автореферат диссертации по строительству, 05.23.05, диссертация на тему:Оптимизация процессов формования сборных и бетонированных монолитных железобетонных конструкций с учетом эффектов взаимодействия слоя смеси с технологическим оборудованием

МИНИСТЕРСТВО ОБРАЗОВАНИЯ УКРАИНЫ ХАРЬКОВСКИЙ ИНЖЕНЕРНО-СТРОИТЕЛЬНЫЙ ИНСТИТУТ

рге од

;;.'.•"] у.->.<•.?

На правах рукописи

ФАЙВУСОВИЧ Абрам Соломонович

УДК 691.32:693.546.4

ОПТИМИЗАЦИЯ ПРОЦЕССОВ ФОРМОВАНИЯ СБОРНЫХ И БЕТОНИРОВАНИЯ МОНОЛИТНЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ С УЧЕТОМ ЭФФЕКТОВ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ СЛОЯ СМЕСИ С ТЕХНОЛОГИЧЕСКИМ ОБОРУДОВАНИЕМ

05.23.05 — «Строительные материалы и изделия*

АВТОРЕФЕРАТ ДИССЕРТАЦИИ на соискание ученой степени доктора технических наук

Харьков—1993

Диссертационная работа выполнена в Луганском филиале НИИ строительного производства Минстройархитектуры Украины.

Научный консультант — чл.-корр. РАН, доктор технических наук, профессор Б. В. Гусев

Официальные оппоненты:

академик АИН Украины, доктор технических наук, профессор И. М. Грушко

доктор технических наук, профессор И. И. Назаренко

доктор технических наук, профессор Н. П. Блещик

Ведущая организация — Харьковский «ПромстройНИИ-проект» Минстройархитектуры Украины.

Защита диссертации состоится г.

в ....../...I.......... часов на заседании специализированного совета

Д 068.33.01 по присуждению ученой степени доктора технических наук Харьковского инженерно-строительного института (310002, г. Харьков, ул. Сумская, 40).

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан «.

т.. ■» 1993 г.

Ученый секретарь

специализированного совета,

д. т. н., профессор А. В. Ушеров-Маршак

Актуальность раооты. В странах Содружества ежегодно (по данным 1985 г.) перерабатывалось около 250 млн. мэ бетонных змесей для изготовления сборных и монолитных железобетонных сонструкций. Указанное связано с затратой значительных ресурсов. Так, на обновление парка форм расходовалось около 700 ?ыс. т стали, на опалубку для изготовления монолитных железо-¡етонных конструкций 7,0 млн. м3 пиломатериалов, 240 тыс. т ¡тали. С учетом формовочного оборудования, оснагтки необходимо ресурсы для изготовления сборных и монолитных конструкций ;остигают ощутимых для народного хозяйства объемов. Доля Укра-:ны составляет в них примерно 20%. Значительная экономия ре-урсов связана со снижением материалоемкости форм, опалубки и овышением их долговечности, оптимизацией технологических провесов , позволяющих повысить качество изделий, снизить расход емента. Решение указанной задачи возможно путем создания на-чно-обоснованных методов расчета технологических процессов, пределения нагрузок на оборудование, формы и опалубки.

Разработка методов расчета технологических процессов, юпочая их оптимизацию, связана с решением задач взаимодейс-зия бетонной смеси с формовочным оборудованием как в стати-эских, так и динамических системах. Решение перечисленных эоцессов, видов оборудования и оснастки связано, прежде все), с необходимостью учета изгибных деформаций механических ютем, учетом в полном объеме граничных условий. В сравнении имеющимися решениями одноосных задач появляется необходи-ють в использовании дополнительных уравнений состояния смеси формулировании новых граничных условий. Поэтому математичес-ie формулирование прикладных задач и разработка алгоритмов решения включает в качестве ключевого момента эксперимен-льно-теоретическое обоснование системы уравнений бетонной еси для нормальных и-сдвиговых деформаций, разработку новых аничных условий для статических и динамических воздействий.

Указанное позволяет строгим образом без введения ка-х-либо эмпирических коэффициентов, справедливых только для нкретной расчетной схемы (изделий определенной конфигурации цанного вида оборудования) получать достаточно общие реше-1. имеющие широкое применение.

Цель диссертационной работы заключается в разработке на-

учно-обоснованных методов расчета, позволяющих оптимизировать технологические процессы формования, снизить материалоемкость форм, опалубок и повысить их долговечность.

Объектом исследований являются процессы формования сборных и бетонирования монолитных железобетонных конструкций по вибрационной и безвибрационной технологии. Предметом исследований являются основные закономррности и особенности протекания технологических процессов, представляемые в.•виде систем уравнений, теоретических моделей, экспериментальных зависимостей, адекватно их отражающих.

Автор защищает:

а) впервые использованную для описания свойств бетонных смесей систему уравнений двухфазных насыщенных пористых сред (Био) с формулированием граничных условий на контакте с твердыми стенками при сдвиге для статических и динамических воздействий;

б) методики определения характеристик бетонных смесей при статических воздействиях; полученные значения механических характеристик подвижных бетонных смесей, рассматриваемых в качеств« двухфазной среды;

в) математическое формулирование и алгоритмы решения задач, связанных с определением давления бетонных смесей,характеризуемых показателем подвижности, на опалубку; исследованием процессов формования изделий различного назначения нагнетанием теоретическую модель процессов вакуумирования;

г) полуэмпирические зависимости для определения бокового давления бетонной смеси на опалубки, позволяющие повысить точ ность расчетных значений в 1,5-2 раза; ,

д) систему уравнений для описания процесса виброуплотнени: (изменения плотности), основывающуюся на уравнениях массопере носа, волнового уравнения и виброкомпрессионной зависимости имитационную модель процесса виброуплотнения, устанавливающу связь между гранулометрическим составом заполнителей и плот ностью смеси;

е) установление вида распространяемых в ограниченном объем бетонной смеси волн; формулирование и обоснование граничног условия на контакте с твердой стенкой при вибрационном сдвиге установление области применимости моделей однофазных сред н основе сопоставления дисперсионных уравнений двух- и однофаг

: сред на основе структурных и фазовых характеристик соот-'ствующих двухфазных сред;

методики определения механических характеристик бетонных ;сей при ударных и вибрационных воздействиях, в т.ч. при 'рационном сдвиге. Экспериментально установленный факт об вотропии свойств бетонных смесей;

установленные зависимости, определяющие величину рассеивав-[ бетонной смесью энергии при вибрационных й ударных воз-ютвиях как функции режимов вибрирования, неупругих свойств си, расчетной схемы системы, позволившие внести существен-■ уточнения в представление о форме критерия интенсивности; математическое формулирование, решение аадачи колебаний темы бетонная смесь - форма - формовочная установка (БФУ) с том влияния изгибной жесткости упругой системы для случая .рных, ударно-вибрационных и вибрационных воздействий. Уста-ленные области оптимальных режимов колебаний, обеспечиваю-интенсификацию процессов формования, критерий минимизации сы формы; аналитические зависимости для определения частот-характеристик системы БФУ;

инженерные методики динамического расчета форм и опалубок, ючающие необходимые справочные данные, оптимизацию процесса мования за счет обоснованного (допустимого по условиям дол-ечности) сближения собственных и вынужденных колебаний сис-ы БФУ; повысить долговечность форм за счет исключения резо-сных режимов колебаний;

зависимости для определения механических характеристик Се-' ных смесей по данным о характеристиках исходного состава си.

Практическое значение работы: разработана инженерная методика расчета боковых давлений онной смеси на стенках опалубки, позволяющая за счет повы-ия точности формул снизить материалоемкость опалубок на ..3СХ;

сформулированы критерии оптимизации системы БФУ при удар, ударно-вибрационных и вибрационных воздействиях, микими-ии массы форм;

разработаны инженерные методики динамического расчета $огм, нологических процессов, позволяющие снизить металлоемкость м на 10...25% при одновременном повышении их долговечности;

а

повысить качество изготовляемых конструкций; 4) разработаны и усовершенствованы различные конструкции фо[ и опалубок, нашедшие применение на заводах ЖЩ и стройках У* раины, при этом достигнуто снижение массы форм до 25%, опал> бок до 30%. Результаты работы использованы при разработке ряi методических и нормативных документов:

1. Рекомендации по расчету динамических параметров и технолс гических режимов работы ударно вибрационных машин и оснастю - Киев, НШСЛ, 1930, с. 63.

2. Технологические правила по ударной и ударно-вибрационнс технологии формования железобетонных изделий. РСН 326-8J Госстрой УССР, с. 30.

3. Рекомендации по динамическому расчету стальных форм. НИШ ЧПСНИИП, ЛФ НШСП. - М. , 1984, с. 43.

4. Организационно-технологические решения для условий реконс трукции промышленных предприятий, ч. III. Организационно-те> нологические решения по производству отдельных видов paöoi Усиление железобетонных конструкций. ЦНШОМТП. - М., 1987, с 24-36. (Раздел : техногогия производства бетонных работ).

5. Реконструкция промышленных предприятий, т. I. Справочш строителя. - М., Стройиздат, 1990 (10.4, 10.5. Технология прс изводства бетонных работ) с. 400-430.

