведенные исследования различных вариантов контактно-диффузионного способа сушки сырца керамического кирпича позволили получить количественную оценку каждого из рассмотренных вариантов.

2. Определены значения скорости сушки сырца и посредника (qсыр, qпоср), коэффициентов диффузии влаги в глиняном сырце и посредниках (Dсыр, Dпоср), коэффициенты поверхностной влагоотдачи посредников (поср) при заданном режиме высушивания, как одни из главных расчетных характеристик процесса контактно-диффузионной сушки, которые позволяют, во первых прогнозировать протекание процессов высушивания при режимах близких к реальным технологиям производства;

во-вторых, выявить наиболее рациональные варианты, с точки зрения кинетики высушивания керамических изделий.

3. Полученные результаты дают достаточную необходимую информацию для выбора рационального варианта контактно-диффузионной сушки, а также вида используемого посредника.

4. В дальнейшем рассмотренные варианты контактно-диффузионного способа сушки будут более детально изучаться в направлении их использования на предприятиях по изготовлению керамического кирпича.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Шмитько Е.И., Суслов А.А., Усачев А.М. Новый способ повышения эффективности процессов сушки керамических изделий / Е.И. Шмитько, // Строительные материалы. – 2006. – №5. – С. 20-22.

2. Усачев, А.М. Повышение эффективности процесса сушки сырца керамического кирпича пластического формования [Текст]: автореф. дис. канд. техн. наук: 05.23.05: / А.М.

Усачев. – Воронеж, 2006. – 28 с.

Серия «Студент и наука»

УДК 667. Белкина С.В., 241гр.

НЕАВТОКЛАВНЫЙ БЕТОН НА ШЛАКОЩЕЛОЧНОМ ВЯЖУЩЕМ С ОПОКОЙ Научный руководитель – доц. Уколова А.В.

Статья посвящена теоретическим и практическим исследованиям активного кремнезема – опоки в шлакощелочном вяжущем. Определен рациональный состав шихты с использованием которого получен неавтоклавный бетон плотностью 500 кг/м, прочность которого превышает нормативные требования автоклавного ячеистого бетона.

Автоклавный ячеистый бетон по сравнению с неавтоклавным имеет более высокую прочность при одинаковой плотности, более низкую усадку при высыхании, а следовательно высокую трещиностойкость. Однако, несмотря на такие преимущества, его производство материалоемко в связи с использованием автоклавной обработки, получением известковых вяжущих и помолом кварцевого песка. Все это, несомненно, приводит к удорожанию материала.

Актуальной в настоящее время является задача повышения физико-механических характеристик неавтоклавного бетона за счет использования высокопрочных вяжущих, к которым относятся шлакощелочные. Целесообразным при этом является применение активного кремнезема.

С научной точки зрения интерес для исследований представляет комплексное сочетание опаловидного кремнезема, гранулированного шлака и щелочного компонента.

Известно, что при взаимодействии кремниевой кислоты и гидроокисей амфотерных металлов с щелочными гидроокисями или их смесями со щелочноземельными возникает целая гамма вяжущих систем. Продукты реакции возникают в виде растворимых в воде соединений R2O·Al2O3·H2O, R2O·SiO2·H2O;

плохорастворимых R2O·RO·Al2O3·H2O, R2O·RO·SiO2·H2O;

малорастворимых R2O·RO·Al2O3·SiO2·H2O и практически нерастворимых R2O·Al2O3·SiO2·H2O. Могут также образовываться малорастворимые щелочноземельные низкоосновные гидросиликаты RO·SiO2·H2O, а иногда и практически нерастворимые гидроалюмосиликаты RO· Al2O3·SiO2·H2O. [1,2] Направление реакций зависит от вида и количества оксидов, находящихся в исходной системе сырьевых компонентов. Перечисленные окислы могут участвовать в создании прочных и достаточно стойких к атмосферным воздействиям новообразований.

При этом интерес при исследовании может представлять применение в качестве активной минеральной добавки в шлакощелочном вяжущем опоки. Химический состав (в % по массе): SiO2 – 85± 6%, Al2O3 - 5±1,5%, Fe2O3 - 1±0,5%, СаО - 3±0,5%, остальное п.п.п.

