2567

Новая постоянная интегрирования определяется из условия, что прогиб на опорах равен нулю. Подставляя в уравнение у=0 при х=0 находим С2=0.

Вследствие того, что в середине пролета при неподвижных опорах прогиб y минимален, то первым слагаемым можно пренебречь.

Таким образом, распорN можно приближенно определить по формуле.

При сосредоточенной нагрузке в середине пролета после подстановки величины еx дифференциальное уравнение изгиба физической оси перекрытия принимает вид, рисунок 2:

197

Рис. 2. расчетная схема перекрытия

P – сосредоточенная нагрузка в середине пролета

Производя те же операции, что и для случая с равномерно распределенной нагрузкой получаем формулу для вычисления распора:

Для оценки достоверности результатов, полученных по формулам (16) и (18), выполнено сравнение с результатами, полученными в программном комплексе “Лира ПК”.

С этой целью в среде “Лира ПК” были построены фрагменты перекрытий пролетом 3000 мм, 3500 мм и 4000 мм, и отношением стрелы подъема арки к пролету f/L=1/20-1/25. Для удобства перевода распределенных нагрузок в погонные фрагменты были выполнены шириной b=1 м. При решении плоской задачи использовались прямоугольные конечные элементы размерами 20х20мм, универсальные четырехугольные и треугольные конечные элементы различных размеров.

Расчеты производились на условную равномерно распределенную нагрузку q=100 кгс/м, и сосредоточенную нагрузку P=100 кгс.

Результаты расчетов по предложенным формулам и по программному комплексу “Лира ПК” на распределенную и сосредоточенную нагрузку приведены в таблице 1.

Таблица 1

Значения сил распора

198

Исходя из полученных данных, можно сделать вывод, что формула расчета распора в монолитном перекрытии с нижней сводчатой поверхностью при равномерно распределенной нагрузке дает результаты сопоставимые с результатами, полученными в программном комплексе “Лира” с достаточной для инженерных расчетов точностью. При расчете распора от сосредоточенной силы, для получения достоверных результатов в формулу (18) требуется ввести уточняющий коэффициент К.

Библиографический список

1. Справочник проектировщика промышленных, жилых и общественных зданий и сооружений. Расчетно-теоретический. В двух книгах. Кн. 2. под ред. А.А. Уманского. Изд. 2-е, перераб. и доп. М.,Стройиздат, 1973, 416 с.

Научный руководитель д-р техн. наук, профессор Ю.В. Краснощеков

УДК 621.1

ПРОЦЕСС СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ ЦЕМЕНТНОГО КАМНЯ, ФОРМИРУЮЩЕГО МЕЖПОРОВЫЕ ПЕРЕГОРОДКИ ЯЧЕИСТОГО БЕТОНА

И.Н. Кузнецова, канд. техн. наук, доцент Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия, г. Омск

В России жилищный вопрос продолжает оставаться острой социальной проблемой. На сегодняшний день преобладает решение постепенного перехода на малоэтажное строительство при поставленных задачах к 2018 г. Применение эффективных ограждающих конструкций для домостроения может оказать существенный вклад в развитие строительства жилья. Для этого необходимо решать проблему создания конструкционно-теплоизоляционных строительных материалов с заданными теплофизическими свойствами.

Ячеистый бетон по структуре состоит из межпоровых перегородок, сформированных из цементного камня и структуры его пор. Цементный камень является основным компонентом бетона, определяющим его свойства и долговечность. Формирование структуры цементного камня, капиллярно-пористое, осуществляется в процессе сложного гидратационного взаимодействия твердой, жидкой и газообразной фаз.

Положена гипотеза о том, что путем целенаправленного формирования структуры ячеистого бетона, подбора определенного минерального состава цемента, образующего межпоровые перегородки вячеистом бетоне, позволит

199

получить теплоизоляционный ячеистый бетон с улучшенными показателями деформативно-прочностных и теплозащитных свойств в сравнении с известными ячеистыми бетонами. Необходимо проанализировать закономерности влияния структурообразования и свойств межпоровых перегородок, сформированных из цементного камня и структуры пор ячеистогобетона в процессе гидратации и твердения. Приведем основные положения по структурообразованию и составу структуры цементного камня.