6. Рекомендации по усилению железобетонных конструкций здам И сооружений под нагрузкой в условиях реконструкции. НШСП. К, 1990. (раздел "Технология производства бетонных работ") с 16-33.

7. Технология производства работ по усилению строительнь конструкций на реконструируемых предприятиях (РСН 342-86, PC 342-91) (Раздел бетонные работы). Госстрой Украины, с. 40-57.

Материалы, изложенные в вышеуказанных документах, бш использованы при разработке различных типов форм: для изгото! ления предварительно напряженных многопустотных плит перекрь тий; тротуарных плит; кассетных форм для изготовления бортовь .лмней и изделий на заводах ЖБИ ПО Луганскжелезобетон.

Они использованы также при разработке объемной опалубки навесными вибраторами для устройства обойм усиления коло» крановых эстакад; самонесущей щитовой опалубки для устройси обойм усиления колонн крановых зданий, подкрановых балок, pi гелей и т.п. в ПО Лугансктепловоз, ПО Винницаметаллоснабсбьп

[чевского металлургического комбината и др. При этом были ютигнуты следующие показатели:

снижение массы форм составило 360,6 т; общий объем сборных железобетонных изделий, изготовленных формах улучшенных конструкций составил 410 тыс. мэ;

экономический эффект при производстве сборных железобе-)нных изделий и усилении железобетонных конструкций обетони->ванием составил (в ценах 1984 г.) - 916,2 тыс. руб. В 189-1991 гг. экономический эффект определялся частично.

В диссертации использованы результаты исследований, вишенных в 1974-1991 гг. в лабораториях технологии производс-¡а сборного железобетона и технологии усиления железобетонных >нструкций Луганского филиала НИИСП в соответствии с планами абот института и координационными планами б. Госстроев СССР и Х?Р. Экспериментальные исследования выполнялись автором дис-;ртации самостоятельно и при участии сотрудников лабораторий, гаграммы для расчетов на ЭВМ разработаны инж. Майером В.Г. ¡тор выражает глубокую благодарность к.ф.-м.н., доц. Потетюн-з Э.Н. за участие в обсуждении постановочных вопросов и ре-нштатов исследований.

Апробация работы. Основное.содержание и отдельные разделы юсертации в период с 1977 по 1991 гг. докладывались на 12 :есоюзных и республиканских конференциях, совещаниях, симпо-1умах и семинарах.

Публикации. Результаты исследований изложены более чем в Э публикациях, использованы при разработке 7 рекомендатель-jx, 2 нормативных документов.

Объем работы. Диссертационная работа объемом 386 стр. ма-мюписного текста, в т.ч. 103 рис. и 27 табл.6 и 132 стр. эиложений. Библиография включает 326 наименований.

Многочисленными исследованиями отечественных и зарубежных ■¡еных были разработаны основы технологической механики бетона ак раздела механики сплошных сред, физико-химической мехаяи-л, что позволило широко использовать методы механики для раз-аботки, исследований и оптимизации технологических процессов, асчета технологического оборудования. Крупный вклад в разра-этку различных разделов технологической механики, в т.ч. в эорига виброформования, внесли: A.A. Афанасьев, В.И. БаС'/ЕКИн, .П. Блешик, Ф.Г. Брауде, В.А. Бриеде, И.П. Бриедис, К.И. Ей-

ховский, В.Н. Гарнец, Г.Б. Гирштель, U.M. Грушко, Н.В. Гусе А.Е. Десов, Г.Б. Ивянский, В.Г. Зазимко, В.Е. Карамзин, К. Ким, Б.И. Крюков, Г.Я. Куннос, Е.В. Лавринович, Р. Лерми П.П. Линарт, Б.А. Лишанский, Е.П. Миклашевский,' 0.П. Мче, лов-Петросян, Н.В. Михайлов, И.И. Назаренко, П.Ф. Овчиннико: К.А. Олехнович, С.А. Осмаков, П.А. Ребиндер, И.Ф. Руденю O.A. Савинов, В.И. Сивко, И.Г. Совалов, Э. Фрейсине, Т. Харр: сон, С.Г. Шестоперов, В.Н. Шмигальский, М. Шпехт и др.

Несмотря на несомненную научную и практическую ценное выполненных исследований, следует отметить их определенную о: раниченность, связанную со слабой практической направле] ностыо. Именно этим объясняется, что расчет форм,опалубок, oi ределяющих металлоемкость производства железобетона,ведется j эмпирическим формулам, предложенным еще в 60-70 гг., и то* ность которых в настоящее время не удовлетворяет требованш практики.

Многие виды расчетов, например, динамического расче'. форм, подавляющего большинства технологических процессов npai тически отсутствовали. Наиболее важной особенностью технолоп ческих процессов, связанных с деформированием подвижных бето! ных смесей при статических воздействиях, является необход! мость во многих случаях учета изменения соотношения фаз, осс бенностей деформирования ограниченных объемов смеси (с граш цами) в условиях плоского и объемного напряженного состояния.

Что касается теории виброформования, то наиболее вачснс проблемой является необходимость выявления при исследован! взаимосвязанных колебаний слоя смеси с системой форм^ - вис роплащадка влияния изгибной жесткости (частотных характерис тик) механической системы на колебания системы в целом. В с> ществующих расчетах, как известно, реальная механическая сис тема приводится к точечной массе, закрепленной на пружине. Тс кая система, в отличие пт реальной, характризуется одной собс твенной частотой. В других случаях при полном учете частотнь характеристик механической системы свойства смеси учитываотс коэффициентом присоединенной массы, который определяется зке периментально. При таком подходе невозможно сформулироват критерии оптимизации системы, в т.ч. минимизации массы форм причем точность расчета остается низкой.

Для случаев статических воздействий до последнего времен

не была обоснована система уравнений состояния бетонной смеси, необходимая, прежде всего, для решения плоских и объемных задач. Имеются лишь некоторые модели однофазных сред и эмпирические зависимости, позволяющие получать частные решения без /чета граничных условий. В то же время для описания процессов вакуумирования используется уравнение двухфазных сред Терцаги. Сказанное позволяет предположить, чт1 все они являются частными случаями более общей системы. 0

Применительно к вибрационным задачам формования до пос-неднего времени не исследовались свойства смесей при вибрационном сдвиге, в т.ч. на границах, что не позволяет перейти к зешению плоских и объемных задач. Было также установлено, что 5 рамках однофазных сред не удается строго обосновать граничите условие при сдвиге. Разработка общих методов решения задач [статических и динамических) теории формования, таким образом ¡ключает:

О выбор и зкпериментально-теоретическое обоснование системы 'равнений, новых граничных условий в рамках теории двухфазных :ред;

>) разработку методик определения констант, характеризующих :войства смеси в указанных системах уравнений; О математическое формулирование и решение задач взаимодейс-■вия слоя смеси с оборудованием;

■) выбор и обоснование критериев оптимизации технологических [роцессов, оборудования, форм и оснастки; ;) экспериментальную проверку полученных решений и разработку цсенерных методов расчёта, включая необходимые справочные дан-:ые.

В первом разделе (главах 1 и 2) диссертации излагаются езультаты исследований свойств бетонных смесей и технологи-еских процессов, связанных с деформированием подвижных бетон-ых смесей при статических воздействиях. Анализ многочисленных ксп<эриментальных данных о деформировании слоя бетонной смеси ежду вертикальными стенками опалубок с различными соотношени-ми сторон в плане, компрессионных испытаний показал, что ринципиальным для выбора исходной системы уравнений явлется:

зависимость скорости деформаций бетонных смесей при ксмп-ессионных испытаниях по открытой схеме от высоты слоя;

снижение во времени бокового давления смеси в случае

мгновенного загружения от максимального в начальный момент времени до некоторой постоянной величины;

изменение во времени суммы главных сжимающих напряжений в случае пространственной задачи.

Убедительное объяснение указанным фактам может быть дано лишь с привлечением представлений механики двухфазных сред, в частности, модели Флорина-Био (объемных сил при линейно-деформируемом "скелете"). Она основывается на следующих предпосылках: поровая жидкость сжимаемая, твердая фаза ("скелет") подчиняется уравнениям линейной упругости, изменение соотношения фаз - закону Дарси и условию неразрывности фаз.

В качестве жидкой фазы принимается свободная, не связанная какими-либо физическими или физико-химическими силами воздействий вода. Причем жидкая фаза объединяется с газообразной в одну - сжимаемую жидкость. К твердой фазе ("скелету") относятся частицы заполнителя, вяжущего и связанная различными силами взаимодействий часть воды затворулия, которая не может быть удалена в процессе деформирования при возможности ее фильтрации.

Как известно, в двухфазной среде предполагается наличие двух систем давлений: эффективного в "скелете" и порового (нейтрального) в жидкой фазе. Было установлено, что для полного учета граничных условий необходимо стандартные для двухфазных сред условия дополнить еще одним, отражающим свойства бетонной смеси на твердой стенке при сдвиге. Оно должно верно отражать два экспериментально установленных факта: экспоненциальный характер распределения эффективных давлений в "скелете" по высоте слоя и возможность появления в нем зон с нулевыми давлениями.

