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:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 10 |
-- [ Страница 1 ] --

Министерство образования и науки Российской Федерации

Российская академия транспорта

Федеральное государственное бюджетное образовательное

учреждение высшего

профессионального образования

«Пермский национальный исследовательский

политехнический университет»

Автодорожный факультет

МОДЕРНИЗАЦИЯ

И НАУЧНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

В ТРАНСПОРТНОМ КОМПЛЕКСЕ

Материалы

международной научно-практической конференции, посвященной 200-й годовщине победы России в Отечественной войне 1812 г.

г. Пермь, 26–28 апреля 2012 г.

Том 4 МОДЕРНИЗАЦИЯ В СФЕРЕ СТРОИТЕЛЬСТВА ГОРОДСКОГО ХОЗЯЙСТВА И ЗАЩИТЫ ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ УРБАНИЗИРОВАННЫХ ТЕРРИТОРИЙ Под редакцией профессора Б.С. Юшкова Издательство Пермского национального исследовательского политехнического университета УДК 711.4-048.35+504.06]:656.1/. Представлены труды научных работников, выступления которых проходили в рамках международной научно-практической конференции «Модернизация и научные исследования в транспортном комплексе», состоявшейся 26–28 апреля 2012 года в Пермском национальном иссле довательском политехническом университете. Конференция была посвящена 200-й годовщине по беды России в Отечественной войне 1812 года.

Изложены результаты теоретических и практических исследований по актуальным во просам – проектирования, эксплуатации, сервиса транспортно-технологических машин и ком плексов;

организации транспортных систем;

технологии транспортных процессов и безопасно сти движения;

городского строительства и защите окружающей среды.

Конференция проводилась в рамках четвертого направления развития ПНИПУ – «Урба нистика».

Предназначено для инженерно-технических и научных работников проектных, дорожно строительных организаций и вузов, а также для студентов и аспирантов, обучающихся по на правлениям «Наземные транспортно-технологические комплексы», «Эксплуатация транспорт но-технологических машин и комплексов», «Технология транспортных процессов», «Строи тельство» и «Техносферная безопасность».

Редакционная коллегия: канд. техн. наук, проф. Б.С. Юшков (отв. редактор);

канд.

техн. наук, доц. Л.В. Янковский (зам. отв. редактора);

д-р техн. наук, проф. А.В. Кочетков;

проректор, д-р техн. наук, проф. В.Н. Коротаев;

проректор, д-р техн. наук, проф.

Н.В. Лобов;

д-р мед. наук, проф. Я.И. Вайсман;

канд. техн. наук, проф. Л.Б. Белоногов;

канд. техн. наук, доц. Л.С. Щепетева;

канд. техн. наук, доц. М.Ю. Петухов;

отв. секре тарь Т.И. Мальцева.

ОРГАНИЗАЦИОННЫЙ КОМИТЕТ В.Ю. Петров, действ. чл. РАТ, президент ПНИПУ, д-р техн. наук, проф. – председатель конференции, г. Пермь;

Б.С. Юшков, действ. чл. РАТ, декан АДФ ПНИПУ, канд. техн. наук, проф. – ученый секретарь конференции, г. Пермь;

А.Г. Галкин, председатель УрО РАТ, ректор УрГУПС, д-р техн. наук, проф., г. Екатеринбург;

А.В. Кочетков, председатель Поволжского отделения РАТ, д-р техн. наук, проф. ПНИПУ и СГТУ, начальник отдела РосдорНИИ, г. Москва;

Иссам Элиас Харик, Ph.D, проф. Университета штата Кентукки, г. Лексингтон (США);

Джо Крабтри, директор Кентуккского транспортного центра Университета штата Кентукки, г. Лексингтон (США);

Леннард Эльфгрен, Ph.D, проф. каф. железнодорожных мостов Техниче ского университета, г. Лулео (Швеция);

Туомо Аакала, руководитель проекта по литому ас фальту АО «Лемминкяйнен» (Финляндия);

Г.П. Пастушков, д-р техн. наук, проф. и ученый секретарь БНТУ, действ. чл. БГА и БАА, г. Минск (Беларусь);

Ж.Н. Кадыров, д-р техн. наук, проф. КАДИ и КУПС, г. Алматы (Казахстан);

Е.Б. Угненко, д-р техн. наук, проф. ХНАДУ, г. Харьков (Украина);

Р.Б. Гарибов, д-р техн. наук, действ. чл. РАТ, советник РААСН, действ.

чл. Академии века им. Г.А. Алиева, ген. директор ЗАО НТЦ «Волгапромстройбезопасность»

(Азербайджан);

А.Л. Кудрявцев, зам. председателя Правительства Пермского края;

М.Р. Бима тов, президент Пермской торгово-промышленной палаты;

А.Н. Богомолов, проректор по науч ной работе, д-р техн. наук, проф. ВолгГАСУ, чл. РОММГиФ, ISSMFE, IGS, советник РААСН, акад. РАЕ, г. Волгоград;

И.Г. Овчинников, действ. чл. РАТ, МАН ВШ, ЖКАРФ, АПКРФ, ASCE, IABSE, RILEM, д-р техн. наук, проф. СГТУ, г. Саратов;

Н.М. Филькин, действ. чл. РАТ, д-р техн. наук, проф. ИГТУ, г. Ижевск;

А.В. Смирнов, действ. чл. РАТ, д-р техн. наук, проф. ОГТУ, г. Омск;

Я.И. Вайсман, действ. чл. РЭА, д-р мед. наук, проф. ПНИПУ, г. Пермь;

Л.М. Ти мофеева, действ. чл. РАТ, д-р техн. наук, проф. ПНИПУ, г. Пермь;

Р.Е. Гейзен, действ. чл.

РАТ, д-р техн. наук, проф. ПНИПУ, г. Пермь;

Н.А. Богоявленский, ст. преподаватель каф. АДМ ПНИПУ – ответственный за оформление документов, прием, размещение и сопровождение иностранных участников, г. Пермь;

Л.В. Янковский, зам. декана по науке АДФ ПНИПУ, канд.

техн. наук, доц., г. Пермь – координатор конференции.

© ПНИПУ, ISBN 978-5-398-00806- СОДЕРЖАНИЕ РАЗДЕЛ 4.1. ГОРОДСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО И ХОЗЯЙСТВО Б.А. Базаров ПОЛЕВЫЕ ИСПЫТАНИЯ КОНИЧЕСКИХ ФУНДАМЕНТОВ В УСЛОВИЯХ ПОДРАБОТКИ ТЕРРИТОРИЙ........................................................ А.Н. Конакбаева ИНЖЕНЕРНАЯ МЕТОДИКА РАСЧЕТА НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАЙ ПРИ ВЕРТИКАЛЬНОЙ НАГРУЗКЕ НА ПОДРАБАТЫВАЕМЫХ ТЕРРИТОРИЯХ............................................................................................................ А.Г. Кузнецов, К.В. Леханова, Д.А. Першин ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ГРУППЫ СВАЙ И НЕСУЩЕГО РОСТВЕРКА С ОСНОВАНИЕМ................................................... Г.Л. Колмогоров, Е.М. Путилова, Л.С. Сайгина ПРИМЕНЕНИЕ ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН ПРИ ДЕЙСТВИИ ОСЕВЫХ УСИЛИЙ..................................................................... В.Н. Мигунов ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДЕПЛАНАЦИИ БЕТОНА ПОПЕРЕЧНЫХ ТРЕЩИН НА ПРЯМЫХ МОДЕЛЯХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ В АГРЕССИВНОЙ СРЕДЕ.......................................................... С.Ю. Берестянская ВЛИЯНИЕ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУР НА НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОЕ СОСТОЯНИЕ СТАЛЕБЕТОННЫХ ПЛИТ......................................................................................... Г.Л. Ватуля, А.А. Шевченко, Н.В. Смолянюк ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ СТАЛЕБЕТОННОЙ КРУГЛОЙ ПЛИТЫ ПРИ СИЛОВОМ ВОЗДЕЙСТВИИ............................................................................. А.А. Петрушевская ИССЛЕДОВАНИЕ РАБОТЫ КВАДРАТНОЙ СТАЛЕБЕТОННОЙ ПЛИТЫ ПРИ СИЛОВОМ ЗАГРУЖЕНИИ............................................................................... А.Н. Богомолов, Ю.И. Олянский, Е.В. Щекочихина, С.А. Чарыкова ИНЖЕНЕРНО-ГЕОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ОСВОЕНИЯ ТЕРРИТОРИЙ РАСПРОСТРАНЕНИЯ СТРУКТУРНО-НЕУСТОЙЧИВЫХ ГРУНТОВ........................................................ Ю.И. Олянский, А.Н. Богомолов, О.Н. Осипова, Т.М. Тихонова, О.В. Киселева ОПЫТ ПРОГНОЗА ПОСЛЕПРОСАДОЧНОГО УПЛОТНЕНИЯ ПО ЛАБОРАТОРНЫМ ИСПЫТАНИЯМ.................................................................. М.А. Акбуляков, Е.Н. Сычкина АНАЛИЗ ПРОЧНОСТНЫХ СВОЙСТВ ПОЛУСКАЛЬНЫХ НИЖНЕПЕРМСКИХ ГРУНТОВ (НА ПРИМЕРЕ АРГИЛЛИТОВ)....................... О.Е. Кобыща, Т.М. Бочкарева ИССЛЕДОВАНИЕ МЕТОДОВ ПРОТИВОКАРСТОВОЙ ЗАЩИТЫ ТЕРРИТОРИЙ ПЕРМСКОГО КРАЯ......................................................................... Н.И. Салимгариева, С.В. Калошина ПРОБЛЕМЫ, ВОЗНИКАЮЩИЕ ПРИ ВОЗВЕДЕНИИ НОВЫХ ЗДАНИЙ И СООРУЖЕНИЙ В УСЛОВИЯХ ПЛОТНОЙ ГОРОДСКОЙ ЗАСТРОЙКИ...... К.В. Мигунова МЕТОД ИССЛЕДОВАНИЯ ЭНЕРГОЭФФЕКТИВНОСТИ ОГРАЖДАЮЩИХ КОНСТРУКЦИЙ РЕКОНСТРУИРУЕМЫХ ЗДАНИЙ.......................................... Л.В. Янковский, Г.Н. Волков, А.В. Мальцев, С.И. Килунин РЕЗУЛЬТАТЫ ИССЛЕДОВАНИЯ НДС ОСНОВАНИЯ ЛЕНТОЧНОГО ФУНДАМЕНТА, АРМИРОВАННОГО ГЕОИМПЛАНТАТНОЙ КОНСТРУКЦИЕЙ ИЗ ЦЕМЕНТОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ.......................... А.С. Нестеров, С.С. Осинская, О.И. Мельник УСТРОЙСТВО ОГРАЖДАЮЩИХ СТЕН ИЗ ТРУБЧАТОГО СВАРНОГО ШПУНТА.................................................................................................................... П.Н. Носков, С.И. Вахрушев РАЗРЯДНО-ИМПУЛЬСНЫЕ ТЕХНОЛОГИИ В СТРОИТЕЛЬСТВЕ................................................................................................. Я.А. Федоровых, А.Б. Пономарев ОСНОВНЫЕ ТИПЫ, ТЕХНОЛОГИИ ВОЗВЕДЕНИЯ И ПРИНЦИПЫ РАСЧЕТА ПОДПОРНЫХ СООРУЖЕНИЙ, ПРИМЕНЯЕМЫХ НА СЛОЖНОМ РЕЛЬЕФЕ ГОРОДСКИХ ТЕРРИТОРИЙ................................... Т.А. Белаш, В.В. Свитин, Л.А. Яковлев ОЦЕНКА СЕЙСМОСТОЙКОСТИ ЗДАНИЙ С МНОГОЭТАЖНЫМИ ПОДЗЕМНЫМИ ПАРКОВКАМИ............................... А.А. Кардаполов СОВРЕМЕННЫЙ МАТЕРИАЛ ДЛЯ ЗАЩИТЫ ОТ ГОЛОЛЕДА ПРОВОДОВ КОНТАКТНОЙ СЕТИ И ЛИНИЙ ЭЛЕКТРОПЕРЕДАЧ.............................................................................. А.А. Косых, Д.Н. Сурсанов О НЕОБХОДИМОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ СОВРЕМЕННЫХ МЕТОДОВ МОНИТОРИНГА В СТРОИТЕЛЬСТВЕ................................................................. О.М. Балабан, Д.Б. Гуренко ЭВРИСТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ КАК ИНСТРУМЕНТ СИСТЕМНОГО АНАЛИЗА И ПРИНЯТИЯ РЕШЕНИЯ ВЕНЧУРНЫМ ИНВЕСТОРОМ В ЗАДАЧЕ ДОРОЖНОГО СТРОИТЕЛЬСТВА..................................................... О.В. Петренева, Л.Н. Валиева ИТОГИ РАБОТЫ СТРОИТЕЛЬНОЙ ОТРАСЛИ ПЕРМСКОГО КРАЯ В 2011 ГОДУ............................................................................................................... РАЗДЕЛ 4.2. ОХРАНА ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ Е.Б. Угненко, Н.И. Сорочук ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ И БИОХИМИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ОЧИСТКИ СТОКОВ С АВТОМОБИЛЬНЫХ ДОРОГ.