После завершения гидратационного твердения портландцементный камень состоит из четырех основных компонентов [2]:

1.Протландит (гидроксид кальция Ca(OН)2).

2.Фаза гидросиликатов кальция (CSH).

3.Гидроалюмоферритная фаза.

4.Гидросульфоаляминатная фаза, состоящая из эттрингита (с частичным превращением на поздних стадиях твердения в сульфоалюминат).

Цементный камень включает:

– непрореагировавшую часть клинкерных зерен, содержание которых

стечением времени уменьшается;

–гель, состоящий из частичек гидратных новообразований размером 5–20∙10-3 мкм и более и гелевых диаметром от 1–3∙10-3 мкм до 1∙10-1 мкм. Объем гелевых пор при твердении цемента в нормальных условиях по Т. Пауэрсу, составляет 0,28 общего объема геля с порами. Это составляет 0,28/(1–0,28) = 0,39 объема твердой фазы геля.

–относительно крупные кристаллы новообразований портландита

Са(ОН)2;

–капиллярные поры размером от 0,1 до 20 мкм;

–сферические воздушные поры размером от 100 мкм до 2 мм; они образуются в небольшом количестве (2 – 5 %) вследствие вовлечения воздуха при изготовлении теста.

Поровая структура цементного камня классифицируется следующим образом:

–микропоры, диаметр которых не превышает 0,01 мкм,

–переходные поры (мезопоры) диаметром от 0,01 до 0,1–0,2 мкм,

–макропоры диаметром более 0,2 мкм.

Подробная классификация пор цементного камня по размерам представлена в табл. 1.

200

Основной составляющей микроструктуры цементного камня являются гидросиликаты кальция.

На микрофотографиях исследуемых образцов цементного камня отчетливо видны игольчатые кристаллы и их сростки (рис. 1, б), характерные для гидросиликатов кальция. Выявлены гидроксиды кальция, кристаллизующиеся в виде шестиугольников или удлиненных кристаллов (рис. 1, б) и массивов (рис. 1, а).

Теплопроводность материала характеризует процесс кондуктивного теплопереноса путем непосредственного соприкосновения между частицами с различной температурой, т.е. переноса тепла посредством колебательного движения молекул материала.

Рис. 1. Микроструктура цементного камня:

а) – с разрешением 5 мкм; б) – с разрешением 10 мкм

Введение второго компонента в цемент приводит к усложнению строения кристаллической решетки и к образованию дополнительных центров рассеяния, в результате совместного влияния этих факторов теплопроводность нового цемента значительно ниже теплопроводностей его составляющих (см. табл.2), так как кристаллы с более сложным строением решетки, в общем, имеют большее рассеяние тепловых упругих волн, следовательно, пониженную теплопроводность.

Таблица 2

Теплопроводность отдельных элементов

Элементы Формула Атомная масса Теплопроводность,

201

Примесные компоненты МgO и SiO2 значительно уменьшит теплопроводность, это приведет к усложнению строения кристаллической решетки и к образованию дополнительных центров рассеяния. В результате совместного влияния этих факторов теплопроводность нового цементного камня значительно ниже теплопроводностей его составляющих (табл.3).

Установлено, что, в производстве пенобетона, путем целенаправленного формирования структуры и направленного изменения его пористой структуры, применяя цемент, с большим содержанием кальция, марганца, железа, атомная масса которых значительно больше по сравнению с атомной массой углерода и серы, теплопроводность пенобетона меньше =0,10 Вт/ м 0С, чем у пенобетона на обычном цементе

марки ПЦ 500-Д0 =0,115 Вт/ м 0С при одинаковой средней плотности 400 кг/м3.

Таблица 3

Теплопроводность отдельных веществ

Оценку вяжущих свойств неорганических соединений необходимо вести комплексно, учитывая кристаллохимические особенности веществ, кинетические и термодинамические факторы.

Библиографический список

1. Королев А.С. Управление водонепроницаемостью цементных композитов путем напровленного уплотнения гидратной структуры цементного камня: монография. Челябинск: Изд-во ЮРГГУ, 2008. – 148с.