Таким требованиям отвечает условие вида

ббу Эф

- + Uo6y эф + Яо - о (1)

5х

где бу эф - нормальные напряжения в "скелете";

Но и Хо - коэффициенты, имеющие физический смысл шероховатости и сцепления.

Ниже приводится постановка задачи о деформировании слоя смеси между твердыми стенками, позволяющая исследовать величины бокового давления смеси на опалубку. Верхняя граница принята свободной от напряжений, деформации на днище приняты ну-

евыми. Все границы, кроме верхней, приняты непроницаемыми для идкой фазы. Учет сил трения на вертикальных стенках выполнен соответствии с (1). В начальный момент времени деформации авны нулю. Уравнения Био записаны в форме, предложенной Ю.К. арецким. Индексы для простоты записи опущены. С учетом изло-енного:

б2и б2и 1 5р

+ —г + Г - ~ — • О (2)

бу^ бХ^ 0 5у

бр 6Ь

Аз

5^р б*р бу2 бх2

+

б2и 4бубЬ

(3)

Начальные и граничные условия имеют вид:

бр

ЫЭ, и-0, (4); х-±Ь,--0, (5); у-0, р-0; (6)

бх

бр ббу.Эф

У-Ь,--0; (7); х-±Ь, - ± (Уобу.эа, + Хо)-0; (8)

бу бх

би

у-0,--0; (9) у-Г1, и-0; (10)

бу

а ВВ

1-V и

где XI- а - ; Хг-в; Хз-С /(1+В); Я4--/(1+В);

и и 3

1-\> би р

буу- — а — - —, 1+у и бу а

2в\> би .р

1-2V бу В

буу и бхх - полные внутренние напряжения, действующие в правлении осей х и у ; р - поровое давление; Е, Б - модули ругости и сдвига "скелета"; аи - модуль мгновенной объемной имаемости "скелета"; а« - коэффициент сжимаемости при комп-ссии; Ск - коэффициент бокового давления; а- ксэ<#ициенг носитель ной сжимаемости при компрессии; V - коэ<Хициент Пу-:она "скелета"; В- коэффициент, определяющей часть внешнего

давления, которое в начальный момент времени (1-0) воспринимается жидкойфазой; ау - модуль объемного сжатия поровой жидкос-'ти; ги - объемная масса воды; Тва - объемная масса смеси (при непроницаемой нижней границе - взвешенная); си - коэффициент плоской консолидации.

Ниже приводится конечный вид расчетных формул для определения величин боковых давлений

00 г Во ГПбигпУ -1

бхх- -ЛбЕСп I (СоЬ--ЭЬГпЬ-вп)-+ВоС11ГпУ-Во х

П-1 ГП сЬгпЬ -1

ФпХ ы ® хсоб—+2 Е

ь п-т-1 к-1,3. 5

2ст4тк

як 1

Л5-

2Ь ВШтк

тях яку соз—э1п—ехр(-аткЬ) ,(1' Ь 2Ь

где

"

2(5* 1 - 2У

ГЬ2

9п--,

«Рп

2з1прп МоЬ _

СП--; tglpn--; гп - (Фп/Ь)^7х1 ;

(Рп+31ПфпС0511>п Фп

(як/2Ь)

«тк--—--—5-—о—; Во -

В см (Кк/2Ь) 2+*2(ш/Ь) 23

!?т(як/2Ь)(-1)

<1>тк - -5-—-"5- • сИГтИ + (0о/гт) X <

гт2+ (як/2Ь)2

х --- + (20тЬ/Як)(-1)(к-1,/2-8Во -

гт2 + (як/гИ)2 як

V 4

ЗрЬ - (В /Гщ)зЬГтЬ - (ГВ2/Л2Фт2)

^--й I '

спгтп

, г / ■ 9 г щ/вНяк/гм2 -1

акт - >зС(як/2Ь)г + (ят/Ы2] /1--2- •

1 Хг(як/211)2+ Аг(ят/Ь)2 -1

ю

Механические характеристики, используемые в системе урав-[ений Флорина-Био, определялись на компрессионном приборе по скрытой схеме ( с односторонней фильтрацией). Для исследова-:ий использовались бетонные смеси 25 составов, характеризуемые юказателем подвижности по ОК 1...15 см. Размеры прибора в ¡лане (0,25x0,25 м) и высота слоя (0,1 м) исключали возмож-:ость появления масштабных и пристегных эффектов. Деформации [змеряли индикаторами с ценой деления 0,01 мм, а давления преобразователями ЦШИСК. Принятая методика принципиально не сличается от используемой в механике грунтов, однако общая ;родолжительность эксприментов была увязана со сроками схваты-ания цементного теста и не превышала 1,0 час. Нагружение слоя меси осуществлялось ступенями, равными 0,1 МПа, с выдержкой осле каждой ступени до прекращения осадки штампа (ориентиро-очно 3 мин.). Максимальная величина давления составила 1,0 Па, что соответствует условиям реальных технологических прокосов. Значения а«, к®. ск, Е0 для различной степени консоли-ации (величины нагрузки) определялись по методике, принятой в еханике грунтов (рис. 1, 2). Коэффициент бокового давления £,к пределяли по соотношению величин бокового и нормального дав-ений. Из экспериментов следует, прежде всего, что все иссле-ованные характеристики зависят от величины прессующей нагрузи.

Рис.1. Зависимость коэффициен-

та фильтрации от степе- . ни консолидации: в - состав N 3; о - состав N 5; + - состав N 7.

. !М

состав N 3 - 1:1,96:2,68:0,54 Состав N 5 - 1:2,5:1,8:0,525 Состав N 7 - 1:2:2,25:0,525

и

О 11,1 1\) П,> 11,1 С,5 В,Г. (1,1 П,> в,Ч 1,17

1 1

а,-и**УИ

P,si0 О,OS» е.031

амв о,ои'

0,050

, e.oie B,bií о,ом 0,001

D

Следует отметить также относительно высокие значения коэффициентов консолидации, что определяет значительные скорости и малую продолжительность процессов уплотнения смеси (до 1,5...2,0 часов). На основании численных расчетов уравнения (11) было получено:

при нулевом начальном распределении деформаций в слое существует начальное распределение давлений, которое связывается по В.А. Флорину с мгновенно приложенной нагрузкой;

коэффициент бокового давления снижается от начального значения (для несжимаемой жидкой фазы он равен единице) до стабилизированного состояния, зависящего от коэффициента Пуассона "скелета";

зависимость величины бокового давления от ширины слоя имеет вид S-oбразной кривой, не проходящей через начало координат ;

величина бокового давления растет с увеличением 'высоты

слоя;

величина бокового давления определяется в основном коэффициентом Цо и в меньшей степени Хо- Для определения величины давлений в растущем с постоянной скоростью слое использовалось приближенное решение. Соответственно:эффективные в"скелете" на основе решения задачи одноосных деформаций упругого слоя с боковым трением, поровых - неограниченного по горизонтали слоя (решение Р. Гибсона). Сопоставление их с формулой М. Шпехта показало, что константа в последней является функцией приведенного радиуса сечения, объемной массы смеси и коэффициента трения смеси по опалубке. Сопоставление второго члена, пропорционального скорости укладки смеси, с величиной поровых давле-

Рис.2.

р,мяд

Зависимость коэффициента сжимаемости при компрессии от прессующей нагрузки: в - состав N 3; о - состав N 5; + - состав N 7.

0,1 О,г о,? 0,4 V,S ЦС О,Г 1,1 О,, 1 п

im из решения Р. Гибсона показала, ч"о известная формула М. Шехта, вошедшая в нормы многих стран, не учитывает рассеяние [апряжений, зависящее от соотношения скорости бетонирования и юличины коэффициента консолидации,и продолжительность процес-:а. Экспериментальные исследования величин бокового давления ■етонной смеси выполнялись с применением металлической опалуб-■м с размерами в плане 0,1x0,8 м и высотой до 2С5 м. Измерение ;авлений в пяти точках по высоте опалубки выполнялось с ис-ользованием преобразователей давления ЦНШСК. Для исследова-ий применялись смеси пяти составов подвижностью 1...8 см. Вы-ота столба смеси изменялась от 0,3 до 2,0 м. Укладка смеси роизводилась слоями по 0,3 м в течение 3...5 мин. и выдержкой о 18 мин. Общая продолжительность эксперимента (в зависимости т высоты столба) колебалась от 75 до 120 мин. При обработке езультатов экспериментов использовались также данные В.Д. опчия, Т. Харрисона и др. Было установлено (по кривым распре-еления бокового давления), что для подвижных смесей (OK - 8 м) (Jo « 0,2 (1/м), So - 0,0005 причем влияние ^ более су-.ественно. Из полученных результатов наиболее важными являются становленные закономерности: связанные с суммированием давле-ий при послойной укладке смеси; значительной скоростью провесов консолидации, сопровождающиеся рассеянием поровых дав-ений во времени; существенным влиянием сил трения на величину оковых давлений. Выполненные исследования позволили значи-ельно повысить точность формулы СНиП 3.03.01-87 для определе-ия давлений. Для обработки имеющихся экспериментальных дан-ых, собственных и опубликованных, была введена величина приеденного радиуса сечения бетонируемой конструкции SQ - F/S, де F и S - площадь и периметр сечения. С учетом влияния раз-еров сечения модифицированная формула норм для определения оковых давлений тяжелых осей может быть представлена в виде:

- (23,457 So2 - 2,108 So + 0,236)(18,72 + 6,48 V)KiK2 (12)

где 0,05 < S0 < 0,3 м

Кг, Кг - коэффициенты, принимаемые по нормам.