Кремнезем представлен кварцем, тридимитом, кристаболитом.

Практический интерес опока имеет и потому, что залегает она обычно близ поверхности на возвышенных участках. Ее месторождение отличается большой мощностью, что создает хорошие горно-технические предпосылки для разработки месторождений. При этом решаются и экологические проблемы. Практический интерес также представляет использование липецкого граншлака. Он имеет Косн=1,1. Является конгломератом различных соединений (2СаО·SiO2, 2СаО·Al2O3·SiO2 и др.). В сочетании со щелочью и опокой является активной составляющей в многокомпонентном вяжущем и образует щелочные гидро силикаты и гидроалюмосиликаты. Эти соединения придают шлакощелочным многокомпонентным вяжущим по сравнению с традиционными более высокую активность.


[2,3] В данной работе изучалась возможность применения шлакощелочного вяжущего с активным кремнеземом (опокой) при получении микробетона, являющегося аналогом Научный Вестник ВГАСУ межпоровых перегородок ячеистого бетона плотности 500 кг/м3. Исследовались системы:

шлак + NaOH + вода.

Проводилось планирование двухфакторного эксперимента. Добавка опоки в смеси варьировалась в интервале 0-10%, щелочной активизатор (NaOH) - в интервале 0-10%.

Дисперсность молотого шлака составляла 350±20 м2/кг, а опоки - 400± 10 м2/кг.

Тепловлажностная обработка проводилась при 70°С. Продолжительность изотермической выдержки составляла 5 часов. После ТВО образцы выдерживались сутки в естественных условиях и испытывались. На основе смеси оптимального состава (NaOH-5%, опока-10%, остальное граншлак) был получен микробетон средней плотности 1000кг/м 3 с прочностью при сжатии 43±2 МПа, что в 1,3 раза больше по сравнению с образцами шлакощелочного вяжущего традиционного состава (% по массе): NaOH – 5%, остальное граншлак. На оптимальном составе был получен ячеистый бетон плотности 500±20 кг/м3 с прочностью 3, МПа.

Установлено, что опока оказывает влияние на газоудерживающую способность ячеистобетонной смеси, увеличивая степень поризации и образования мелкопористой, равномерно распределенной структуры, что подтверждено визуальными исследованиями.

Это активная минеральная добавка в шлакощелочном вяжущем. Она снижает основность гидросиликатов кальция и участвует в образовании щелочных гидросиликатов и гидроалюмосиликатов, являющихся аналогами природным, что не противоречит литературным данным и способствует увеличению прочности бетона. [3] Неавтоклавный ячеистый бетон, полученный с использованием опоки, существенно повышает по прочностным показателям нормативные требования для автоклавного ячеистого бетона. Кроме того, опока является дешевым местным сырьем, запасы которого практически не ограничены, что способствует эффективности производства.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Белов Н.В. Кристаллохимия силикатов с крупными катионами. [Текст]. / Н.В. Белов. – М., АН СССР, 1961. – с. 67.

2. Глуховский В.Д. Шлакощелочные цементы, бетоны и конструкции. // Шлакощелочные цементы, бетоны и конструкции: тез. Докл. // Всесоюзный науч. – практ. Конф. Киев:

КИСИ, 1984. – с. 5.

3. Чухров Н.В. Коллойды в земной коре. [Текст]. / Д.В. Чухров. – М., АН СССР, 1961. – с.

667.

Серия «Студент и наука»

УДК 666. Бубнова М.Н., М- МОДИФИЦИРОВАННЫЙ НЕАВТОКЛАВНЫЙ БЕТОН НА ШЛАКОЩЕЛОЧНОМ ВЯЖУЩЕМ Научный руководитель – канд. техн. наук, доц. Уколова А.В.

На современном этапе актуальной является проблема получения новых видов вяжущих, расширения номенклатуры строительных материалов, улучшения характеристик изделий, в том числе за счет использования высокопрочных быстротвердеющих вяжущих, к которым относятся шлакощелочные.