202

2.Шмитько Е.И., Крылова А.В., Шаталова В.В. Химия цемента и вяжущих веществ. –

СПб., 2006.–206 с.

3.Фокин К.Ф. Строительная теплотехника ограждающих частей зданий / Под ред. Ю.А. Табунщикова, В.Г. Гагарина. – 5-е изд., пересм. – М.: АВОК-ПРЕСС, 2006. – 256.

УДК 624.04

ВЫБОР ОПТИМАЛЬНЫХ ГЕОМЕТРИЧЕСКИХ ХАРАКТЕРИСТИК ШЛЯПНОГО ПРОФИЛЯ

Д.А. Кузьмин, аспирант Сибирская государственная автомобильно-дорожная академия, г. Омск

На сегодняшний деньсуществует большое разнообразие шляпных профилей, применяемых в практике строительства, преимущественно, в качестве связей вмногослойных несущих и ограждающих конструкциях (стеновые панели, плоские и арочные конструкции покрытия и т. д.) [1, 2, 3].

Такие профили производят из тонколистовой оцинкованной стали на листогибочных машинах, при этом, как правило, не регламентируются их геометрические характеристики. На рисунке 1 представлен внешний вид шляпного профиля.

Рис. 1. Геометрические размеры шляпного профиля

Высота профиля h зависит от толщины эффективного утеплителя в составе многослойной конструкции, то есть определяется теплотехническим расчетом. Ширина верхней b1 и нижних b2 полок

203

шляпного профиля принимается из условия оптимального размещения крепежных элементов профиля согласно СНиП «Стальные конструкции» [ 4 ]. Чаще всего ширина нижних полок назначается в пределах 40 – 50 мм, и ширина верхней полки принимается 60 – 80 мм для удобства «слепого» размещения самонарезающих винтов или заклепок, т. к. внешний слой многослойной конструкции накрывает верхние полки шляпного профиля.

В общем случае шляпные профили в составе многослойных конструкций подвержены действию сжимающей, в частных случаях растягивающей нагрузки, в плоскости zy и сдвиговой нагрузки силового или кинематического типа в плоскости xy. При этом сжимающее усилие, достигшее критического значения Tcr (рисунок 1), способно повлечь за собой потерю устойчивости стенки профиля.

Рассмотрим более подробно влияние углаα наклона стенки шляпного профиля кгоризонту (рисунок 2)на его эксплуатационные характеристики: несущую способность, массу, сдвиговуюподатливость и некоторые другие.

Создадим модель прогона шляпного профиля длиной 0.5 м, шириной полок b1 = 60 мм иb2 = 40 мм и толщинойпрофиляt = 1.0 мм в программном комплексе «Лира» [ 5 ]. В качестве примера высоту профиляh примем равной 200 мм, что обеспечитего наименьшую устойчивость в диапазоне теплотехнических толщин утеплителя 150..200 ммдля омского климатического района.

Рис. 2. Шляпные профили с различными углами α наклона стенки профиля к горизонту (α = 900, 750, 400)

Варьируя при прочих равных параметрах угол α наклона стенки профиля от 200 до 900, путем расчета в программном комплексе «Лира» методом конечных элементов, определим для каждого варианта профиля значения критической силы Tcr, сдвиговой податливости и массы профиля m (таблица 1, рисунки 3 -– 5).

Таблица 1

Расчетные характеристики шляпного профиля в зависимости от угла α наклона стенки профиля к горизонту

204

Сдвиговая податливость верхней полки относительно неподвижных нижних определялась путем нахождения горизонтального вдоль оси х перемещения верхней полки профиля при приложении к ней сдвигающей в направлении оси х единичной нагрузки.

На рисунках 3 – 5 эти же результаты представлены графически. Из полученных результатов следует, что график критической силы

(рисунок 4) имеет экстремум (наибольшее значение критической силы) при угле наклона стенки шляпного профиля близком к α = 750.

Рис. 3. График зависимости сдвиговой податливости шляпного профиля от угла наклона α стенки профиля к горизонту

205