............................................................. Е.Е. Баубеков, А.Г. Акчурин ОСОБЕННОСТИ РАСЧЕТА КОНЦЕНТРАЦИЙ ВРЕДНЫХ ВЫБРОСОВ АВТОТРАНСПОРТНЫХ СРЕДСТВ В АТМОСФЕРУ ГОРОДА........................ Е.Л. Анисимова, Ю.В. Карпович, Ю.С. Фукалова ЭКОЛОГИЧЕСКОЕ СОСТОЯНИЕ ПЕРМСКОГО КРАЯ В СВЯЗИ С РОСТОМ АВТОМОБИЛЬНОГО ТРАНСПОРТА: ПРОБЛЕМЫ И ПУТИ РЕШЕНИЯ................................................................................................... Е.В. Шаповалова, О.В. Плешакова, М.В. Шевченко МАТЕМАТИЧЕСКОЕ МОДЕЛИРОВАНИЕ КАК СПОСОБ ОЦЕНКИ СОСТОЯНИЯ ПРИДОРОЖНЫХ ТЕРРИТОРИЙ.................................................. В.А. Юрченко, Л.С. Михайлова ОСОБЕННОСТИ РАСПРЕДЕЛЕНИЯ НЕФТЕПРОДУКТОВ В ПОЧВАХ ПРИДОРОЖНОГО ПРОСТРАНСТВА.............................................. А.А. Изюмский, А.Н. Порунов ВЛИЯНИЕ НАЛИЧИЯ ДОРОЖНОЙ РАЗМЕТКИ НА ВРЕДНЫЕ ВЫБРОСЫ АВТОТРАНСПОРТА................................................. Г.Н. Конарбаева ВОПРОСЫ ЭКОЛОГИЧЕСКОЙ БЕЗОПАСНОСТИ ТРАНСПОРТНЫХ ПОТОКОВ В ГОРОДАХ........................................................................................... А.Г. Акчурин, Е.Е. Баубеков УМЕНЬШЕНИЕ ЗАГРЯЗНЕННОСТИ ВОЗДУШНОГО БАССЕЙНА РЕСПУБЛИКИ КАЗАХСТАН АВТОТРАНСПОРТОМ С ПЕРЕВОДОМ ЕГО НА СТАНДАРТЫ ЕВРО-1–5........................................................................... Н.В. Лугаськова, С.И. Кондратьев ОЦЕНКА СТЕПЕНИ ЗАГРЯЗНЕНИЯ АТМОСФЕРНОГО ВОЗДУХА ОТ ПЕРЕДВИЖНЫХ ИСТОЧНИКОВ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА............................................................................................................ М.В. Кириллов, Т.С. Тихомирова ИССЛЕДОВАНИЕ ОПОКИ КАК СОРБЦИОННОГО МАТЕРИАЛА ПРИ ОЧИСТКЕ ПОВЕРХНОСТНОГО СТОКА С ТЕРРИТОРИЙ ПРЕДПРИЯТИЙ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА................................ Д.А. Пантин ПРОБЛЕМЫ ОЦЕНКИ ЭКОЛОГИЧЕСКОГО СОСТОЯНИЯ ТЕРРИТОРИЙ МАГАДАНСКОЙ ОБЛАСТИ, ИСПОЛЬЗУЕМЫХ ДЛЯ СТРОИТЕЛЬСТВА И ЭКСПЛУАТАЦИИ ВРЕМЕННЫХ АВТОМОБИЛЬНЫХ ДОРОГ (АВТОЗИМНИКОВ).................................................................................................. В.Н. Анциферов, В.Ф. Олонцев, Е.А. Сазонова, Е.С. Скорюпин ТЕОРИЯ МЕТОДА ОПРЕДЕЛЕНИЯ ЭФФЕКТИВНОСТИ ФИЛЬТРОВ ПО ПОЛИДИСПЕРСНЫМ АЭРОЗОЛЯМ.............................................................. К.А. Зомарева СИСТЕМА АВТОМАТИЗИРОВАННОГО МОНИТОРИНГА АТМОСФЕРНОГО ВОЗДУХА................................................................................. Г.В. Ильиных, С.В. Паршакова АНАЛИЗ ФАКТОРОВ, ВЛИЯЮЩИХ НА СОСТАВ И СВОЙСТВА ТВЕРДЫХ БЫТОВЫХ ОТХОДОВ......................................................................... Т.В. Воронкова, М.В. Висков ПОСТРОЕНИЕ МАТЕРИАЛЬНОГО БАЛАНСА ЗАГРЯЗНЯЮЩИХ ВЕЩЕСТВ ПРИ ЗАХОРОНЕНИИ ТВЕРДЫХ БЫТОВЫХ ОТХОДОВ КАК СПОСОБ УПРАВЛЕНИЯ ЭМИССИЕЙ ФИЛЬТРАТА И БИОГАЗА........ В.Н. Григорьев, А.В. Чуняева, Г.Н. Волков ТИПОВЫЕ ПРОЕКТЫ МУСОРОПЕРЕРАБАТЫВАЮЩИХ ЗАВОДОВ.......... М.И. Кривокорытова, Г.С. Арзамасова ОПИСАНИЕ ПРОЦЕССА ОЧИСТКИ ПРИРОДНОГО ГАЗА НА ГАЗОКОМПРЕССОРНОЙ СТАНЦИИ С ТОЧКИ ЗРЕНИЯ ВОЗДЕЙСТВИЯ НА ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ................................................... Е.С. Белик, В.В. Зверева ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕСТРУКЦИИ КОМПОЗИЦИЙ ИЗ ПОЛИЭТИЛЕНА И КРАХМАЛА, ПОЛУЧЕННЫХ В ЛАБОРАТОРНЫХ УСЛОВИЯХ.......................................................................... П.А. Кетов, В.А. Шведюк ПРОБЛЕМЫ ЗАГРЯЗНЕНИЯ ОКРУЖАЮЩЕЙ СРЕДЫ СВИНЕЦСОДЕРЖАЩИМИ СТЕКЛАМИ И ВТОРИЧНОЕ ИСПОЛЬЗОВАНИЕ СТЕКЛА ЭЛЕКТРОННО-ЛУЧЕВЫХ ТРУБОК ДЛЯ ПРОИЗВОДСТВА СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ............................... М.В. Ахмадиев, Л.В. Рудакова, Э.Х. Сакаева, Е.В. Калинина БИОРЕМЕДИАЦИЯ НЕФТЕЗАГРЯЗНЕННОГО ГРУНТА НА ТЕРРИТОРИИ ЛИКВИДИРОВАННОГО МАЗУТНОГО ХОЗЯЙСТВА..... Э.Х. Сакаева, Л.В. Рудакова, М.В. Ахмадиев ИНТЕНСИФИКАЦИЯ ПРОЦЕССА ОЧИСТКИ НЕФТЕЗАГРЯЗНЕННОЙ ПОЧВЫ В РЕАКТОРЕ НЕПРЕРЫВНОГО ДЕЙСТВИЯ....................................... Е.В. Калинина, О.М. Добрынина ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПО ПОЛУЧЕНИЮ БИОГАЗА ИЗ ИЗБЫТОЧНОГО АКТИВНОГО ИЛА Г. ПЕРМИ................................................................................ В.В. Бардюк ОПЫТ МЕЖДУНАРОДНОГО СОТРУДНИЧЕСТВА В РЕШЕНИИ ТРАНСГРАНИЧНЫХ ЭКОЛОГИЧЕСКИХ ПРОБЛЕМ Р. АМУР.................................................................................................. И.Н. Кручинин АНАЛИЗ ФУНКЦИОНИРОВАНИЯ ТРАНСПОРТА ЛЕСА В СИСТЕМЕ НЕИСТОЩИТЕЛЬНОГО ПРИРОДОПОЛЬЗОВАНИЯ................. А.С. Арефьева, Г.С. Арзамасова ПРИМЕНЕНИЕ ИНСТРУМЕНТОВ ЭКОЛОГИЧЕСКОГО МЕНЕДЖМЕНТА В СФЕРЕ ЭКОЛОГИЧЕСКОГО ТУРИЗМА........................................................... Е.В. Вершинина, Т.А. Чернова, М.М. Комбарова МЕТОДОЛОГИЧЕСКИЙ ПОДХОД К ПРЕПОДАВАНИЮ БИОЛОГИИ НА БИЛИНГВАЛЬНОЙ ОСНОВЕ НА СРЕДНЕЙ СТУПЕНИ ОБЩЕОБРАЗОВАТЕЛЬНОЙ ШКОЛЫ.................................................................. О.А. Полякова, М.М. Комбарова РАЗРАБОТКА СОДЕРЖАТЕЛЬНОЙ И МЕТОДОЛОГИЧЕСКОЙ КОМПОНЕНТ ЭЛЕКТИВНОГО КУРСА «ЭКОЛОГИЯ»