Шлакощелочные цементы – гидравлические вяжущие вещества, твердеющие в воде и на воздухе, получаемые затворением молотых металлургических шлаков растворами соединений щелочных металлов (лития, калия, натрия), дающих в воде щелочную реакцию, или совместным помолом этих веществ.

Шлакощелочные вяжущие (ШЩВ) известны с 60-х гг. XX века благодаря широким исследованиям В.Д. Глуховского [1] и его учеников. Работы по изучению ШЩВ и шлакощелочных бетонов (ШЩБ) проводились также в НИИЖБ, МГСУ, ПГТУ и многих других институтах и организациях.

Многочисленные исследования и опыт применения показали, что шлакощелочные бетоны могут конкурировать с портландцементными, а по некоторым показателям даже превосходить их.

Шлакощелочные вяжущие нашли широкое применение в современном строительстве.

Они используются в дорожном строительстве. На их основе изготавливаются быстротвердеющие, сульфатостойкие, износостойкие, высокопрочные, морозостойкие и другие бетоны. Наиболее важное значение имеет эффективное использование шлакощелочных бетонов в монолитном строительстве. Поэтому изучение свойств данного вяжущего, открытие новых видов добавок, улучшающих свойства шлаковых бетонов будут играть важную роль в перспективе.

Известно, что свойства искусственного конгломерата обусловлены фазовым составом гидратных новообразований, скоростью формирования и прочностью связей в кристаллогидратных комплексах, поровой структурой. Причем основные параметры, предопределяющие синтез прочности искусственного камня, в значительной степени зависят от состава и качества сырьевой смеси, вида щелочного компонента, условий гидратации и твердения.

Влияние указанных факторов на долговечность шлакощелочных бетонов неоднозначно и требует детального исследования. Выбор неоптимальных технологических параметров, как правило, является причиной получения изделий с нестабильными физико-механическими свойствами. При этом значительная роль отводится корректирующим добавкам, оказывающим модифицирующее влияние на формирующуюся структуру конгломерата, повышая в конечном итоге его долговечность. К таким добавкам относятся жидкое стекло, активный кремнезем, термоактивированные алюмосиликатные (цеолитные породы), разновидности щелочного компонента. Они интенсифицируют структурообразование, оказывают влияние на фазовый состав новообразований, поровую структуру искусственного камня.

Так, например, присутствие в шлаковых системах метасиликата натрия способствует увеличению степени полимеризации кремнекислородных анионов, ускорению контактирования и перекрытию обводненных гелевых оболочек. В результате происходит агрегация новообразований [1, 2], перестройка структуры с формированием матрицы Научный Вестник ВГАСУ гидросиликатов кальция и щелочно-, щелочноземельных гидроалюмосиликатов. Щелочной катион при этом активно участвует в катионнообменных реакциях, наряду с катионом кальция. Это интенсифицирует процессы синтеза и способствует модифицированию структуры за счет образования щелочных и гидроалюмосиликатных комплексов, морфологически однородных низкоосновным кальциевым гидросиликатным фазам [3].

Следует отметить, что указанные новообразования кристаллизуются медленно и возникают на более поздних стадиях. Они образуются в основном в поровом пространстве, заполняют его, способствуя возникновению прочных кристаллизационных контактов с первичными фазами на основе СА2 и метасиликата натрия. Это обуславливает формирование более плотной и однородной структуры, обеспечивающей получение цементного камня с прочностью вдвое превосходящей прочность портландцементного камня.

Интенсификация процессов структурообразования может быть осуществлена за счет введения синтетических или природных цеолитов. Они в ранние сроки ускоряют кристаллизацию новообразований в поровом пространстве. Глинистые минералы в природном и обожженном состоянии взаимодействуют с едкими щелочами и низкомодульными щелочными силикатами с образованием водостойких гидратов алюмосиликатного состава, проявляющих вяжущие свойства [3].

С научной точки зрения интерес для исследования представляет комплексное сочетание опаловидного (активного) кремнезема и глинистых минералов в природном и обожженном состоянии.

В данной работе изучалась возможность эффективного комплексного применения в шлакощелочном вяжущем гидравлической извести и трепела, являющегося активным кремнеземом.