Из зависимости (12) следует, что только длл - 0,25 зпалубка с размерами в плане 1,0x1,0 м) экспериментальным мачения и рассчитанные по нормам согласуются меле/ соСсй

(рис. 3). При Б0 < 0,25 значения давлений получаются завышенными, а при Б0 > 0,25 заниженными.

Рис. 3. Зависимость бокового

у-е,0*уч

значения;

1 - ПО СНИП 3.03.01-87;

2 - Ртах - ИЛ2;

3 - Ртах - 1?2В1У;

4 - по формуле (12)

давления бетонной смеси от приведенного радиуса сечения:

® - экспериментальные

ч» »,> з,,„ 2,3 - зависимости Якутова А.Н.;

Кг - эмпирические коэффициенты; В-1 - расчетная ширина бетонируемой конструкции.

Было получено решение задачи и выполнены экспериментальные исследования процессов нагнетания бетонной смеси в ци -линдрическую обойму кольцевого очертания применительно к случаю устройства обойм усиления, изготовления труб и т.д. Эксперименты выполнялись с'использованием формы, имеющей высоту 4 м, внешний диаметр - 0,8 м, внутренний - 0.6 м. Наружная опалубка состояла из двух полуцилиндров с резиновыми уплотнениями в стыках. Для нагнетания использовали мелкозернистые смеси состава 1:2,5 (подвижностью 8...10 см по погружению стандартного конуса), песок характеризовался Мир. - 1.1. Нагнетание осуществлялось растворонасосом, подключаемым к одному или последовательно к двум патрубкам, заделанным в боковую поверхность опалубки на расстоянии 0,1 и 0,2 м от днища.

Нагнетание осуществляли с перерывами, продолжительность которых колебалась в пределах от 2 до 4 мин. Распределение давлений,зафиксированное в экспериментах, качественно совпадает с результатами численных расчетов.С использованием разработанного алгоритма получено решение задачи нагнетания бетонной смеси в кассеты, в т.ч. в пульсирующем режиме и при проницаемых стенках. Результаты численных расчетов величин давлений на стенки кассеты в целом хорошо согласуются с результатами экспериментов, выполненных Н.П. Блещиком, К.Ф. Панышом и др. Ре-

на задача устройства бетонных стенок тоннелей прессованием, зволившая определить величины давлений на кольцевую опалубку оценить однородность свойств бетона в зависимости от степени нсолидации слоя смеси.

При построении теоретической модели процессов вакуумиро-ния бетонная смесь рассматривалась в качестве трехфазной еды, а в уравнении неразрывности учитывалось дополнительно авнение деформации воздушной фазы. Рассмотрено два предель-к случая процесса вакуумирования, когда скорость фильтраци-ных процессов больше или меньше скорости деформирования воз-яной фазы. В первом случае при заданном законе распределения здушных пузырьков по размерам скорость процесса вакуумирова-1 определяется скоростью деформирования всего объема пузырь-з в вязкой жидкости. Во втором случае, когда воздушная' фаза формируется по закону Бойля-Мариотта, исходное уравнение яв-зтся нелинейным. При отсутствии воздушной фазы исходное шнение приводится к обычному уравнению Терцаги.

Во втором разделе диссертации (главе 3) рассмотрена тео-гическая модель процессов виброуплотнения бетонных смесей.

основе анализа многочисленных экспериментальных исследова-\ было установлено, что в случае виброкомпрессионного уплот-1ия минимально необходимое количество уравнений, позволяющих жватно описать процесс равно трем.

При формулировании уравнений модели введены некоторые уп-1ения. Известно, что при виброуплотнении подвижных смесей ¡амические давления достигают максимального значения в очень гаткие промежутки времени, тогда как собственно процесс виб-гплотнения продолжается значительно (в 7-10 раа) дольше. Та-< образом, в конце первой стадии виброуплотнения (переуклад-составляющих) динамические характристики стабилизируются и 1 описания процесса распространения колебаний может Сыть ис-шзовано обычное волновое уравнение. Вторым уравнением, опи-¡ающим процесс изменения плотности вследствие фильтрации 1КОЙ фазы (цементного теста) в поровом пространстве "скеле-' и сближения его частичек является уравнение массояереноса, >еделяющее распределение усредненных в единицу времени кон-ираций (плотности) смеси по объему и во времени. Для спре-[ения коэффициентов вышеуказанных уравнений необходимо ис-иьзоваяие еще одного уравнения, устанавливающего сйизь мехду

плотностью смеси и режимами вибрирования. Таким уравнение* характеризующим процесс виброуплотнения элементарного (при о} породном напряженном состоянии) слоя смеси, является вибрс компрессионная зависимость. Она устанавливает связь меж; плотностью смеси и амплитудным значением динамического давл« ния |б| при заданных величинах частоты колебаний и статическс го давления.

С учетом изложенного система уравнений, определяющих прс

цесс виброуплотнения, может быть записана в виде:

са)-ст -к|бЦ

- - 8(1) - е , (1£

сн- ст

бс(х, t) 5*-с(х, t) 6с(х, t)

--D -5- + V0- , (U

5t Ö^x б x

5 U 5 U Р & - ^ ' Ш

где сн, c(t), ст - начальная, текущая и практически дос тигаемая за время Т концентрация (относительная плотность смеси; 6(t) - текущее значение коэффициента концентрации; К коэффициент виброуплотнения; D - коэффициент виброконсолида ции; V0 - скорость виброуплотнения; р - плотность смеси; U смещение; Ек - комплексный модуль упругости смеси.

Из (13) следует, что константами виброкомпрессионной за висимости являются коэффициенты сц, ст и к. Согласно DIN 1821 (ФРГ) величина ст/сн определяется как коэффициент уплотнения по Вальцу. Его величина для смесей, характеризуемых показате лем подвижности, изменяется в пределах от 1,0 до 1,41.

Для регулярного режима и случая слоя смеси, опирающегос на вибратор, при достаточно больших значениях времени, когд значениями высших членов ряда можно пренебречь, среднее по вы соте однородного слоя (малой высоты) значение 6(t) в частно случае, когда (rt/!)2 > (V.V2D)2 равно:

8(Ь) ехр (Го) - 1 - ехр

тс

' "А 20

(16)

где Г0 - л2СЬ/12 - число Фурье.

Методика определения констант виОрокомпрессионных зависи-остей по экспериментальным кривым осадки слоя смеси и ампли-удным значениям динамических давлений (ускорения колебаний) сновывается на использовании уравнений (16) и вычисляемой не-осредственно их виброкомпрессионной зависимости, представляе-ой в форме перемещений, величины средней по толщине слоя ско-ости уплотнения. Экспериментальные исследования процессов иОроуплотнения проводились с использованием фэркы с размерами 'плане 0,25x0,25 м, закрепленной на подвижной раме удар-о-вибрационного стенда с регулируемой частотой оборотов С - 6...14 гц). Высота слоя смеси составляла 10 - 0,1 м. Для сследований- применялись бетонные смеси жесткостью 8 и 15 с по ГОСТ 10181.1-81). Исследования проводились с использовзни-м пригрузов: инерционных РСт - 0,8 и 3,0 КПа, безинерционных Рст - 10,0 и 20,0 КПа. Всего выполнено 71 виброкомпрессион-эе испытание. В процессе'проведения экспериментов осуществля-зсь автоматизированная запись осадок слоя на ленту самописца, скорений колебаний и динамического давления.

На основании обработки результатов собственных исследова-ий и других авторов определены значения коэффициентов вибро-шотненил для случая гармонических, ударных и ударно-вибраш-' иных воздействий.

На рис. 4 показаны значения й и вычисленные для сле-/ющих характеристик смеси и условий эксперимента:смесь соста-а 1:1,62:2,88:0,406 (ж - 15 с), Рст - 0.8 КПа, Ст - 0,58; Г/Сн - 1,298; К - 6,723-Ю"4 1/Кпа-с, |б| - 72,5 КПа, Г - 8гц. нелогичные результаты получены для случая гармонических коле-аний. Зависимость коэффициентов У0 и Э от 8(Ь) определяет не-янейность уравнения (14).

г,о

г, о

3,6 5,0 4,0

1,0 I.»