ДЛЯ ПРЕПОДАВАНИЯ ДИСЦИПЛИНЫ «БИОЛОГИЯ» В СИСТЕМЕ НАЧАЛЬНОГО ПРОФЕССИОНАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ............................. Н.К. Гаприндашвили, А.Г. Семенов ИСПОЛЬЗОВАНИЕ АВТОМОБИЛЬНОГО ПАРКА В ГЛОБАЛЬНОМ МОНИТОРИНГЕ ТЕРРИТОРИЙ НА ПРЕДМЕТ НАЛИЧИЯ ОЧАГОВ РАДИОАКТИВНОЙ, ХИМИЧЕСКОЙ И БАКТЕРИОЛОГИЧЕСКОЙ ЗАРАЖЕННОСТИ..................................................................................................... И.А. Майба, А.М. Ананко, Р.М. Муртазаалиев К ВОПРОСУ О ВЛИЯНИИ ШУМОВОГО ЗАГРЯЗНЕНИЯ ОТ ЖЕЛЕЗНОДОРОЖНОГО ТРАНСПОРТА НА ОКРУЖАЮЩУЮ СРЕДУ................................................................................. Е.А. Кравченко, А.И. Шаповалов, Ю.А. Левицкая ИННОВАЦИИ В ОБЛАСТИ ЭКОЛОГИИ И ТРАНСПОРТА БУДУЩЕГО....... Д.В. Фоменко ОБОСНОВАНИЕ ПРИМЕНЕНИЯ ГЕОТЕРМАЛЬНОГО ТЕПЛОВОГО НАСОСА В СИСТЕМЕ ОТОПЛЕНИЯ ОБЩЕСТВЕННЫХ ЗДАНИЙ НА ПРИМЕРЕ ЗДАНИЯ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКОЙ ЛАБОРАТОРИИ ПО ИЗУЧЕНИЮ АЛЬТЕРНАТИВНЫХ ИСТОЧНИКОВ ЭНЕРГИИ ПНИПУ.................................................................................................... СОДЕРЖАНИЕ СБОРНИКОВ КОНФЕРЕНЦИИ.................................................. Уважаемые участники международной конференции!

«Урбанистика» – одно из приоритетных направлений развития нашего университета.

В настоящее время перед страной стоит зада ча модернизации экономики. В связи c этим ре шение транспортной проблемы является осо бенно актуальным. Необходимо так развивать транспортный комплекс, чтобы при этом не ухудшалось качество жизни населения. Нужны новые нестандартные решения в организации транспортных потоков урбанизированных тер риторий и центров.

В последние годы университетом приобретено уникальное научное обо рудование и прикладное программное обеспечение, расширен доступ к информационным ресурсам, отработаны современные технологии управле ния масштабными проектами и программами. В Пермском крае эффективно работают крупные промышленные предприятия транспортного и дорожно строительного профиля, академические и отраслевые научные институты, проектные организации и конструкторские бюро, с которыми у ПНИПУ на лажены тесные научно-образовательные и производственные связи.

Приглашаю вас присоединиться к этому научно-техническому сотруд ничеству и внести свой вклад в решение общей задачи модернизации транс портного комплекса.

В эпоху модернизации и инноваций университет осуществляет под готовку нового поколения специалистов, формирует прогрессивное миро воззрение, общечеловеческие и профессиональные ценности, позволяющие выпускникам интегрироваться в экономическую жизнь России и мирового сообщества.

Желаю вам плодотворной и интересной работы на благо развития ме ждународного научно-технического сотрудничества!

Василий Юрьевич Петров, президент ПНИПУ, профессор, д-р техн. наук Раздел 4. ГОРОДСКОЕ СТРОИТЕЛЬСТВО И ХОЗЯЙСТВО ПОЛЕВЫЕ ИСПЫТАНИЯ КОНИЧЕСКИХ ФУНДАМЕНТОВ В УСЛОВИЯХ ПОДРАБОТКИ ТЕРРИТОРИЙ Б.А. Базаров Карагандинский государственный индустриальный университет, Казахстан Рассматриваются полевые испытания конических фундаментов на подрабатываемых территориях Карагандинского угольного бассейна.

Данные натурных испытаний штампа (имитирующего работу столб чатого фундамента) и конических фундаментов показали, что в упругой стадии работы грунтового основания зависимость осадки от нагрузки одинакова для обоих видов фундаментов (так как стартовые площадки нагружения их эквивалентны и равны).

Ключевые слова: конический фундамент, натурные испытания, грунтовые основания.

В основных направлениях экономического и социального развития Рес публики Казахстан на период до 2030 г. намечены пути кардинального улуч шения проектирования в строительстве. Решение этих задач предполагает разработку новых прогрессивных строительных конструкций и сооружений.

В перспективе проблема проектирования и строительства наиболее эконо мичных и долговечных сооружений в деформируемых средах потребует более углубленного изучения с точки зрения оптимального проектирования на базе моделирования, внедрения ЭВМ в практику инженерных расчетов.

Также в послании народу Президента Н.А. Назарбаева говорится о вхож дении Казахстана в число 50 конкурентоспособных стран, где поставлены грандиозные задачи по развитию науки капитального строительства в нашей стране, повышению его эффективности. Решение этих задач требует наиболее рационального использования материальных и финансовых ресурсов, выде ленных на строительство, снижения сметной стоимости, повышения уровня индустриализации и сокращения сроков строительства.

Одним из основных направлений экономического и социального разви тия Республики Казахстан на ближайший период является дальнейший рост добычи угля в стране, одним из резервов которого является более полное из влечение его под застроенными территориями. Город Караганда, например, в существующих границах, за небольшим исключением, целиком расположен на залежах угля с запасами свыше 1,5 млрд т, что более чем в 1,2 раза превы шает добычу угля за время существования угольного бассейна. На значитель ной части подрабатываемой территории города, подлежащей застройке, грун ты, которые могут служить надежным основанием для зданий, залегают на глубине 6–8 м от дневной поверхности.

В настоящее время в Донбассе около 80 % застройки приходится на под рабатываемые территории. В Донецком и Карагандинском угольных бассей нах доля добычи угля под застроенными территориями составляет 30–35 %.

Стоит серьезная задача защиты таких городов, как Караганда, Никольск, Кен тау (Республика Казахстан), Березники (Россия), Кривой Рог, Макеевка, Кади евка (Украина) и некоторых других от вредного влияния подземных горных пород.

Одним из видов сложных инженерно-геологических условий являются подрабатываемые территории, занимающие обширные районы России, Казах стана и других республик СНГ. Объемы подземных выработок в настоящее время достигают многих сотен тысяч кубических метров. Даже в условиях самых больших глубин подземных разработок горные породы теряют равно весие и сдвигаются на всем протяжении от выработки до земной поверхности.

Здания и сооружения на поверхности, попадая в зону влияния горных вырабо ток, неизбежно будут претерпевать деформации и повреждения, а в некото рых случаях и разрушаться, поэтому строительство на подрабатываемых тер риториях, в частности жилищное, является в настоящее время предметом зна чительных теоретических исследований и проектных проработок ряда специализированных научно-исследовательских организаций.

Одним из факторов, принимаемых в расчет при проектировании зданий и сооружений на подрабатываемых территориях, являются горизонтальные де формации грунтов основания. Исследования, проведенные во ВНИМИ и Цен трогипромшахте, показали, что силовое воздействие от горизонтальных де формаций, в общем случае, составляет до 70–80 % от суммарного влияния деформаций подработки. Аналогичные данные приводятся и зарубежными исследователями. Под воздействием горизонтальных деформаций земной по верхности, обусловливаемых подземной выемкой полезных ископаемых, ме няется напряженно-деформированное состояние грунтовой толщи и, как след ствие этого процесса, несущая способность и податливость оснований фунда ментов зданий и сооружений. Специфической особенностью работы зданий на подрабатываемых территориях является наличие горизонтальных дефор маций основания. Происходящие под влиянием сил трения, сцепления и пас сивного давления грунта, эти деформации вызывают появление дополнитель ных усилий в конструкциях здания. Проектирование и возведение, а также эксплуатация зданий и сооружений на территории горнодобывающих районов затрудняются проявлением в основаниях деформаций. Деформации основа ния, вызванные горными выработками, являются причиной значительных по вреждений сооружений. Повреждения зданий проявляются в виде трещин, перекосов, наклонов, расстройства сопряжения, разрушения отдельных кон струкций, а порой и всего сооружения.

Значение точного прогноза степени повреждения здания трудно переоце нить. На его основании назначается и производится оценка эффективности различных защитных мероприятий, которые подразделяются на горнотехни ческие и конструктивно-строительные. Интенсивное развитие добычи угля и развитие строительства на территориях угленосных районов привело к про блеме защиты и охраны зданий и сооружений от влияния подработки. Анализ результатов обследования 520 зданий, проведенного в Караганде, показал, что 68 % наблюдаемых зданий получили большую степень повреждений, чем прогнозируют нормативные документы. Такое значительное расхождение фактических и расчетных повреждений зданий подтверждает необходимость детального учета всех факторов, влияющих на совместную работу зданий и подрабатываемого основания, уточнения характера воздействия горизонталь ных деформаций растяжения основания на степень повреждения подрабаты ваемых зданий.

В связи с этим возникает необходимость разработки принципиально но вого конструктивного решения, которое воспринимает горизонтальные де формации растяжения практически без повреждения верхних конструкций здания.

Целью проведенных исследований является создание теоретических и практических основ надежной оценки несущей способности подрабатывае мых оснований фундаментов с конической базой при развитии горизонталь ных деформаций грунтовой толщи.

Полевые эксперименты в натурных условиях планировали проводить для изучения зависимости врезания фундаментов конической формы с разными углами врезания, конических фундаментов с выступающей пятой, конических фундаментов с совмещенной сваей-стойкой и столбчатого фундамента от ве личины горизонтальных деформаций растяжения земной поверхности. Весь комплекс экспериментов проводился на поле шахты им. Костенко в 2002– 2010 гг.

Для района расположения площадки характерно следующее напластова ние: 1 – растительный слой, 2 – супеси бурые, карбонатные, с песками мелкой и средней крупности (мощностью слоя 0,2–1 м), 3 – суглинки темно-серые, твердые (мощностью слоя 2–6 м). Инженерно-геологические изыскания на этом полигоне были проведены в полном объеме до влияния подработки (табл. 1). Экспериментальный полигон для проведения исследований был со гласован с КарНИМИ г. Караганды.

Для решения поставленной задачи по первому направлению проводились две серии испытаний: 1-я серия – испытания фундаментов до подработки;

2-я серия – испытания во время подработки, в зоне растяжения грунтовой толщи.

Методика исследований заключалась в следующем: на территории зем ной поверхности, где оказались сдвижения и деформации от выемки угольных пластов, были установлены исследуемые фундаменты, модель здания. Орга низована наблюдательная станция с целью получения необходимых данных о сдвижении деформации земной поверхности [1].

Деформации земной поверхности, вызванные подработкой, вычислялись по перемещениям грунтовых реперов, установленных по сетке 33 м с глуби ной заложения 1,5 м. При разбивке сетки каждый опытный участок находится внутри одного из трехметровых интервалов сетки грунтовых реперов. Нагруз ка на испытуемые фундаменты передавалась при помощи металлических сля бингов массой, равной 1,25·104 Н.