В качестве сырьевых материалов использован гранулированный шлак Липецкого металлургического комбината с коэффициентом основности 1,1-1,2. В качестве добавок – едкий натрий, гидравлическая известь и активный кремнезем – трепел. Гидравлическая известь была получена на основе мелодобычи Копанищенского карьера с содержанием СаСО3 не менее 95 % и суглинка Семилукского месторождения «Дорожное». Химический состав суглинка (в % по массе): SiO2 – 67 %;

Al2O3 – 12 %;

Fe2О3 + FeO – 5 %;

СаО – 4 %;

MgO – 1,5 %;

SO3 – 0,15 %, остальное потери при прокаливании. Химический состав трепела (в % по массе): SiO2 – 70 %;

Al2O3 – 15 %;

Fe2О3 – 4 %;

СаО – 3 %;

остальное – потери при прокаливании.

При исследовании применен метод активного планирования трехфакторного эксперимента. Варьируемыми параметрами приняты дозировки: трепела (Х1), NaOH (Х2), гидравлической извести (Х3). Уровни варьирования независимых переменных представлены в таблице.

Таблица Уровни варьирования независимых переменных Значения переменных, % Уровни варьирования гидравлическая переменных трепел (Х1) NaOH (Х2) известь (Х3) Основной уровень (0) 7,5 7,5 7, Нижний уровень (-) 5 5 Верхний уровень (+) 10 10 Изучалась прочность при сжатии микробетона плотности 1000 кг/м3.

Серия «Студент и наука»

Тепловлажностная обработка проводилась при 70°С, изотермическая выдержка составляла 5 часов. После ТВО образцы выдерживались сутки в естественных условиях и испытывались. Получена следующая функциональная зависимость:

y=25.6+3.07x2 – 2.65x1x3+3.02x12+2.26x22+2.64x Оптимальный состав содержал 10% NaOH, 10% трепела, 10% гидравлической извести, остальное – гранулированный шлак. При этом прочность при сжатии микробетона составила 3,6 МПа.

Выполненные исследования позволяют заключить, что комплексная добавка из активного кремнезема и гидравлической извести является эффективной в шлакощелочном вяжущем. Трепел при взаимодействии со щелочью образует метасиликат натрия.

Положительное влияние последнего на процессы структурообразования было рассмотрено ранее. Активные SiO2 и Al2O3, содержащиеся в трепеле и гидравлической извести интенсифицируют процессы структурообразования, участвуют в синтезе высокопрочных новообразований, являющихся аналогами природных. Гидравлическая известь выполняет также функцию дополнительного вяжущего. Запасы трепела и других сырьевых материалов, используемых при производстве гидравлической извести, практически неисчерпаемы.

Получение этого вяжущего возможно на действующих известковых заводах. С учетом перечисленного, можно утверждать, что совместное применение активного кремнезема и гидравлической извести в технологии неавтоклавных бетонов весьма перспективно.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Глуховский В.Д. Шлакощелочные цементы, бетоны и конструкции. // Шлакощелочные цементы, бетоны и конструкции: тез. Докл. // Всесоюзный науч. – практ. Конф. Киев:

КИСИ, 1984. – с. 5.

2. Белов Н.В. Кристаллохимия силикатов с крупными катионами. [Текст]. / Н.В. Белов. – М., АН СССР, 1961. – с. 67.

3. Чухров Н.В. Коллойды в земной коре. [Текст]. / Д.В. Чухров. – М., АН СССР, 1961. – с.

667.

Научный Вестник ВГАСУ УДК 666.972. Воронина Е.Ю., М- ТЕМПЕРАТУРНО-ВЛАЖНОСТНЫЕ ДЕФОРМАЦИИ И МОРОЗОСТОЙКОСТЬ ЦЕМЕНТНОГО ПОРИЗОВАННОГО БЕТОНА Научный руководитель – канд. техн. наук, доц. Г.С. Славчева Цементный поризованный бетон (гидратационного) неавтоклавного твердения является одним из перспективных материалов для жилищного строительства, так как его изготовление можно реализовать на местном сырье, а также на техногенных отходах без их специальной подготовки. Одним из преимуществ поризованного бетона является возможность его получения в различном диапазоне плотностей, а, следовательно, использования в конструкциях различного функционального назначения. Эффективность применения обеспечивается универсальностью и простотой технологии, а также невысоким уровнем производственных затрат. Поризованный бетон может быть альтернативой традиционным легким бетонам и занять соответствующее место в строительном комплексе.