0,1 0,г 0,5 0,4

е

Рис. 4. Зависимость коэффициентов Уо и Д от в

разработанная модель позволяет определить продолжительность уплотнения столба смеси, возможность образования зон с пониженной плотностью, эффективное распределение амплитуд динамического давления по высоте столба смеси. Разработанная модель исходит из представления об однофазности среды. Между тек имеется целый ряд вопросов, которые можно решить только в рамках трехфазных сред. К ним относится вопрос о влиянии гранулометрического состава заполнителей на процесс виброуплотнения ^ соответственно плотность смеси. Изучение указанного вопрос* выполнено с использованием методов имитационного моделирования. В основу моделирующего алгоритма положены представления с случайном блуждании воздушных пузырьков в поровом пространстве пористой среды, заполненной вязкой жидкостью. На основе результатов моделирования было получено, что поровое пространство запо-нителя является своеобразным фильтром, определяющий конечную величину пористости. Результаты численных расчетог хорошо совпадают с данными экспериментальных исследований А.Г. Зоткина и др. Установлено, что для подавляющего большинстве составов смеси полное удаление вовлеченного воздуха невозможно. Результаты моделирования хорошо объясняют неоднородное^ ,^аспределения плотности по высоте слоя, которая увеличивается у свободной поверхности. Исследования процесса уплотнения слоев смеси различного состава и высоты выполнялись при постоянном значении ускорения колебаний подвижной рамы стенда, не различных значениях изгибной жесткости обшивки формы. Было установлено, что имеются определенные сочетания значений изгибной жесткости днища, высоты слоя и составов смеси, при которых давления максимальны. Причем, с увеличением изгибной жесткости

нища формы давления могут как возрастать, так и снижаться ib кспериментач до двух раз). Таким образом, изгибная жесткость ¡ожет быть использована в качестве параметра оптимизации про-;есса виброуплотнения.

Однако в этом случае должна быть в полном объеме решена :лоская задача взаимодействия слоя бетонной смеси с упругой деформируемой) конструкцией. Решению задачи в полном объеме, ¡ключая обоснование реологических уравнений бетонной смеси и ^тематическое формулирование, посвящены последующие главы ¡иссертации.

В главе 4 диссертации исследованы упругие и неупругие :войства смеси в стационарном (уплотненном) состоянии при ко-[ебательных воздействиях различного вида. Была исследована ю'зможность использования системы уравнений Бш-Френкеля для шализа волновых процессов в бетонных смесях, рассматриваемых i качестве двухфазных сред, причем, как установлено далее в 1кспериментах, в качестве жидкой фазы следует принимать це-(ентное тесто. Основная сложность при использовании указанной '.истемы уравнений для подобного анализа заключается в том, что )на устанавливает возможность распространения волн первого и »торого рода. Волны первого рода являются медленно затухающими юлнами типа сейсмических. Скорость их распространения опреде-шется сжимаемостью обеих фаз. Волны второго рода являются >ыстрозатухающими, скорость их распространения определяется упругостью скелета заполнителей, образующегося на заключитель-гой стадии процесса виброуплотнения. Их скорость примерно на' юрядок ниже, чем волн первого рода. Развитая в работах И.Ф. 'уденко модель упругости бетонных смесей, как нетрудно убе-!иться, в своей физической основе соответствует волнам первого зода. Формула И.Ф. Руденко, как и известные в механике насиненных пористых сред формулы Ю.В. Ризниченко, Г.М. Ляхова, ис-содят из допущения о равенстве фазовых давлений в воздушной и шдкой фазе. Последнее, как доказано в многочисленных исследованиях, справедливо при очень малом содержании воздушной фазы, «эгда ее сжимаемость меньше сжимаемости "скелета".

Распространение волн второго рода связано с переупаковкой твердых частиц, т.е. модуль упругости связан с гранулометри-

ческим составом заполнителей. Наиболее очевидными характеристиками гранулометрического состава (учитывая, что модули упругости зерен заполнителя для тяжелых бетонов весьма близки между собой) является объемная концентрация <рз и средний диаметр РСр заполнителя. Что касается неупругих характеристик (коэффициента неупругого сопротивления колебаниям д, коэффициента потерь г ). то они, записываются непосредственно из дисперсионных уравнений системы Френкеля Био в виде:

ц - Ш/Яев)

(17)

1?ев - кш/уц,

где Рев ■ вибрационное- число Рейнольдса;

к - коэффициент проницаемости "скелета"; уц - кинематическая вязкость цементного теста.

Число Рейнольдса в насыщенных пористых средах является характеристикой взаимодействия фаз.

Для проверки принципиального вопроса об определяющем характере упругости бетонных смесей при колебаниях ограниченного объема смеси были проведены специальные экспериментальные исследования. Для исследований использовались смеси шести составов (Ж - 4...12 с по ГОСТ 10181.0-81), характеризуемые следующий значениями коэффициентов <Рз - 0,709 * 0,77 и РСр - 0,55 + 0,6 см. Исследования выполнялись с использованием герметизированной формы, в которой величина давления (разрежения) воздушного столба изменялась в пределах 0,01 + 0,1 МПа, высота слоя составляла 0,12 + 0,16 м. Частота колебаний регулировалась в пределах 46 + 90 гц. В экспериментах намеряли величину динамических давлений, амплитуду и частоту колебаний. Экспериментальное значение динамического модуля упругости определяли по резонансной частоте колебания слоя смеси при различных давлениях воздушного столба в форме. Всего было проведено 30 экспериментов. Установлено, что изменение давления воздушного столба в столь широких пределах практически не влияет на величину динамических давлений, причем имеются случаи как снижения, так и увеличения давлений, в то время как по формуле И.Ф. Руденко величины динамических давлений должны отличаться на порядок.

опоставлением дисперсионных уравнений для волн второго рода в вухфазной среде и однофазной в форме моделей Кельвина-Фойгта, окка-Шлиппе-Сорокина и др. установлена область применимости оследних. При малых значениях коэффициентов неупругого сопро-ивления колебаниям дисперсионные уравнения практически для сех моделей однофазных сред совпадают с соответствующим для вухфазной. Для больших значений такое соответствие существует олько для модели, учитывающей внешнее трение. В эксперимен-альных исследованиях упругих и неупругих сил сопротивления олебаниям ставилась задача установить вид зависимости Ей* г характеристик состава смеси и возможность использования в риложениях линейных моделей однофазных сред. В основу методи-и исследований положены аналитические зависимости, описываю-лб колебания системы слой смеси - поверхностный вибратор и ной смеси - виброплощадка. При поверхностном вибрировании оп-эделяли также величину рассеиваемой энергии по замерам площа-л петли гистерезиса, которая сопоставлялась с расчетной вели-иной.

Величина рассеиваемой за цикл колебаний энергии для моде-í Е.С. Сорокина равна:

ЕгыКц2 Ri(zi-za)2+g2iz¿R2 2 (Zl2-Z22)+4Z2 -Z22

где Км - статический момент дебалансов,

и Ы (J U

Rl-ch2-«il-cos 2-Bil; R2-sh2-«i1•s1П2-011 . и u u и

l> ГПБ

1X---[ («1- V8i) (ch -u/U • «11 • COS • w/u • В11) - (В+<<1 Í)X

w 1

X sh-w/u-a!il-sin W/U-flil]-niBSh-u/U-o(il-COS w/U-3il; в, гоб ~ соответственно масса вибратора и бетонной смеси.

ШПБ

2г--- [(г)1+ ац)сЬ-ы/и-а11-соз-ы/и-й!! + («1~101)х

и!

X БЬ-ы/и -Й! 1 ■ БШ' и/1) ■ 811 ] - Шв51П-и/и-Й11 • сЬ-(1>/и-Й11;

Для исследований (исследования выполнены совместно с В.И. Горенштейном) использовались смеси 18 составов, основные характеристики которых изменялись в достаточно широком интервале (ФЭ - о,6...О,75, Оср - 0,505...0,605, Ж - 10...32 е.). Исследования системы слой смеси - поверхностный вибратор выполнялись с использованием формы с размерами в плане 0,25x0,25 м. Высота слоя смеси составляла 0,065...О,12 м. Статическое давление составляло 0,01; 0,0125 и 0,0145 МПа. Частота колебаний плавно регулировалась в интервале 30...100 гц. Динамический модуль упругости определяли по резонансной частоте колебаний, коэффициент неупругого сопротивления колебаниям по усилению амплитуды динамического давления в зоне резонанса. Исследования. выполненные на виброплощадке осуществляли по аналогичной методике ({ -20...70 гц, 1а- 0,16 м, 1г- 0,212 м). Основная часть экспериментов на виброплошадке выполнена с использованием для измерений амплитудно-частотных характеристик виброакустической аппаратуры. Размеры формы составляли в плане 0,5x0,5 м, а высота слоев для каждого состава составляли последовательно 0,05; 0,1 и 0,15 м. Наряду с резонансными кривыми для случая поверхностного вибрирования использовались аналогичные кривые в форме величины рассеиваемой энергии для чего производили фотографирование петель гистерезиса с экрана лучевого осциллографа. На основе обработки экспериментальных данных для случая гармонических колебаний были получены следующие эмпирические формулы для вычисления величины динамического модуля упругости и коэффициента потерь

/

1п Е - [(54,16 0Ср-18,52)-(14,08-1,39 Оср) МПа, (19)

V - 0.088 + 0,074 (1/(?ев). (20)

Коэффициент корреляции для (20) равен'.

Я - 0,983; 6-1,5 • 10~2.