Таблица Физико-механические характеристики грунтов экспериментальной площадки Влажность весовая, Удельный вес, кН/м Наименование грунта доли ед.

Удельное сцепление модуль деформации Глубина отбора, м Угол внутреннего Компрессионный на границе трения, град Е, МПа С, кПа Влажность раскатывания природная текучести WL Wp Суглинок 2,5 21,2 0,118 0,23 0,21 21,8 39 Темно серый 4,5 20,8 0,121 0,24 0,18 28,1 42 Твердый 6,0 20,7 0,290 0,22 0,19 19,5 25 Осадки фундаментов измерялись прогибомерами Аистова, расположен ными в крайних точках по оси, проходящей через центры испытуемых фунда ментов. Глубина установки фундаментов находилась на уровне h = 0,5 м. Для сравнения механизма работы подрабатываемых оснований фундаментов под вертикальной нагрузкой были взяты исследуемые конические фундаменты диаметром (на площади контакта с грунтом) 0,7 и 0,42 и штамп (имитирую щий столбчатый фундамент) с идентичным диаметром.

Как отмечает М.Ю. Абелев, штампы круглой формы обеспечивают более равномерную передачу нагрузки на основание, чем квадратной. Образование трещин, возникающих часто под углами квадратных штампов, свидетельству ет о концентрации напряжений вблизи углов и о неоднородном напряжении состояния грунтов под различными точками штампа, поэтому использовались круглые штампы площадью А = 4416 и 2462 см2.

Угол раскрытия конуса равнялся 90 для фундаментов конической формы с выступающей пятой и для фундаментов с совмещенной сваей- стойкой, а также 90, 80 и 70 для конических фундаментов [2]. Стартовая глубина по гружения конического фундамента перед его испытанием равна 0,75 радиуса подушки конического фундамента По результатам инструментальных наблюдений строились графики «на грузка–осадка» испытуемых конического и столбчатого (штампа) фундаментов в зависимости от горизонтальных деформаций растяжения (рис. 1–6).

Данные натурных испытаний штампа (имитирующего работу столб чатого фундамента) и конических фундаментов показали, что в упругой ста дии работы грунтового основания зависимость осадки от нагрузки одинаковая для обоих видов фундаментов (так как стартовые площадки нагружения экви d валентны и равны А =, где d – диаметр конического и столбчатого фун дамента на уровне дневной поверхности грунтового основания). При даль нейшем увеличении нагрузки деформирования оснований испытуемых фун даментов радикально отличаются друг от друга. Это объясняется тем обстоятельством, что при врезаемости фундамента конической формы одно временно увеличивается несущая способность основания из-за прямо пропор ционального увеличения площади контакта с грунтом В традиционном столбчатом фундаменте (штампе) такого явления не на блюдается из-за постоянной площади контакта штампа с грунтовым масси вом.

Все эти свойства повторяются и при испытании вышеуказанных фунда ментов в зоне растяжения грунтовой толщи. Это обстоятельство еще раз под тверждает данные теоретических предпосылок и модельных исследований, а также отражает принципиально новый механизм работы конических фунда ментов на подрабатываемых территориях [3].

Эмпирические выражения для определения осадок конических фунда ментов, полученные в полевых условиях подработки, SU = S0(1 + D), где S0 – осадка конического фундамента до подработки;

SU – осадка кониче ского фундамента после проведения горнотехнических работ;

D – эмпириче ский коэффициент, равный – для фундаментов конической формы с совмещенной сваей-стойкой 115,5, – для конических фундаментов с разными углами врезания 83,7, – для фундаментов конической формы с консольной пятой 17,7;

– горизонтальная деформация растяжения, 0 12·103.

На основании результатов комплексных исследований работы фундамен тов на подрабатываемых территориях, направленных на создание теоретиче ских и экспериментальных основ проектирования подрабатываемых основа ний, можно сделать следующие выводы:

При проведении экспериментально-теоретических исследований было получено новое функциональное выражение для определения осадок (вреза ний) фундаментов с базовым коническим обоснованием (конических фунда ментов с разными углами врезания, конических фундаментов с выступающей пятой и конических фундаментов с совмещенной сваей-стойкой) в зависимо сти от горизонтальных растяжений грунтовой толщи и выявлена перспектив ность применения фундаментов с базовой конической формой на подрабаты ваемых территориях.

Рис. 1. Графики «нагрузка-осадка» конических фундаментов с углом врезания 70 и столбчатых фундаментов d = 750 мм: а, г – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 0;

б, д – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 2,6· Рис. 2. Графики «нагрузка-осадка» конических фундаментов с углом врезания 80 и столбчатых фундаментов d = 750 мм: а, г – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 0;

б, д – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 2,6· Рис. 3. Графики «нагрузка-осадка» конических фундаментов с углом врезания 90 и столбчатых фундаментов d = 750 мм: а, г – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 0;

б, д – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 2,6· Рис. 4. Графики «нагрузка-осадка» конических фундаментов с совмещенными сваями-стойками и с высотой сваи-стойки d = 270 мм: а, г – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 0;

б, д – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 2,6· Рис. 5. Графики «нагрузка-осадка» конических фундаментов с совмещенными сваями-стойками и с высотой сваи-стойки d = 540 мм: а, г – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 0;

б, д – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 2,6· Рис. 6. Графики «нагрузка-осадка» конических фундаментов с выступающей пятой: а, г – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 0;

б, д – кривые, полученные при горизонтальных деформациях растяжения = 2,6·10– Комплексное применение новых прогрессивных фундаментов с базовой конической формой и шариковой постели обусловливает значительную эко номию затрат на усиление здания от влияния подработки (из-за уменьшения горизонтальных усилий, передаваемых от фундаментов на верхнюю часть здания).

Предлагаемые новые прогрессивные фундаментные конструкции, мето дика их эксплуатации, а также прогноз изменения осадок (врезаний) фунда ментов с базовым коническим обоснованием обеспечивает безопасную экс плуатацию зданий и сооружений на подрабатываемых территориях при выем ке угольных запасов и других полезных ископаемых [4].

Использование перспективных новых фундаментов с базовым кониче ским обоснованием в строительстве позволит проектировать здания и соору жения с более гибкой конструктивной схемой повышенной этажности, а так же вести надстройку после прохождения волны подработки, тем самым спо собствуя уменьшению материальных и экономических затрат.

Список литературы 1. Базаров Б.А., Искакова А.Н. Прогрессивные конструкции фундаментов в условиях карагандинского угольного бассейна // Теоретические и экспери ментальные исследования строительных конструкций: материалы Междунар.

конф. Ч. I. – Алматы, 2004. – С. 78–79.

2. Базаров Б.А. К вопросу применения новой конструкции конического фундамента для эксплуатации на подрабатываемых территориях // Техноло гия производства металлов и вторичных материалов. – 2008. – № 1(13). – C. 250–254.

3. Базаров Б.А. Новые конструкции конических фундаментов в условиях подработки // Проблемы архитектуры и строительства в современном мире:

образование, наука, производство: сб. материалов Междунар. науч.-практ.

конф. – Алматы, 2007. – С. 76–77.

4. Базаров Б.А. Натурные испытания совместной работы «Сооружение фундамент-основание» на подрабатываемых основаниях // Труды Междунар.

науч. конф. Наука и образование – ведущий фактор стратегии «Казахстан– 2030»» (24–25 июня 2008 г.). Вып. 2. – Караганда, 2008. – С. 201–204.

ИНЖЕНЕРНАЯ МЕТОДИКА РАСЧЕТА НЕСУЩЕЙ СПОСОБНОСТИ СВАЙ ПРИ ВЕРТИКАЛЬНОЙ НАГРУЗКЕ НА ПОДРАБАТЫВАЕМЫХ ТЕРРИТОРИЯХ А.Н. Конакбаева Карагандинский государственный индустриальный университет, Казахстан Представлена инженерная методика расчета несущей способности свай при вертикальной нагрузке на подрабатываемых территориях. Пред ставленная формула по определению несущей способности свай имеет ко эффициент относительной горизонтальной деформации грунта К, кото рый изменяется в зависимости от относительной деформации и опреде ляется опытным путем по результатам модельных испытаний свай в лотке для моделирования деформаций подрабатываемого основания.

Ключевые слова: несущая способность сваи, коэффициент относи тельной сжимаемости грунта.

Проведенные исследования одиночных модельных свай в лотке для мо делирования деформаций подрабатываемого основания показали, что их не сущая способность при действии вертикальной нагрузки в большей степени зависит от относительной горизонтальной деформации грунта, чем от иссле дуемой глубины погружения и диаметра свай.

Для изучения влияния относительной деформации грунта на несущую способность свай, из полученных графиков (рис. 1), испытаний одиночных модельных свай из алюминиевых стержней длиной 200 мм, 250 мм, 300 мм и диаметром 10 мм, 12,5 мм, 15 мм при заданных относительных дефор мациях ( = 0, = 3·103, = 6·103, = 9·103, = 12·103) проводилось пере строение кривых в координатах нагрузки F и относительной деформации при перемещениях S, равных 1,0 мм, 2,0 мм, 3,0 мм, 5,0 мм, 10,0 мм, 20,0 мм (рис. 2).

После обработки полученных кривых F = f(), при перемещении S рав ных 1,0 мм, 2,0 мм, 3,0 мм, 5,0 мм, 10,0 мм, 20,0 мм, введено такое понятие, как коэффициент горизонтальной деформации грунта (К), который определя ется по кривым графиков, представленных на рис. 6–10, и который равен от ношению несущей способности модельной сваи при относительной деформа ции = 1·103, 2·103, 3·103 и т.д. к ее несущей способности при относитель ной деформации = 0 при осадке сваи S = 1,0 мм, 2,0 мм и т.д. Так, например, на рис. 2, а представлен график зависимости F = f(), из которого можно вы числить коэффициенты относительной горизонтальной деформации грунта (К) для относительных деформаций от = 1·103 до = 12·103 при перемеще ниях S = 1,0 мм, 2,0 мм, 3,0 мм, 5,0 мм, 10,0 мм, 20,0 мм.

а б в г д Рис. 1. Графики зависимости S =(F) одиночной модельной сваи при различных горизонтальных деформациях основания: а – l = 200 мм и 10 мм;

б – l = 250 мм и 10 мм;

в – l = 300 мм и 10 мм;

г – l = 200 мм и 12,5 мм;

д – l = 200 мм и 15 мм Для дальнейшего анализа полученных результатов вычислим коэффици ент относительной сжимаемости грунта К по результатам испытаний модель ной сваи длиной l = 200 мм и диаметром 10 мм, только при относительной деформации грунта = 6·103:

• при S = 20,0 мм К при l = 200 мм, 10 = 0,505;

• при S = 10,0 мм К при l = 200 мм, 10 = 0,500;

• при S = 5,0 мм К при l = 200 мм, 10 = 0,455;

• при S = 3,0 мм К при l = 200 мм, 10 = 0,400;

• при S = 2,0 мм К при l = 200 мм, 10 = 0,350;

• при S = 1,0 мм К при l = 200 мм, 10 = 0,280.