Однако ряд его свойств, определяющих долговечность, нуждаются в улучшении. К ним относятся деформативность материала при воздействии температурно-влажностных факторов и морозостойкость.

Морозное разрушение строительных материалов, как известно, представляет собой процесс накопления повреждений в увлажненном материале, при циклическом замораживании-оттаивании /1/. Морозная деструкция обусловлена развитием напряжений в твердой фазе материала при замерзании воды в его порах с увеличением е объема.

Характеристикой, позволяющей прогнозировать морозостойкость материала, является степень деформации водонасыщенных образцов при замораживании /2/, так как в диапазоне отрицательных эксплуатационных температур от -500С до 00С величина деформаций строительных материалов может превышать показатель их предельной растяжимости.

Установлено, что с первых циклов попеременного замораживания и оттаивания, в бетоне интенсивно протекают деструктивные процессы. Возникающие под действием знакопеременных деформаций напряжения вызывают зарождение большого числа микротрещин. В частности, в макропористых бетонах при замерзании воды от действия кристаллизационного давления льдообразования начинает происходить постепенное разрушение межпоровых перегородок, то есть развиваться морозная деструкция /3/.

Целью экспериментальных исследований является изучение взаимосвязи между характеристиками состава и структуры поризованных бетонов и показателями его морозостойкости.

Прогнозирование морозостойкости бетонов по величине деформаций водонасыщенных образцов при замораживании легло в основу дилатометрического метода. Методика проведения эксперимента базируется на дилатометрическом подходе. Особенностью использованного в исследованиях метода является применение в качестве эталона сухого образца поризованного бетона аналогичного по составу и структуре водонасыщенному.

Оценка температурно-влажностных деформаций производилась на образцах-призмах размером 4040160 мм с реперами на обеих гранях. В сухом и водонасыщенном состоянии они подвергались замораживанию в диапазоне температур от -20°С до -60°С. При достижении определнной температуры определялись относительные деформации сухих и водонасыщенных с помощью компаратора. На основе полученных данных были построены дилатометрические кривые.

Серия «Студент и наука»

а) цементный поризованный бетон б) цементный поризованный в) цементный поризованный бетон на золе-уноса на немолотом кварцевом песке бетон на молотом кварцевом песке температура, 0С температура, С температура, 0С -60 -40 -20 0 -60 -40 -20 0 20 -60 -40 -20 0 0 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, 0, деформации, мм/м деформации, мм/м 0, 0, деформации, мм/м 0, 1, 1, 1, 1, 1, 1, - сухие образцы водонасыщенные образцы Рис. Дилатометрические эффекты при замораживании цементных поризованных бетонов В качестве объектов исследования использовался поризованный бетон с различным диапазоном плотностей (800–1000 кг/м3), изготовленный на наполнителях, отличающихся по своей дисперсности и активности по отношению к воде (оцениваемой по теплоте смачивания q). Серии образцов поризованного бетона в указанном диапазоне плотностей изготовлены на кварцевом песке естественной гранулометрии (Sуд=60 м2/кг, q=0,71 кДж/кг), молотый песок (Sуд=150 м2/кг, q=0,97 кДж/кг) и зола-уноса (Sуд=350 м2/кг, q=1,65 кДж/кг).

Параллельно проводилась оценка характеристик структуры цементирующего вещества поризованного бетона. Оценивалась степень гидратации цемента – рентгенофазовым методом анализа на дифрактометре ДРОН-4-07;

удельная поверхностная энергия твердой фазы – калориметрическим методом;

а так же удельная площадь поверхности тврдой фазы – по адсорбции водяного пара в среде с парциальным давлением пара р/р0 =0,2.