Г

Из (20) следует, что для случая вибрационных воздействий для описания свойств бетонных смесей может использоваться модифицированная модель Бокка-Шлиппе-Сорокина. При определении числа Рейнольдса [?еь коэффициент проницаемости рассчитывался по формуле Козени. Константа в (20), как показано в динамике зернистых сред, связана с рассеянием энергии из-за поворота частиц заполнителя. Формула (18) с учетом (20) позволяет выг числить величину рассеиваемой за цикл колебаний энергии или: мощности и, таким образом, уточнить значение критерия интенг сивности. В формуле, характеризующей мощность, только первый! член включает в себя критерий интенсивности в общепринятой! $орме.

В экспериментах получено, что при реализуемых на практике-амплитудах колебаний 0,1...О,6 мм в исследованной области час-гот (30...100 гц) свойства смеси практически линейны. Указанное подтверждается полным совпадением расчетных и экспериментальных значений амплитуд колебаний на восходящей и нисходящей ветвях резонансной кривой, в т.ч. и для величин рассеиваемой энергии, которая в соответствии с (18) оказалась пропорцио-яальной квадрату амплитуды колебаний. Получено, что коэффициент потерь также не зависит от величины амплитуды колебаний. Остановлено существенное влияние статической составляющей давления на величины Е и г, причем эта зависимость нелинейна. Подучено, что в зоне резонанса с уменьшением значения г величина рассеиваемой энергии увеличивается, а за пределами резонансной зоны, наоборот, уменьшается.

Прямые исследования свойств бетонных смесей при вм'раци-знном сдвиге основывались на решении задачи о продольных коле-Заниях пластинки,погруженной в слой смеси и закрепленной к см-

сидоизмерительной консоли, позволяющей измерять суммарные силы трения. Частота колебаний регулировалась в интервале 20...80 гц. амплитуда колебаний 0,04-0,6 мм. Величина безинерционного пригруза принималась равной: 0; 0,009 и 0,018 МПа. Для исследований применялась бетонная смесь состава 1:2,23:3,47:0,442. Щебень фракций 5-20 мм, песок - Мкр- 1,1, цемент портландский М-400 (н.Г.-23%).

Вычисленная по результатам экспериментов величина динамического модуля сдвига G оказалась примерно на два порядка ниже модуля упругости С G - 20 КПа при ы - 314 1/с). В то же время в предложении об изотропности среды следует ожидать, что G * .0,3 Е. Указанное можно объяснить лишь анизотропными свойствами бетонных смесей. На основании обработки результатов экспериментов получено, что толщина пристенного вязкого слоя равна b * 0,015 мм, вязкость при и - 188 1/с, ti - 6,0 Па-с, при и -314 1/с л - 3,5 Па-с. Отметим также, что значения вязкости пристенного вязкого слоя и вязкость цементного теста, непосредственно измеренная на шариковом вибровискозиметре практически совпали. Линейный коэффициент затухания при вибрационном сдвиге равен соответственно для указанных частот 1 и 1,64 1/мм. Было установлено, что определяющими являются силы вязкого трения, а силы трения "скелета", связанные со статическим давлением, значительно ниже. Ввиду малости чисел Рейнольдса распределение скоростей в пристенном слое может быть принято линейным. В этом случае величина сил трения может характеризоваться параметром n/bp .

Исследования упругих и неупругих свойств бетонных смесей при ударных воздействиях основывались на анализе разверток за-тухащих колебаний слоя смеси (динамических давлений) от последовательно приложенных ударных импульсов, причем высота слоя и частота следования ударных импульсов задавались таким образом, чтобы колебания от последовательно приложенных импульсов не накладывались.

Для анализа использовалось полученное решение одноосных колебаний (в форме контактных напряжений) вязкоупругого слоя при ударных воздействиях

«П1

6(1. и

4У0Хп51п АП1 £-

п-1

4>п

(*П1

)

/ ( &г,ц. N2 фп2цг , фпь ч

X у (Е--J + - х СОЭ^ -Н С, I ;

Рп^. 2

с, - атс

2Е - «пц

ФпИ

4ЕХП

2 ,2

[•тЬ

; «г, -

ЦХп"2

1

0п

шп8п тб

Ье еп;

0п -

(22)

где ц. - коэффициент неупругого сопротивления колебаниям в юдели Кельвина-Фойгта; Ап~ частотный коэффициент; с - жест-ость ограничителей; Р - плонадь слоя; тп. т5 - соответственно асса подвижных частей стенда и бетонной смеси; У0 - скорость меси в момент удара.

В экспериментах замерялись величины динамических давле-ий, скорости или ускорения колебаний. Дополнительно строится гибаюшая развертки затухадшх динамических давлений. По основой частоте затухающих колебаний определяется величина Е, по гибающей развертки затухающих колебаний давлений у0 с учетом начения Ль вычисляемого из (22). Частота ударных импульсов зменялась в интервале 3...15 гц, высота слоя 0,12...О,32 м.

На основе обработки результатов экспериментальных данных ало получено

Е - (287.993 - 162,8Фз2 - 115) МПа

у0 - 4.1 + (1/йеУЛ)

3, 013

) м4/С;

уо - м^рцт: Кеуд - к1/г\'0А>о-

(23)

(24)

где (хеуд - число Рейнольдса при ударных воздействиях! рцт - плотность жидкой фазы (цементного теста).

2

е

х

г

Р

Р

Из (23) следует,что при ударных воздействиях величина динамического модуля упругости в отличие от случая гармонических колебаний не зависит от характерного размера заполнителя. Указанное может Сыть объяснено тем, что величина напряжений растяжения (разгрузки) в слое остается ограниченной по величине.

Установлено, что свойства бетонной смеси при ударных воздействиях описываются модифицированной моделью Кельвина-Фойг-та. Такое существенное отличие от случая гармонических колебаний в первую очередь объясняется тиксотропными свойствами цементного теста, вязкость которого существенно зависит при прочих равных условиях от частоты колебаний.

Выполненные исследования свойств бетонных смесей при вибрационном сдвиге имеют определенный недостаток, связанный с невозможностью прямой проверки соблюдения граничного условия на колеблющейся пластинке. Поэтому в дальнейшем была разработана принципиально отличная методика определения свойств смеси при вибрационном сдвиге. В основу методики было положено решение задачи о взаимосвязанных колебаниях слоя бетонной смеси с упругой (деформируемой) системой в виде прямоугольной пластинки с защемленными краями.

Исходное уравнение колебаний (для простоты выписано для ячейки балочного типа) без учета наложения деформаций от последовательно приложенных ударных импульсов имеет вид:

акга

то со кго<

и(х, у, и - Е £ АкпСоб — соБХпуе к-1. 3. 5 п-1 а

2

Фкп

I.

(25)

где Акп -

1бУ031пХп1

Б1п ХП1

«кгГ

Хп2И

к я

+

Фкп "

ЕХП2 к2ТГЗ Р Р

(1оХп

щ кгк2

2 6П2£

Рк - —£ р!

1 +

3 1'

Е0п'

Ь« Вп/8п

+

Рк -

кя

/Е

Шо

9п -

где а - пролет ячейки; 1 - высота слоя смеси; гпд, р -масса (погонная) и плотность бетонной смеси; Е.1, т0 - жесткость и погонная масса обшивки; Рк - собственная частота колебаний незагруженной ячейки; фкп/2 - частота колебаний загруженной ячейки (<ркп/2 - Рд).

Вычисление величины в производилось по разности собственных частот колебаний обшивки с бетонной смесью Рд с учетом сдвиговых деформаций и без учета сдвиговых деформаций Рд1. При этом значение Е определяется в экспериментах при одноосных деформациях в том же интервале частот колебаний. Для ячейки прямоугольного очертания:

р2 5

р2 . Si

Я^В

i г

—Г + -X

(26)

где b - ширина ячейки.

Для исследований использовались смеси 14 составов смеси (ч>з - 0,644.. .0,769) различных консистенций. Для исследований использовалась форма размером 0,5x0,5 м (собственная частота обшивки формы Рг - 150 гц). Каждый состав испытывался при пяти значениях высоты (0,05...О,25 м) и трех частотах 4,0; 5,0; 6,0 гц. В экспериментах измерялись частотные характеристики обшивки формы с учетом влияния бетонной смеси. Всего было выполнено 87 экспериментов (без учета записей при различных частотах) . На основе обработки результатов экспериментов получена корреляционная зависимость для вычисления G

G - (9,09 Ч>З2 - 10 ФЗ + 2,685) МПа

(27)

Из опытных данных следует, что в * 0,025 Е , т.е. и при ударных воздействиях гипотеза об изотропности среды не согласуется с опытными данными. Наличие одной оси изотропии и симметрии в двух остальных направлениях позволяет ограничиться для рассматриваемого круга задач рассмотрением бетонных смесей з качестве трансверсалыю-изотропных сред.