а б в г д Рис. 2. Графики зависимости F = f() для определения коэффициента относительной сжимаемости грунта К: а – К при l = 200 мм, 10;

б – К при l = 250 мм, 10;

в – К при l = 300 мм, 10;

г – К – при l = 200 мм, 12,5;

д – К при l = 200 мм, Если провести аналогичную обработку кривых на рис. 2, б, где измени лась глубина погружения модельной сваи до l = 250 мм при том же диаметре 10 мм, то коэффициент относительной деформации грунта (К) при тех же относительных деформациях = 6·103 будет равен:

• при S = 20,0 мм К при l = 250 мм, 10 = 0,520;

• при S = 10,0 мм К при l = 250 мм, 10 = 0,505;

• при S = 5,0 мм К при l = 250 мм, 10 = 0,450;

• при S = 3,0 мм К при l = 250 мм, 10 = 0,390;

• при S = 2,0 мм К при l = 250 мм, 10 = 0,350;

• при S = 1,0 мм К при l = 250 мм, 10 = 0,280.

Анализируя график на рис. 2, д, где представлены кривые исследования модельной сваи, у которой глубина погружения l = 300 и диаметр 15 мм, т.е.

изменился диаметр от анализируемых ранее свай, вычислим коэффициент от носительной деформации грунта К при тех же относительных деформациях = 6·103:

• при S = 20,0 мм К при l = 300 мм, 15 = 0,530;

• при S = 10,0 мм К при l = 300 мм, 15 = 0,520;

• при S = 5,0 мм К при l = 300 мм, 15 = 0,470;

• при S = 3,0 мм К при l = 300 мм, 15 = 0,420;

• при S = 2,0 мм К при l = 300 мм, 15 = 0,370;

• при S = 1,0 мм К при l = 300 мм, 15 = 0,300.

Проведя анализ полученных результатов коэффициента относительной деформации грунта К, можно сделать вывод, что в количественном отноше нии он не зависит ни от глубины погружения сваи, ни от ее диаметра. Даль нейшие вычисления показали, что он изменяется только от относительной де формации грунта, а именно – с увеличением относительной деформации грунта уменьшается количественное значение коэффициента К.

Значения вычисленных коэффициентов относительной деформации грунта К при разных вертикальных перемещениях сваи сведены в табл. 1, 2, 3.

В табл. 1 представлены данные осредненных значений К после анализа исследований сваи с различной глубиной погружения в грунт, т.е. на глубину 200 мм, 250 мм, 300 мм, а в табл. 2 – с разными диаметрами, а именно – 10, 12,5, 15. Если проанализировать полученные значения К, представленные.

в табл. 1 и 2, то можно сделать заключение, что погрешность полученных данных К при одинаковых перемещениях S и одинаковых относительных де формациях находится в пределах 5 %. В связи с этим выполнено осреднение полученных данных К, а результаты сведены в табл. 3.

На основании вышеизложенного можно сделать вывод, что полученный коэффициент относительной горизонтальной деформации грунта К зависит только от относительной деформации грунта, и с ее увеличением уменьша ется его количественное значение (см. табл. 3).

Кроме проведенных исследований модельных одиночных свай в лотке для моделирования деформаций подрабатываемого основания были проведе ны испытания одиночных свай в натурных условиях на неподрабатываемых и подрабатываемых территориях (рис. 3, 4, 5).

К при l = 200 мм, 10 + К при l = 250мм, 10 + К при l =300 мм, К ср l, 10 = Таблица S, мм · 20 10 5 3 2 1 0,908 0,908 0,892 0,883 0,875 0, 2 0,815 0,813 0,800 0,777 0,750 0, 3 0,724 0,722 0,700 0,670 0,625 0, 4 0,640 0,637 0,607 0,563 0,515 0, 5 0,572 0,570 0,523 0,472 0,423 0, 6 0,510 0,502 0,452 0,393 0,350 0, 7 0,460 0,452 0,415 0,335 0,287 0, 8 0,420 0,410 0,355 0,285 0,240 0, 9 0,375 0,375 0,320 0,250 0,217 0, 10 0,360 0,352 0,295 0,222 0,175 0, 11 0,343 0,330 0,273 0,200 0,155 0, 12 0,332 0,320 0,262 0,190 0,142 0, К при l = 200 мм, 10 мм + К при l = 200 мм, 12,5 мм + К при l = 200 мм, 15 мм К ср, l = 200 мм = Таблица S, мм ·10– 20 10 5 3 2 1 0,907 0,906 0,898 0,892 0,880 0, 2 0,815 0,813 0,807 0,783 0,752 0, 3 0,724 0,720 0,707 0,677 0,627 0, 4 0,647 0,640 0,619 0,580 0,530 0, 5 0,582 0,573 0,528 0,495 0,442 0, 6 0,522 0,517 0,470 0,420 0,347 0, 7 0,470 0,463 0,414 0,357 0,305 0, 8 0,425 0,417 0,365 0,303 0,253 0, 9 0,385 0,377 0,343 0,263 0,215 0, 10 0,365 0,355 0,298 0,233 0,188 0, 11 0,342 0,330 0,278 0,215 0,170 0, 12 0,330 0,320 0,265 0,202 0,157 0, К ср l, 10 мм + К ср, l = 200 мм К = Таблица S, мм ·10– 20 10 5 3 2 1 0,908 0,907 0,895 0,888 0,878 0, 2 0,815 0,813 0,803 0,780 0,751 0, 3 0,724 0,721 0,704 0,673 0,626 0, 4 0,643 0,639 0,613 0,572 0,523 0, 5 0,577 0,572 0,526 0,484 0,433 0, 6 0,516 0,509 0,461 0,407 0,349 0, 7 0,465 0,458 0,415 0,346 0,296 0, 8 0,423 0,413 0,360 0,294 0,247 0, 9 0,380 0,376 0,332 0,257 0,216 0, 10 0,363 0,354 0,297 0,228 0,182 0, 11 0,342 0,330 0,276 0,207 0,163 0, 12 0,331 0,320 0,263 0,196 0,150 0, Испытанию были подвержены сваи, имеющие разную конфигурацию по длине: круглого сечения 127 мм (см. рис. 3), полуконические (см. рис. 4) и конические (см. рис. 5).

На графиках испытания свай в натурных условиях (см. рис. 3, 4, 5) видно, что кривые 1 и 2 представляют зависимость несущей способности одиночных свай от осадки F = f(S) на неподрабатываемых основаниях [1] и подрабаты ваемых основаниях при горизонтальной относительной деформации грунта = 2,6·103 [2].

При анализе кривых (см. рис. 3, 4, 5) установлено, что несущая способ ность ниже у тех свай, которые испытывались при подработке территории с относительной деформацией грунта = 2,6·103, по сравнению с данными ис пытания без подработки территории, т.е. зависимость снижения несущей спо собности с увеличением относительной деформации грунта наблюдается и в натурных условиях.

С учетом результатов проведенных исследований одиночных свай в ла бораторных и натурных условиях предлагается инженерная методика расчета несущей способности одиночных свай при действии вертикальной нагрузки на подрабатываемых основаниях.

По предлагаемой методике, зная несущую способность сваи по результа там натурных испытаний или расчету при относительных деформациях грунта = 0, т.е. без подработки территории, несущую способность сваи на подраба тываемом основании можно определять по формуле Fподр = F0св К, св где К – коэффициент относительной горизонтальной деформации грунта, ко торый определяется по табл. 3;

F0св – несущая способность сваи при заданной осадке на неподрабатываемом основании.

Для подтверждения обоснованности предлагаемой формулы возьмем данные из графика натурных испытаний свай при осадке, равной 10,0 мм, представленные на рис. 3. По графику несущая способность сваи F при осадке 10,0 мм на неподрабатываемой территории равна 36,8 кН, а на подрабатывае св мой территории, при относительной деформации грунта = 2,6 · 103 – Fподр = = 30,3 кН.

Для подтверждения возможности применения формулы выполним вы числения и определим несущую способность сваи на вертикальную нагрузку на подрабатываемом основании при = 2,6·103:

Fподр = F0св К, св где F0св – несущая способность сваи при осадке S = 10,0 мм на неподрабаты ваемом основании, F0св = 36,8 кН;

К – коэффициент относительной деформации грунта (определяем по табл. 3 при = 2,6 · 103 и S = 10,0 мм), К = 0,758.

св Fподр – несущая способность сваи при осадке S = 10,0 мм на подрабаты ваемом основании, Fподр = 36,8 0,758 = 27,9 кН.

св Рис. 3. График зависимости F = f(S) одиночной сваи в глинистых грунтах Рис. 4. График зависимости F = f(S) одиночной полуконической сваи в глинистых грунтах Рис. 5. График зависимости F = f(S) одиночной конической сваи в глинистых грунтах св Таким образом, значение Fподр после вычислений по предлагаемой мето дике составило 27,9 кН, по результатам испытаний – 30,3 кН.

Сравнение полученных результатов по предлагаемой инженерной мето дике расчета с данными натурных испытаний (см. рис. 3) показало погреш ность 7,9 %.

Для дальнейшего подтверждения работы инженерной методики расчета предлагается использовать натурные испытания одиночной сваи, выполнен ные профессором А.Ж. Жусупбековым, которые приведены на стр. 115, рис. 4.17 – график зависимости нагрузка-осадка, на вертикальную нагрузку металлической сваи диаметром 108 мм и глубиной погружения 4,5 м при относи тельной деформации грунта = 0 и при = 2,1·103 [1].

Согласно результатам этих статических испытаний несущая способность одиночной сваи при осадке S = 10 мм на неподрабатываемом основании F0 = = 145 кН, а после подработки территории, при той же осадке и тех же относи тельных горизонтальных деформациях земной поверхности = 2,1·103, несу св щая способность одиночной сваи составила Fподр = 113 кН [1].

Далее предлагается определить несущую способность сваи на вертикаль ную нагрузку на подрабатываемом основании по предлагаемой формуле и сравнить с данными натурных испытаний:

Fподр = F0св ·К, св где К – коэффициент относительной горизонтальной деформации грунта, ко торый определяется по табл. 3 при = 2,1·103 и осадке S = 10,0 мм, К = = 0,81;

F0св – несущая способность сваи при осадке S = 10,0 мм на неподрабаты ваемом основании (по результатам испытаний).

По предлагаемой формуле несущая способность сваи на вертикальную нагрузку при подработке территории св Fподр = 145 кН·0,81 = 117,45 кН.

При сравнении полученных результатов несущей способности сваи по результатам испытаний на подрабатываемом основании по предлагаемой ме тодике, т.е.

св Fподр = 113 кН – по результатам испытаний [1] и св Fподр = 117,45 кН – по предлагаемой методике расчета, погрешность составляет 3,94 %, что вполне допустимо при выполнении ин женерных технических расчетов.

Далее предлагаем сравнить результаты, полученные при использовании предлагаемой инженерной методики расчета определения несущей способно сти сваи на подрабатываемой территории, с данными идентичного расчета по СНиПу.

По СНиП РК 5.01.-03.2002 несущую способность по грунту основания Fcr, кН (тс), свай всех видов, работающих на сжимаемую нагрузку, при подра ботке территории следует определять по формуле Fcr = cr·Fd, где cr – коэффициент условий работы, учитывающий изменение физико механических свойств грунтов и перераспределение вертикальных нагрузок при подработке территории, для висячих свай в фундаментах подрабатывае мых зданий и сооружений cr = 0,9;

Fd – несущая способность свай, кН (тс), определяется расчетом.