В результате исследований установлено, что на кривых деформаций отмечаются следующие эффекты расширения водонасыщенных образцов (рисунок):

а) бетона на золе-уноса марки– при t=-20;

-30;

-500С;

б) бетона на молотом кварцевом песке марки – при t=0;

-10;

-500С;

в) бетона на кварцевом песке марки – при t=-10;

-20;

-500С.

Для цементных поризованных бетонов снижение температуры замерзания воды фиксируется при увеличении силы взаимодействия структуры с водой за счет повышения удельной поверхностной энергии твердой фазы и уменьшения радиуса микропор межпорового материала. Для микрозернистого поризованного бетона на золе-уноса с теплотой смачивания поверхности твердой фазы 6,1 кДж/кг, деформации расши рения начинают проявляться при температурах t -300С. Для микрозернистых бетонов на молотом кварцевом песке деформации фиксируются при t = -10;

-20;

-500С, что обусловлено более низкими значениями теплоты смачивания водой поверхности твердой фазы. (q2 кДж/кг). У мелкозернистого бетона на немолотом песке, величина деформаций растт, что связано не тольк с повышением крупности наполнителя, что способствует снижению силы связи его структуры с водой. В результате в таком бетоне основная часть воды замерзает уже при 10… -200С, что способствует развитию напряжений и повышает вероятность морозного разрушения.

Эти выводы подтверждаются стандартными испытаниями на морозостойкость.

Научный Вестник ВГАСУ Поризованный бетон (=800-1000 кг/м3) на золе уноса оценивается маркой F35 - F50, на молотом кварцевом песке - F35, на песке естественной гранулометрии – F25.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ 1. Горчаков, Г.И. Влияние льдообразования в порах бетона на морозостойкость / Г.И.

Горчаков, В.И. Иванов, И. И. Лифанов // Бетон и железобетон. - 1977. - №9. - С.35-37.

2.

Шейкин, А.Е. Критерий морозостойкости ячеистого бетона автоклавного твердения / А.Е.

Шейкин, Л.М. Добшиц, А.Т. Баранов // Бетон и железобетон. – 1986. - №5. - С.31-32.

3. Меркин, А.П. Структурные изменения ячеистых бетонов при испытаниях на морозостойкость / А.П. Меркин, А.Д.Дикун, В.П. Князева, М.И. Бруссер // Бетон и железобетон. – 1974. - №8. - С.36- Серия «Студент и наука»

УДК 666.973. Иванова Е. А., 1831 гр.

ИЗУЧЕНИЕ РЕЖИМОВ ПЕРЕМЕШИВАНИЯ ПЕНОБЕТОННЫХ СМЕСЕЙ ПУТЕМ ПОСТАНОВКИ АКТИВНОГО МНОГОФАКТОРНОГО ЭКСПЕРИМЕНТА Научный руководитель – проф. А.В. Крылова.

Научный консультант – инж. Т.Ф. Ткаченко.

В связи с вводом в практику строительства нормативов по теплозащите новых и реконструируемых зданий, предусматривающих приближение требований по термическому сопротивлению к нормам европейских стран, стала особенно актуальной проблема разработки эффективных строительных стеновых материалов. К этому классу относится неавтоклавный пенобетон, который характеризуется широким интервалом средних плотностей и имеет достаточно низкий коэффициент теплопроводности.

Применительно к пенобетону первоочередной задачей на сегодняшний день является совершенствование технологии его получения с целью создания более качественной структуры этого материала, формирование которой начинается уже на ранней стадии – во время перемешивания пенобетонной смеси в специальном смесителе – активаторе. При этом наблюдается два процесса:

- первый, когда происходит «захват» воздуха, который затем диспергируется в системе на мелкие воздушные пузырьки за счет приложения сдвиговых нагрузок;

- второй, в котором принимают участие частицы твердой фазы, когда происходит стабилизация воздушной фазы под действием добавок поверхностно-активных веществ воздухововлекающего действия [1, 2].

С некоторой долей условности процесс приготовления пенобетонных смесей можно представить в виде совокупности взаимосвязанных явлений:

- воздухововлечения, характеризуемого массобменом на границе раздела фаз;

- формирования в дисперсно-водной системе, содержащей воздухововлекающую добавку, замкнутой воздушной пористости;



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 7 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.