с учетом изложенного исходная система уравнении состояний, используемая для решения плоских задач (при отсутствии смещений смеси в горизонтальном направлении) может Сыть записана в форме стандартных уравнений вязкоупругости. При этом принимается, что значения Е и Б не связаны между собой какими- либо соотношениями. Для унификации решения выписываются для уравнений в форме модели Кельвина-Фойгта. Переход к модели Сорокина для случая гармонических колебаний осуществляется путем замены коэффициентов неупругого сопротивления колебаниям в окончательном решении. Указанная система уравнений должна Сыть дополнена еще одним, отражающим свойства смеси при виСрацион-ном сдвиге на твердой границе, записываемого в форме граничного условия. С учетом указанного исходная система уравнений записывается в виде:

51Дх, у, Ь). В2и(х, у, Ю

б(х, у, 1) - Е - + - ; (28)

бу бубЬ

б1)(х, у, и б2и(х, у, и

Г(Х, У, и - Э - ч- их-; (29)

бх бхбЬ

а . в би(х, у. и

X - ±- : го ( х, у, I)---, (30)

2 Ь

Для определения вязкости вибрируемой бетонной смеси широко используется формула Стокса, устанавливающая связь скорости погружения (всплывания) сферы с вязкостью жидкости. Более строгий учет сил сопротивления колебаниям при вибрации позволил установить получаемую погрешность. При этом кажущееся значение кинематической вязкости ук (вычисляемой по Стоксу) и действительное связаны формулой

ук - v + (1/2)ао (31)

где ао - радиус сферы.

Численными расчетами установлено, что с уменьшением вязкости, увеличением радиуса сферы и частоты колебаний величала погрешности быстро растет. Измерениями вязкости цементного теста на шариковом вибровискозиметре с использованием сфер различного радиуса (ах - 19,75 мм, аг - 5,4 мм) и различной плотности (р1 - 1355 кг/м3, рг - 970 кг/мэ) подтверждена справедливость полученной зависимости (31). Для цементного теста

при В/Ц.- 0,4; Н.г. - 24,57. А - 0,4 мм, и - 314 1/с; П - 5.62 Па-с величина погрешности для аг составляет - 50Х, а для а^ в несколько раз превышает величину замеряемой вязкости.

Развивая подход, -реализованный для определения неупругих сил сопротивления колебаниям можно установить связь между вязкостью бетонной смеси vCm с вязкостью жидкой фазы (цементного теста) \>ж и геометрическими характеристиками "скелета" заполнителя. При гармонических колебаниях одиночной частицы сферической формы в жидкости критерий Рейнольдса равен:

[?ев - иЮ2Л>ж (32)

где D - диаметр сферы.

' При увеличении числа частиц и их сближении в качестве характерного размера следует принять толщину прослойки жидкой фазы между частицами dc. Вязкость вибрируемой бетонной смеси vCM при прочих равных условиях связана с суммарным эфеектом рассеяния энергии, поэтому можно принять:

vCM - f (l/ReB) (33)

Раскладывая (33) в ряд и ограничиваясь двумя первыми членами ряда, после преобразований получаем:

VCm/Vx - Ki + К2 /wdc2 (34)

где Ki. Кг - коэффициенты разложения.

В.А. Дорфом для керамзитобетонной смеси (у - 314 1/с) было получено: Кг - 1; Кг/u - 1,12. Показатель степени при dc был равен 1,6, т.е. достаточно близок к теоретическому значению. Из сопоставления (20), (24), (31) и (34) следует, что все неупругие характеристики смеси связаны между собой: вязкость жидкой фазы, коэффициент неупругого сопротивления колебаниям, вязкость вибрируемой бетонной смеси. Исходной является величина вязкости цементного теста, которая при использовании шарикового вискозиметра может определяться по формуле (31).

С использованием системы уравнений (28-30) было выполнено математическое формулирование и получено решение задачи о взаимосвязанных колебаниях слоя смеси с упругой системой, вшиоча-

2 9

ющей форму и виброплошадку. Решение задачи получено при следующих исходных предпосылках:

рассматривается случай колебаний системы,, обладающей свойствами симметрии;

для упругой системы принимается, что поддон формы жестко соединен с формующей машиной или установкой;

учитывается, что поддон формы является конструкцией с периодической структурой, состоящей из однотипных ячеек.

Колебания системы могут быть представлены в виде колебаний двух частных систем:

колебаний поддона формы в виде ортотропной пластины с сосредоточенными массами (массами подмагнитных плит и виброблоков, массами бортов, приложенных в местах шарниров); взаимодействующей с вязкоупругим слоем (бетонной смесью);

колебаний обшивки отдельных ячеек с вязкоупругим слоем, граничные условия которых учитывают влияние смежных.

Из расчета по первой схеме определяются собственные частоты колебаний формы с бетонной смесью и амплитуды вынужденных колебаний в различных точках поверхности. Целью данного расчета является обеспечение эксплуатации поддона формы вне резонансных режимов колебаний. Расчет- по второй схеме связан с оптимизацией режимов формования за счет допустимого сближения частот вынужденных и'собственных колебаний системы и усиления динамических воздействий на бетонную смесь. При выборе расчетной схемы поддона балочного типа учитывалась погонная масса балки, сосредоточенные массы подмагнитных плит, виброблоков и координаты их расположения.

Расчетная схема ячейки обшивки формы, закрепленной на од-номассовой вибрапдощадке, приводится к балке с граничными условиями общего вида, включающими приведенную массу МПр и жесткости с и Н относительно поперечных и угловых перемешений (рис. 5). Для ударно-вибрационных машин (УВМ) после линеаризации граничных условий относительно поперечных перемещений получается аналогичная схема.

х

Рис. 5. Расчетная схема

иау.о

системы бетонная смесь-ячейка обшивки-виб-роплошадка.

Рассмотрим особенности обеих упругих систем. Первая приводится к балке со свободными концами с приведенной погонной массой. Что касается второй, то частотные коэффициенты ее зависят от двух параметров ц - М/пь1 и с0 - сПР 13/0 (рис. 6). Причем эта зависимость имеет минимум.

' _I_ж I л

Лг'"-5 рис. 6. Зависимость частотного коэффициента К1 от параметров ц и спр1э/и

Иго СпрГ'/Л

Для симметричных и антисимметричных форм колебаний расчет зля упрощения расчетов на ЭВМ выполняется раздельно.

Для симметричных форм колебаний решение задачи совместных солебаний ячейки с вязкоупругим слоем имеет вид (в форме напряжений)

япх РоВщтт^соз-

б(Х, 11, О - ё Е - т 11/?

т-п-1.3.5... 2ато(-1)(п_1)/2

(35)

где

Х5

Тп--

а

■ТцСОБ^+О ,

С -ФЗ-Ф4-Ф2_Ф5+Ф6:

Х2Х4

М2

2

кг - Чп - и--соэ(Ф1+ Фг+ Фз+ ®4+ Фб);

пьМ

ьх^гАз /о о о кг---э1п (Ф1 + Фг + Фэ + ®4 ); - №+ Мо « :

Хб - г02ь>2;

}1оо в

- — ; - -; - -— Е а Ьгой

- ^аЪ-шь; ь^Фб

м2 ма

tgФ6 -Го^; >2 -

Хз - Аег<& + tg2<xh•> Х4 - 1Пд2с(Ь'11120Ь ;

Здесь Б - цилиндрическая жесткость ячейки; кт - частотный коэффициент.

Аналогичный вид имеет решение для случая ударно-вибрационных воздействий (для каждой из гармоник ряда, на который раскладывается импульс возмущающей силы). Численные расчеты для случая ударных воздействий выполнялись для шести спектров с учетом первых пяти или шести собственных частот. Значения частотного коэффициента принимались равными 81 - 0...2,0288, что охватывает область от чрезвычайно податливых до абсолютно жестких ячеек обшивки. Остальные значения принимались равными Ё - 5,0...9,0 Ша, V - 1 м2/с. Со - 0...500 1/С, 1-0,05...2,0 м, Г - 5...20 гц. Всего выполнено 94 серии расчетов с построением графиков. На основе анализа результатов численного моделирования установлено: амплитуда динамических давлений определяется в основном низшей частотой собственных колебаний слоя смеси и, в меньшей степени, соотношением частот в спектре. Зависимость величины динамического давления от частотного коэффициента 81 имеет два максимума, определяющих область эффективных значений собственных частот колебаний ячеек обшивки (толщин обшивки при заданных размерах) (рис. 7).

При ударных воздействиях, когда продолжительность ударного импульса практически равна нулю, динамические давления син-фазны по высоте слоя смеси. При гармонических колебаниях распределение давлений по высоте слоя происходит по затухающей синусоиде. При ударно-вибрационных воздействиях имеют место про-

б МП а 4Г

еа

Зависимость динамического давления от частотного коэффициента 01.

1 - 1 - 0,05 м;

2 - 1 - 1,0 м;

3 - 1 - 0,3 м; (Е - 7,0 МПа)

межуточный случай, зависящий от продолжительности и формы ударного импульса. Указанное позволяет, в зависимости от высоты изделия, правильно выбрать характеристики импульса возмуща-зщей силы и, соответственно, частоту вынужденных колебаний, 'ассмотрим более детально вопрос о коэффициенте,присоединенной <ассы, который используется во всех инженерных расчетах форму->щих устройств,форм и т.д. Его значение на основе экспериментальных данных при расчете форм принимаются в пределах .,1...1,3 для конструкций плитного типа и 1,3...1:5 для высота изделий. Однако не были известны зависимости для его выделения. Из полученных решений можно вычислить величину при-¡оединенной массы

«пс - («т2/^2 - 1) то/тд, (36)

где Гт - собственная частота ячейки с бетонной смесью.