Для сравнения результатов, полученных по предлагаемой методике рас чета и по методике СниПа, используем данные по расчету несущей способно сти сваи (длиной 4,5 м, диаметром 108 мм), которая использовалась при на турных испытаниях на вертикальную нагрузку в неподрабатываемом основа нии, Fd = 130,40 кН [1].

По формуле СНиПа получаем несущую способность сваи на подрабаты ваемом основании:

Fcr = 0,9 · 130,40 = 117,36 кН.

При сравнении полученных результатов расчета несущей способности сваи на подрабатываемом основании по методике СНиПа и предлагаемой ме тодике, т.е.

Fcr = 117,36 кН – по СНиП РК 5.01-03.2002 и св Fподр = 117,45 кН – по предлагаемой методике расчета, погрешность практически отсутствует и наблюдается идеальная сходимость полученных результатов. Мы считаем, что отсутствие погрешности получен ных результатов имеет место лишь потому, что формула СНиПа, при расчете свай на вертикальную нагрузку на подрабатываемом основании учитывает развитие горизонтальных относительных деформаций грунта до значений не более = 2·103.

Далее для подтверждения возможности применения предлагаемой фор мулы для свай, имеющих переменное сечение по глубине заложения, проана лизируем графики натурных испытаний свай, представленных на рис. 4, 5, и, используя предлагаемую инженерную методику расчета одиночных свай на вертикальную нагрузку, определим несущую способность полуконической и конической свай на подрабатываемой территории и сравним полученные ре зультаты с данными натурных испытаний.

Так, по результатам испытания полуконических свай (см. рис. 4), ее не сущая способность F0 при осадке S = 10,0 мм в грунтах без подработки терри тории равна 54,2 кН, а на подрабатываемом основании при относительной де св формации грунта = 2,6·103 Fподр = 46,2 кН.

По предлагаемой методике расчета при тех же горизонтальных относи тельных деформациях грунта = 2,6·103 несущая способность сваи на подра батываемой территории св Fподр = F0·К = 54,2 кН·0,758 = 41,1кН, где F0 – несущая способность полуконической сваи при осадке S = 10,0 мм на неподрабатываемом основании, F0 = 54,2;

К – коэффициент относительной деформации грунта при = 2,6·103, К = = 0,758.

При сравнении результатов несущей способности сваи на подрабатывае св мой территории по предлагаемой инженерной методике расчета Fподр = св = 41,1 кН и по результатам испытаний Fподр = 46,2 кН, погрешность составила 11 %.

В случае анализа результатов испытания конической сваи (см. рис. 5), ее несущая способность при осадке S = 10,0 мм в грунтах без подработки терри св тории Fподр = 58,5 кН, а на подрабатываемом основании при относительных св деформациях грунта = 2,6·103 Fподр = 48,3 кН.

Несущая способность сваи на подрабатываемой территории по предла гаемой методике, при тех же горизонтальных относительных деформациях грунта = 2,6·103, св Fподр = F0·К = 58,5кН·0,758 = 44,3 кН, где F0 – несущая способность конической сваи при осадке S = 10,0 мм на не подрабатываемом основании, F0 = 58,2;

К – коэффициент относительной деформации грунта при = 2,6·103, К = = 0,758.

При сравнении результатов несущей способности сваи по предлагаемой св инженерной методике расчета Fподр = 44,3 кН и по результатам испытаний св Fподр = 48,3 кН, погрешность составила 8,3 %.

На основании вышеизложенного можно сделать следующие выводы и рекомендации:

1. Результаты выполненных исследований по определению коэффициен та относительной горизонтальной деформации грунта К сведены в табл. 3 и рекомендованы к использованию в расчетах при нахождении несущей спо собности сваи на подрабатываемой территории.

2. Для свай с разными конструктивными решениями поперечного сече ния и глубины залегания, а также с изменяющимися поперечными сечениями по глубине погружения свай возможно определение несущей способности на подрабатываемой территории при действии вертикальной нагрузки по предла гаемой методике расчета.

3. Погрешность приведенных в данной статье результатов несущей спо собности свай на вертикальную нагрузку на подрабатываемых территориях при натурных испытаниях и по предлагаемой инженерной методике расчета находится в пределах 11 %, что вполне допустимо при выполнении инженер ных технических расчетов.

Список литературы 1. Жусупбеков А.Ж. Строительные свойства оснований фундаментов со оружений на подрабатываемых территориях – Алматы: Гылым, 1994.

2. СНиП РК 5.01.-03.2002. Свайные фундаменты. – Астана, 2002.

3. Конакбаева А.Н., Базаров Б.А., Коннов А.В. Результаты испытания одиночных свай в лотке имитирующим работу основания на подрабатывае мых // Технология производства металлов и вторичных материалов. Респуб ликанский научный журнал. – 2010. – №1(17). – C. 324–328.

ОСНОВНЫЕ ЗАКОНОМЕРНОСТИ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ГРУППЫ СВАЙ И НЕСУЩЕГО РОСТВЕРКА С ОСНОВАНИЕМ А.Г. Кузнецов, К.В. Леханова, Д.А. Першин Пермский национальный исследовательский политехнический университет, Россия Рассмотрены основные расчетные схемы осадок массивных фунда ментов. Приведены результаты исследования несущей способности свай в составе массивных фундаментов. Дана оценка роли ростверка в воспри ятии нагрузки на фундамент в зависимости от шага свай.

Ключевые слова: несущая способность, свая, фундамент, ростверк.

При проектировании массивных фундаментов больших площадей, гид ротехнических, промышленных и транспортных сооружений, несмотря на многочисленные экспериментальные исследования величины и неравномер ности осадки фундаментов этих сооружений, вопрос о прогнозе осадок фун даментов по-прежнему является актуальным.

В настоящее время существует целый ряд методов расчета осадок мас сивных фундаментов. По принятым расчетным схемам, исходным данным и допущениям существующие методы можно подразделить на следующие группы:

1. Расчет осадок свайного фундамента как условного массива.

2. Расчет осадок свай с учетом взаимного влияния соседних свай.

3. Эмпирические и графоаналитические.

Экспериментальные исследования характера работы кустов свай показа ли, что при расстоянии между сваями 3–4 диаметра для определения осадок массивного фундамента сваи можно рассматривать как единый массив. В со ответствии с действующими техническими нормативными правовыми актами осадка группы свай определяется для условного массива. Принимается, что грунт в пределах условного фундамента оседает вместе со сваями.

На этом положении основано большинство современных методов расчета осадок данных фундаментов. Различие методов заключается в определении размеров условного массива, места приложения уплотняющих давлений, спо соба учета приложения нагрузки внутри массива.

Метод расчета осадок свайного фундамента, предложенный К.Е. Его ровым, заключается в том, что свайный фундамент рассматривается как мас сивный и место приложения расчетного давления на грунт под подошвой фундамента принято в зависимости от отношения длины свай к ширине фун дамента. Когда отношение длины свай к ширине фундамента меньше или равно единице, местом приложения расчетного давления принимается по верхность у острия сваи;

если отношение больше единицы, то местом прило жения давления принимается плоскость на глубине, равной ширине фунда мента. Площадь передачи расчетного давления принимается равной площади фундамента в плане, т.е. без учета угла распределения напряжений или сил тре ния по боковой поверхности (рис. 1, а, б).

Рис. 1. Схемы передачи нагрузки от куста свай грунту:

а, б – по данным К.Е. Егорова;

в – по данным К. Терцаги;

г – по данным В.Н. Голубкова, А.А. Луга;

д, е – по данным Н.М. Дорошкевич А.А. Луга было предложено рассматривать массивный свайный фунда мент как условный сплошной массив на естественном основании, включаю щий грунт и сваи. Верхний контур условного фундамента определяются пли той ростверка.

Боковой контур массивного фундамента определяется наклонными плос костями под углом гр /4 к вертикали ( гр – среднее значение угла внутренне го трения грунта). Нижний контур массивного фундамента определяется площадью, ограниченной пересечением наклонных граней массива с горизон тальной плоскостью в уровне нижних концов свай. А.А. Луга указывает, что значение гр /4 уточняется применительно к различным видам грунтов и для многослойных грунтовых толщ.

В расчетной схеме, предложенной К. Терцаги, нагрузка считается при ложенной на уровне нижней трети длины свай (рис. 1, в).

В.Н. Голубков заменяет значения сил трения по боковой поверхности уг лом распределения напряжения, установленным экспериментальным путем и равным 1–7 (рис. 1, г).

Рис. 2. Схемы передачи нагрузки от куста свай грунту (по данным H. Kisсhida) Н.М. Дорошкевич рекомендует две схемы передачи нагрузки от куста свай грунту (рис. 1, д, е). В схеме д принято, что нагрузка передается за счет сил трения по боковой поверхности куста и ряда сосредоточенных сил в плос кости острия. Н.М. Дорошкевич составлены таблицы для определения напря жений под свайным фундаментом. Пользуясь этими таблицами, можно найти сжимающие напряжения от действия равномерно распределенной нагрузки по подошве фундамента и определить осадку свайного фундамента.

H. Kisсhida при выборе расчетной схемы учитывает как расстояние меж ду сваями, так и тип ростверка. При расстоянии между сваями 2d грунт, рас положенный между сваями, рассматривается как единый массив, а при рас стоянии между сваями более 2d предполагается, что сваи работают индивиду ально. В случае контакта ростверка с грунтом при расстоянии между сваями 3d фундамент рассматривается как массивный, а при расстоянии между свая ми более 3d сваи работают индивидуально. Схемы передачи нагрузки от куста свай грунту приведены на рис. 2.

Многочисленные исследования, проведенные А.А. Бартоломеем, И.М. Омельчаком, Б.С. Юшковым [1], показывают, что при погружении свай в слабые, водонасыщенные глинистые грунты возникают дополнительные давления в поровой воде и в скелете грунта. С увеличением нагрузки на фун дамент напряжения возрастают в плоскости острия свай и осадки увеличива ются за счет уплотнения грунта в нижних слоях, поэтому действительной ра боте свай соответствует схема, когда нагрузка считается приложенной в плос кости острия свай.

При работе свай в составе массивных фундаментов не наблюдается рез кой потери несущей способности, осадки фундаментов возрастают плавно.

С расстоянием между сваями (2–7)d сваи и грунт работают как единый грун тосвайный массив, перемещение свай относительно грунта происходит по на ружным граням.

Граница активной зоны грунта вокруг массивных свайных фундаментов находится на глубине (8–10)d ниже плоскости острия свай и увеличивается по мере нарастания нагрузки и постепенном включении в работу последующих слоев грунта.

Как отмечают М.И. Никитенко, В.А. Сернов [2], при взаимодействии ро стверка с основанием под его подошвой возникает давление и часть нагрузки передается на грунт межсвайного пространства, разгружая основание на уровне нижних концов свай. При этом в первую очередь уменьшаются на пряжения под остриями свай. За счет обжатия грунта в основании ростверка и возникновения горизонтальных распорных напряжений возрастают силы тре ния вдоль боковых поверхностей свай, а неравномерность вертикальных на пряжений в уровне их нижних концов уменьшается. Таким образом, эффек тивность взаимодействия ростверка с основанием связана не только с умень шением доли нагрузки, приходящейся на сваи, но и со снижением неравномерности давлений на грунт в уровне их нижних концов. Нагрузка на основание распределяется более равномерно. Часть напряжений затухает в пределах межсвайного пространства, не достигая уровня нижних концов свай.

Величину рассеянной нагрузки можно определить, зная деформационные свойства грунта межсвайного пространства и характер затухания напряжений под подошвой ростверка.

Результаты экспериментальных исследований показывают, что роль ро стверка в несущей способности массивных свайных фундаментов зависит от его размеров, длины свай, консистенции и плотности грунтов в плоскости острия свай и под подошвой ростверка. При расстоянии между сваями (2–3)d доля ростверка в передаче нагрузки на грунт составляет 7–15 % от общей на грузки на массивный фундамент. При расстоянии между сваями (4–5)d доля ростверка в несущей способности массивных фундаментов достигает 15– 30 %. При расстоянии между сваями (6–7)d в доля ростверка в несущей спо собности массивных фундаментов достигает 30–45 % от общей нагрузки на фундамент. Поэтому при возведении фундаментов больших площадей, с мно горядным расположением свай или в виде поля свай, в слабых грунтах значи тельной толщи фундаменты целесообразно выполнять с низким монолитным ростверком с обеспечением жесткой заделки голов свай в ростверк.

Список литературы 1. Бартоломей А.А., Омельчак И.М., Юшков Б.С. Прогноз осадок свай ных фундаментов. – М.: Стройиздат, 1994. – 46 с.

2. Никитенко М.И., Сернов В.А. Рекомендации по расчету свайных фун даментов с несущими ростверками: Р 5.01.015.05. – Минск, 2005. – 24 с.

ПРИМЕНЕНИЕ ТРУБОБЕТОННЫХ КОЛОНН ПРИ ДЕЙСТВИИ ОСЕВЫХ УСИЛИЙ Г.Л. Колмогоров, Е.М. Путилова, Л.С. Сайгина Пермский национальный исследовательский политехнический университет, Россия Рассматривается несущая способность трубобетонных колонн, оп ределяются их механические характеристики как трансверсально изотропной конструкции, оценивается напряженно-деформированное со стояние при действии осевой сжимающей силы.

Ключевые слова: трубобетонная колонна, трансверсально изотропная среда, несущая способность.

В настоящее время широкое применение при создании транспортной ин фраструктуры находят трубобетонные колонны, состоящие из наружной стальной оболочки (трубы), заполненной высокопрочным бетоном. Использо вание стальных трубобетонных колонн позволяет возводить высотные здания с более низкими трудозатратами. Трубобетонные колонны обладают высокой несущей способностью, воспринимая значительные осевые нагрузки без раз рушения.

Стальные оболочки в виде трубы играют роль и опалубки, и арматуры, повышая несущую способность, поэтому возведение колонн здания произво дится с высокой производительностью и более низкими затратами. Кроме технологических преимуществ трубобетонные колонны обладают повышен ной несущей способностью и сейсмостойкостью.

Целью работы является оценка несущей способности и деформативности стальных трубобетонных колонн при действии осевых сжимающих усилий.

В деформированном состоянии равновесие между внешними и вызывае мыми силами упругости может быть как устойчивыми, так и неустойчивыми [1]. Устойчивость формы равновесия деформированного тела зависит от ве личины приложенной нагрузки. Нагрузка, превышение которой вызывает по терю устойчивости, называется критической и обозначается как Pкр.

Трубобетонная колонна рассматривается как стержень, нагружаемый осевым усилием. Критическая нагрузка для принятой схемы, вызывающая потерю устойчивости при осевом сжатии, определяется по формуле [1] 2 EJ Pкр = (1), l где E – материала стержня;

J – момент инерции сечения стержня;

l – длина стержня.

Произведение EJ в формуле (1) характеризует жесткость стержня при из гибе.

Для трубобетонной колонны, сечение которой приведено на рис. 1, сум марная жесткость определяется формулой EJ = E0 J 0 + E1 J1, (2) где E0 и E1 – модуль упругости заполняющего бетона и материала оболочки соответственно;

J0 и J1 – моменты инерции центральной части и трубы.

Рис. 1. Расчетная схема трубобетонной колонны Для рассматриваемой трубобетонной конструкции имеем ( R14 R04 ) R EJ = E0 + E1, (3) 4 где R0 – радиус центральной части стержня;

R1 – наружный радиус трубобе тонной колонны.

После упрощения формулы (3) получим формулу результирующей жест кости трубобетонной колонны:

E1 4 R 1 + ( R1 1), EJ = E0 (4) E0 где R1 – параметр, характеризующий относительную толщину стенки трубы, R1 = R1 / R0.

Критическая сила для центральной части колонны 2 E0 R Pкр = бет (5), l2 в свою очередь критическая сила для трубобетонной колонны составит 2 R04 E1 4 E0 1 + ( R1 1).

Pкр = тр (6) E0 l Отношение критических сил (5) и (6) тр ( R1 1).

Pкр E1 =1+ (7) бет P E кр Следует отметить, что второе слагаемое в формуле (7) определяет увели чение несущей способности трубобетонной конструкции по отношению к не сущей способности бетонной колонны.

На рис. 2 приведены результаты расчета отношения критических сил в соответствии с формулой (7). Расчеты выполнены для R0 = 0,5 м, R1 меняется от 0,51 до 0,54 м, что соответствует изменению толщины стенки трубы от 1 до 4 мм. Материал трубы – сталь, E1 = 2 105 МПа. Модуль упругости бетона: 2·105 МПа;

2 3·105 МПа;

3 4·105 МПа. Из рис. 2 следует, что с увеличением толщины стенки трубы несущая способность трубобетонной колонны значи тельно возрастает, с увеличением модуля упругости бетона увеличение несу щей способности трубобетонной колонны не столь значительно.

Рис. 2. Увеличение несущей способности трубобетонной колонны Кроме определения критических сил, приводящих к потере устойчивости трубобетонной колонны, представляет интерес расчет их деформативных ха рактеристик.

Трубобетонную колонну можно отнести к трансверсально-изотропным композиционным материалам. К трансверсально-изотропным средам относят материала, обладающие симметрией свойств в плоскости, перпендикулярной к направлению оси. При этом упругие эффективные свойства трубобетонной колонны определяются соотношениями механики композитов [2].

Так, модуль упругости в осевом направлении при одноосном нагружении определяется соотношением 4c ( 0 1 ) (1 c ) µ E11 = cE0 + (1 c ) E1 +, (8) (1 c ) µ ( k0 + µ0 3) + cµ ( k1 + µ 3) + 1 1 где с – объемное содержание бетона в композите;

E0 – модуль упругости бе тона;

E1 – модуль упругости материала оболочки;

0 – коэффициент Пуассо на бетона;

1 – коэффициент Пуассона оболочки;

µ 0 – модуль сдвига бетона;

µ1 – модуль сдвига оболочки;

k0 – объемный модуль бетона;

k1 – объемный модуль оболочки.

Соотношение (8) определяет эффективный модуль упругости в направ лении оси одиночного составного цилиндра. Следует отметить, что первые два слагаемых формулы (8) соответствуют правилу смеси.

В табл. 1 приведены необходимые для расчета по формуле (8) величины.

Таблица Значения физических констант для компонентов композита Физические константы Сталь Бетоны Модуль упругости E, 20 2 3 104 МПа Модуль сдвига µ, 82 8 12 103 МПа Коэффициент Пуассона 0,33 0,2 0,2 0, Удельная теплопроводность, 45,4 2 2 Вт/м·С Объемный модуль k, 118,84 13,3 20 26, ГПа, k = (Eµ)/(9µ3E) Коэффициент термическо го расширения, 13 14,5 14,5 14, 106 1/0C По формуле (8) выполнили два варианта расчетов E11 с учетом третьего слагаемого (вариант 1) и по правилу смеси (вариант 2).

В табл. 2 приведены значения объемной доли сердечника по отношению к конструкции.

Таблица Объемные доли сердечника с R1 = 0,51 м R1 = 0,52 м R1 = 0,53 м R0 = 0,5 м 0,96 0,92 0, В табл. 3 приведены результаты расчетов эффективного модуля упругости.

Таблица Значения эффективных модулей упругости Вариант Вариант с E11 для трансверсально-изотропной E11 по правилу смеси, ГПа среды, ГПа 0,96 27 0,92 42,86 42, 0,89 57,67 57, Из табл. 3 следует, что эффективный модуль упругости с высокой точно стью определяется по правилу смеси.

Значения эффективного модуля упругости позволяют рассчитать осевую деформацию трубобетонной колонны под действием осевого усилия в про цессе эксплуатации:

P E11 = (9) F R12 E По приведенному значению осевой деформации определяются дейст вующие напряжения в элементах трубобетонной колонны. Так, для сердечни ка напряжения сжатия бет = E0 11, (10) соответственно, в оболочке тр = E1 11. (11) По значениям напряжений в соответствии со отношениями (10) и (11) оценивается прочность элементов трубобетонной колонны.

В заключение можем сделать следующие выводы:

1. Определена несущая способность трубобетонных колонн по сравне нию с традиционно применяемыми бетонными колоннами.

2. С использованием механики трансверсально-изотропных композитов предложены зависимости оценки прочности элементов трубобетонных колонн оболочки (трубы) и сердечника (бетон).

Область применения полученных результатов – строительство высотных зданий и сооружений.

Список литературы 1. Сопротивление материалов / под ред. акад. АН УССР Г.С. Писаренко. – 5-е изд., перераб. и доп. – Киев: Вища шк., 1986. – 775 с.

2. Кристенсен Р. Введение в механику композитов: пер. с англ. – М.:

Мир, 1982. – 334 с.

ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДЕПЛАНАЦИИ БЕТОНА ПОПЕРЕЧНЫХ ТРЕЩИН НА ПРЯМЫХ МОДЕЛЯХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ В АГРЕССИВНОЙ СРЕДЕ В.Н. Мигунов Пензенский государственный университет архитектуры и строительства, Россия С помощью экспериментально-теоретических исследований рас смотрены вопросы нормирования поперечных трещин в защитном слое бетона, влияния депланации бетона трещин на ширину их раскрытия и ха рактеристики коррозии арматуры, механизма изменения долговечности железобетонных элементов при воздействии агрессивной жидкой среды.

Ключевые слова: железобетон, поперечные трещины, арматура, де планация, коррозия арматуры.

Методика расчета ширины раскрытия поперечных трещин в железобе тонных конструкциях, разработанная профессором В.И. Мурашовым, позво ляет определить среднее значение раскрытия трещин на поверхности гладкой арматуры, когда процесс трещинообразования уже закончился. Дополненная расчетными коэффициентами для различных видов нагружения, она была включена в нормативные документы по расчету железобетонных конструкций сначала в СНиП II-В.1–62*, а затем в СН 365–67. В отличие от СНиП II-В.1–62* при определении средней ширины раскрытия трещин по СН 365–67 в расчет вводился радиус армирования сечения, величина которого зависела от площа ди бетона, окружающей арматурные стержни, числа стержней и их диаметра.

В то же время надежность конструкции, с учетом коррозионной сохран ности арматуры в реальных условиях эксплуатации, определяется не средним, а максимальным раскрытием трещин. Средние максимальные величины ши рины раскрытия трещин статистически определяются как aTср = aT + 2 (где ср max – среднеквадратичное отклонение). На основании статистического анализа результатов исследований, полученных на обычных железобетонных балках с толщиной защитного слоя бетона зс =25 мм [1], была составлена эмпириче ская формула для определения максимальной ширины раскрытия трещин с доверительной вероятностью р = 0,95 на уровне центра тяжести наиболее рас тянутой арматуры, включенная в нормативные документы по расчету железо бетонных конструкций – сначала в СНиП II-21–75, а затем в СНиП 2.03.01–84.

Необходимость учета толщины защитного слоя бетона, состояния по верхности арматуры при расчете ширины раскрытия трещин отмечается в [1].

Величина раскрытия трещин и их геометрическая форма (депланация) по толщине защитного слоя бетона характеризуют проницаемость влаги, кисло рода и различных агрессивных реагентов к арматуре и, в конечном счете, кор розионную сохранность арматуры в трещинах бетона. Депланация бетона трещин определяет фактическую ширину раскрытия трещин на поверхности бетона в зависимости от толщины защитного слоя бетона.

Действующие нормативные документы по расчету железобетонных кон струкций – СНиП 52-01–2003 и СП 52-101–2003 – определяют среднюю ши рину раскрытия трещин нормальных к продольной оси элемента на поверхно сти арматуры. Однако такой подход не согласуется с позицией нормативного документа по защите железобетонных конструкций от коррозии СНиП 2.03.11–85, где нормативная ширина раскрытия поперечных трещин рассмат ривается на поверхности защитного слоя бетона конструкции в зависимости от вида и степени агрессивности среды.

Из действующих нормативных документов только межгосударственный стандарт по методам испытаний железобетонных конструкций ГОСТ 8829– учитывает влияние депланации бетона в нормальных трещинах изгибаемых железобетонных элементах в зависимости от толщины защитного слоя бетона с помощью коэффициента q, определяемого по табл. 1.

Таблица зс25 / зсб 0,5 и менее 0,8 0, 0,95 0,85 0, q Примечание: зс25 – толщина защитного слоя бетона, принимаемая рав ной 25 мм;

зсб – проектное значение толщины защитного слоя бетона, мм.

В настоящее время в неагрессивных условиях испытания известны мно гочисленные экспериментальные исследования депланации торцов растяну тых железобетонных элементов [2], но при этом недостаточно эксперимен тальных данных по этой научной проблеме, полученных на реальных железо бетонных конструкциях [3]. В исследованиях депланации торца растянутого железобетонного образца при защитном слое бетона зс = 60 мм коэффициент депланации, равный отношению aТб / aТа, изменялся в зависимости от вели чины усилия от 1,5 до 6,3 [2].

Необходимо отметить различный характер депланации бетона в попе речных трещинах в зависимости от вида профиля арматуры. Так, в работе [4] приводится величина раскрытия трещин непосредственно у поверхности ар матуры периодического профиля в железобетонной конструкции, которая в три раза меньше ширины раскрытия трещин в железобетонных элементах с гладкой арматурой при тех же напряжениях. Причиной является образование вокруг стержня периодического профиля внутренних кольцевых трещин, не выходящих на поверхность бетона. Отмечается, что характер кривых депла нации бетона незначительно изменяется с увеличением напряжений в армату ре рис. 1.

Напряжение в арматуре а, кгс/см Рис. 1. Зависимость коэффициента депланации трещин от напряжения в арматуре периодического профиля Экспериментальные исследования на прямых моделях изгибаемых желе зобетонных элементах [3] показали, что в балках с гладкими стержнями де планация наблюдается на участках, непосредственно прилегающих к армату ре, т.е. 5–10 мм. На расстоянии от поверхности арматуры = 10...25 мм де планация отсутствует, вследствие чего на этом участке ширина раскрытия трещин остается величиной постоянной. В гладкой арматуре при напряжени ях, близких к пределу текучести, ширина раскрытия трещин по всей толщине защитного слоя бетона остается величиной постоянной, за счет нарушения сцепления арматуры с бетоном.

В балках с арматурой периодического профиля изменение ширины тре щины по всему сечению имеет математическую зависимость от толщины за щитного слоя бетона. Коэффициент депланации К д = acrc25 / acrcб, где acrc25 – ширина раскрытия трещин на расстоянии 25 мм от поверхности арматуры, acrcб – ширина раскрытия трещин на поверхности защитного слоя бетона при толщине защитного слоя бетона зс 25 мм, аппрпоксимируется линейной зависимостью [3]:

25 d (1 ) + при зсб = RВЛ, Кд = (1) зсб где – коэффициент, учитывающий диаметр арматуры d, мм, = ;

RВЛ – d радиус взаимодействия арматуры с бетоном. Значения RВЛ изменяются от 2,5d до 6d в зависимости от величины напряжения в арматуре. Для практиче ского использования рекомендуется принимать RВЛ = 5d [3].

Графическое изображение изменения значений коэффициента деплана ции при зс 25 мм, вычисленных по формуле (1), приведено на рис. 2.

Отношение 25 (мм) / зсб (мм) Рис. 2. Изменение коэффициента депланации бетона трещин при зсб 25 мм в зависимости от диаметра арматуры периодического профиля С учетом данных экспериментальных исследований, полученных на пря мых моделях железобетонных балок [3] и железобетонных призмах [5], на рис. 3 приведено изменение коэффициента депланации при зсб 25 мм.

Отношение 25 (мм) / зсб (мм) Рис. 3. Изменение коэффициента депланации бетона трещин зсб 25 мм в зависимости от диаметра арматуры: 1 – опыты В.М. Кельнера, А.Г. Фартушного;

2 – опыты Э.Г. Портера, А.Г. Фартушного.

Класс арматуры: 1 10, А-VII;

2 14 и 20, А-III В настоящее время по степени опасности коррозионного поражения ста ли в трещинах бетона горячекатаная арматура гладкого и периодического профиля классов А-I и А-III располагаются в одной группе в СНиП 2.03.11– и в межгосударственном стандарте по защите железобетонных конструкций от коррозии ГОСТ 31384–2008. Разная величина депланации стенок бетона трещин для арматуры гладкого и периодического профиля является основани ем для уточнения нормативных значений ширины раскрытия для этих арма турных сталей с помощью дополнительных исследований коррозионного со стояния арматуры в трещинах бетона.

Экспериментальные исследования влияния депланации бетона трещин на коррозионное поражение арматуры различного профиля проведены автором на железобетонных элементах при действии жидкой хлоридсодержащей сре ды. Программа исследований предусматривала сравнение величины характе ристик коррозии арматуры различного профиля классов А-I и А-III в попереч ных трещинах бетона с равными значениями аcrc на прямых моделях изгибае мых железобетонных элементах с размерами 200020070 мм и классом бетона В-30. Использовался бетон пониженной проницаемости с эффектив ным коэффициентом диффузии СО2 в бетоне 0,53104 см2/c. Каждый образец был армирован одним рабочим стержнем соответствующего класса А-I или А III. В зоне чистого изгиба образцов поперечная арматура отсутствовала для получения независимых экспериментальных характеристик коррозионного поражения арматуры в поперечных трещинах. Бетон изготавливался на порт ландцементе и гранитном щебне фракции 5–10 мм.

Расчетные физико-технические характеристики железобетонных образ цов приведены в табл. Таблица Физико-технические характеристики железобетонных образцов Т(шт), (мм), К max n, шт. зс, мм µ, % acrc, мм 1 23 15 0,8 0, 1 14 20 1, 25 2, 1 А-I 1 21 15 0,8 0, 1 14 20 1, 25 2, 1 А-III Примечание: n – количество балок;

Т,, К – соответственно количест во, диаметр и класс рабочей арматуры;

зс – толщина защитного слоя бетона;

µ – max коэффициент армирования;

acrc – расчетное значение максимальной ширины раскрытия трещины Образцы испытывали воздействие постоянной нагрузки. Для стимуляции коррозии арматуры в трещинах бетона использовался 3%-ный раствор NaCl, которым два раза в сутки увлажнялась поверхность бетона. Эксперимент про водился в атмосферных условиях в течение двух лет до появления на образ цах, на уровне рабочей арматуры, волосяных продольных коррозионных тре щин. Согласно нормативным документам СНиП 52-01–2003 и СП -52-101– 2003 образование продольных трещин на уровне рабочей арматуры из-за на рушения ее сцепления с бетоном является показателем предаварийного со стояния железобетонных конструкций. Выбранная концентрация хлорид ионов с учетом характера воздействия жидкой среды на опытные железобе тонные образцы по степени агрессивности согласно СНиП 2.03.11–85 оцени вается как сильноагрессивная.

По окончании натурного эксперимента железобетонные образцы и арма тура были испытаны на прочность изгибающей и растягивающей нагрузками соответственно.

При средней глубине коррозионного поражения cр = 300 мкм арматуры 14 мм класса А-III практически не отмечено уменьшение несущей способ ности железобетонных образцов и арматуры. Предельной 15%-ной величиной снижения диаметра арматуры равного 14 мм является средняя глубина корро зии cр = 1050 мкм. Экспериментальная средняя глубина коррозионного по ражения стальных стержней, при которых возникали продольные трещины, составляла от cp = 240 мкм до cp = 350 мкм в зависимости от толщины за щитного слоя бетона и класса арматуры. Следовательно, с учетом величины критического снижения диаметра арматуры долговечность железобетонных конструкций по условию возникновения продольных трещин при средней глубине коррозионного поражения стержня cp = 300 мкм определяется толь ко длиной участка коррозионного поражения на арматуре.

Коррозионная стойкость арматуры в трещинах бетона определялась ко эффициентом К 0 = К 2 / К1, где К1 и К 2 – соответственно глубины коррозион ного поражения арматуры в трещинах бетона со стороны защитного слоя бе тона и противоположной стороны.

Данные результаты эксперимента показали, что величина К0 зависит от класса арматуры, значений аcrc и зс (рис. 4 и 5). Шириной раскрытия трещин, при которой К0 = 0, является соответствующая величина асrс: для гладкой армату ры класса А-I – 0,005 мм (зс = 15 мм), 0,025 мм (зс = 20 мм) и 0,050 (зс = 25 мм);

для арматуры периодического профиля класса А-III – 0,050 мм (зс = 15 мм), 0,10 (зс 20 мм).

Рис. 4. Показатель коррозионной стойкости арматуры класса А-I в трещинах бетона К0: 1 – dа = 18 мм и зс = 25 мм;

2 – dа = 14 мм и зс = 25 мм;

3 – dа = 10 мм и зс = 25 мм;

4 – dа = 18 мм и зс = 20 мм;



Pages:   || 2 | 3 | 4 | 5 |   ...   | 10 |
 





 
© 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.