Полученная зависимость (36) (для случая плоского изделия) оказывает, что <*пс зависит от соотношения собственных частот агруженной и незагруженной упругих систем, а также соотноше-ия погонных масс бетонной смеси и упругой системы. Величина го оказывается различной для каждого значения собственной астоты, что и приводит на практике к значительным погрешнос-ям. Указанное повышает опасность наступления резонанса для -й - 3-й собственных частот системы. Так, в экспериментах, ыполненных ЧПСНИИП с формой размером 3x6x0,16 м, закрепленной а виброплощадке СМЖ-200Б было получено «Пс - 1.1. При его ис-ользовании первые три собственные частоты системы равны: 5,0; 44,5 и 84,7 гц. По формуле (25) соответственно 16,5; 43 65 гц, а значения «пс соответственно равны 0,96; 1,287 и ,74. Для ударно-вибрационных режимов колебаний существенное начение имеет частотный спектр возмущающей силы. Усиление ди-вмических воздействий на бетонную смесь реально может быть эстигнуто путем сближения собственных частот колебаний с од-эй из гармоник возмущающей силы, причем при сближении с 3й и эследующими гармониками отстройка от резонанса необязательна виду относительно слабого усиления колебаний. Подобным же об-азом достигается усиление колебаний и при вибрационных воз-вйствиях. Были проанализированы амплитудные спектры различных шов ударных и ударно-вибрационных установок, в т.ч. ШС-10, эА-15 и др.

В табл. 1 приведены рекомендуемые значения собственны? частот колебаний, позволяющие оптимизировать процесс формования.

Таблица 1

Рекомендуемые значения частоты основного тона колебаний системы: уплотняющая установка-обшивка поддона-Оетонная смесь

Уплотняющая установка и частота колебаний Высота слоя бетонной смеси м

0,03 0,05 0,1 0,2 0,3 0,35 0.4 0,5

Виброплощадки блочные с вертикально направленными колебаниями Г - 50 гц 70 65 65 35 30 28

То же, с круговыми колебаниями £ - 25 гц 53 48 48 40 30 20 20 17

Ассимметричные ударно-вибрационные площадки типа СМК-460(ВРА-15М) 1" - 10 гц 50 50 30 30 30 13 13 13

Ударный стол С - 4-6 гц 93 63 48 40 31 28 26 20

Наряду с оптимизацией режимов формования при выполнения динамических расчетов системы производится минимизация массь форм. Из уравнения (25)' с учетом данных табл. 1 определяются требуемые значения собственных частот незагруженных ячеек обшивки <|>п.

В настоящее время требуемое значение 4>п достигается в основном за счет увеличения изгибной жесткости обшивки. Более рациональный путь заключается в том, чтобы требуемое значение «п получить за счет соответствующего выбора параметров и и cnpl3/D. при которых металлоемкость формы получается минимальной. Нетрудно убедиться, что минимальная металлоемкость достигается при максимальном значении частотного коэффициента Ki, причем область минимальных значений не должна использоваться, т.к. приводит к резкому увеличению металлоемкости форм. Учиты-

1ая реальные значения жесткостей амортизаторов, упругих оградителей и ударных элементов на рис. 6 показаны области I, I и III, рекомендуемые для случаев расчета форм, эксплуатируемых соответственно на линиях с вибрационными, ударно-вибраци-шными и ударными формовочными машинами. Поскольку в настоящее ¡ремя расчет форм и формующего устройства производится раз-[ельно, то на практике это приводит к нежелательным последс-'виям:

недостаточной долговечности форм из-за возможности их иссплуатации в резонансном режиме; необходимости увеличения шлитуды колебаний из-за демпфирования динамических давлений вшивкой формы, частотные характеристики которой выбраны неу-;ачно.

С использованием системы уравнений (28-30) и разработан-:ого алгоритма расчета получено решение следующих задач: дина-ический расчет установки продольно-горизонтального формова-:ия; установки для изготовления объемных блоков; рабочего орана бетоноукладочной машины и т.п.

. На основе выполненных исследований была разработана инже-;ерная методика динамического расчета форм, виброопалубок, экспериментальная проверка'и внедрение результатов исследова-:ий были выполнены путем разработки и испытания форм с норми-ованными частотными характеристиками в производственных ус-овиях. Был также выполнен анализ опыта их многолетней эксплуатации на технологических линиях с различным формовочным обо-удованием:

1. двенадцатиместные формы (2x6,0 м) для изготовления ротуарных плит размером 1,0x1,0 м по ударной и вибрационной ехнологии. Ячейки обшивки формы приняты треугольной формы размеры катетов - 1,0 м). Толщина обшивки первой партии прията 4 мм, второй партии 6 мм. Расчетные значения собственных астот колебаний формы с бетонной смесью в продольном направ-ении составили fg1 - 15 гц, fg2 - 34,8 гц, fs3 - 64,7 гц экспериментальное значение fg1 - 17 гц). расчетные значения обственных частот колебаний ячеек обшивки толщиной 4,0 мм о - 110,8 гц (без бетонной смеси) и Гдг - 38,8 гц (с бетонной месью). Экспериментальные - соответственно 105...110 гц и 6...38 гц. Массы форм снижены соответственно на 1287 и 1100 г. Всего в 1982, 1986, 1990 гг. было изготовлено 96 форм, а кономия металла составила 105,6 т.

При изготовлении плит по ударной технологии ударный стол ЩС - 10 был модернизирован. Частота колебаний его была увеличена с 140 до 350 уд/мин. Частота собственных колебаний ячеек обшивки форм обеспечивала получение максимальных динамических давлений. Указанное позволило применять малоподвижные смеси ОК - 1...2 см. Такие же смеси и те же формы применялись для формования изделий на вибротумбах. Выпуск изделий был увеличен на заводе ЖБИ в 3,0 раза и достиг 5000 м2 в год. Применение форм с нормированными частотными характеристиками позволило резко повысить качество лицевой поверхности;

2. поддоны для изготовления многопустотных предварительно-напряженных плит перекрытий ПТ 60-15 размером 1,5x6,0 м с максимальным усилием натяжения арматуры 43,0 тс. При разработке поддонов учитывалось, что масса изделия с формой не должна превышать 5 тс из-за ограниченной грузоподъемности крана. В качестве формующих установок использовались вибротумбы. Применявшиеся ранее поддоны имели недостаточную жесткость на кручение (деформация углов поддона при испытаниях составила 7,5 см). Была применена система продольных и перекрестных ребер поддона из швеллеров. Масса поддона была снижена до 1675 кг (масса поддонов типовых серий достигает 2900 кг). Частотные характеристики обшивки с бетонной смесью составили Г5 - 41,7 гц, без - Г0 - 99,3 гц. Первые две собственные частоты колебаний поддона с бетонной смесью составили 18,6 и 62,2 гц. Таким образом, частотные характеристики обшивки обеспечивают необходимую степень усиления колебаний, а поддона - эксплуатацию вне резонансных режимов колебаний. Для изготовления изделий применялись жесткие смеси (20 с) с немедленной распалубкой. Расстояние между вибротумбами (3600 мм) было выбрано таким образом, чтобы величина динамических напряжений в конструкции поддона не превышала 40,0 МПа (фактически 30 МПа). Поддоны эксплуатировались в течение 5 лет (линия оснащена 80 поддонами) при нормативном сроке 3,5 года. В 1990 году линия была оснащена 85 поддонами этой же конструкции. Мощность линии составляет 60,0 м3 изделий в год. Выпуск плит за годы эксплуатации составил 360 тыс. м3 плит. Общаг экономия металла составила 208,8 т.

Применение поддонов с нормированными частотными характеристиками позволило повысить качество лицевой поверхности и полностью исключить все виды брака от кручения форм.

зе

Были также разработаны и изготовлены десять 14-местных «ассетных форм для изготовления бортовых камней, позволившие снизить массу форм с 3675 до 2550 кг. Были освоены формы для {зготовления тонкостенных изделий и т.п.

Для усиления железобетонных конструкций крановых эстакад, [колонн, подкрановых балок) была разработана конструкция само-гасущей щитовой опалубки с массой щита не более 8,0 кг (до 30 сг/м2) закрепляемой на уголковой арматуре, что позволило в ¡тесненных условиях производства исключить применение крано-юго оборудования.

Бетонирование обойм осуществлялось ярусами высотой 1,0 м дои толщине стенок обоймы 0,1 м) с наращиванием опалубки в [роцессе бетонирования. Для бетонирования применялись смеси с 1К - 5...6 см. Аналогичные конструкции опалубок использовались :ри усилении рамных фундаментов. Конструкции объемных опалубок 1 навесными вибраторами использовались для усиления железобе-онных колонн двутаврового сечения открытых крановых эстакад, казанные конструкции опалубок наши широкое применение на тройках Украины и стран Содружества.

ВЫВОДЫ:

1. Экспериментальными и теоретическими исследованиями до-азано, что научной основой для построения основных разделов ехнологической механики бетонных смесей при статических и ди-амических воздействиях (в области малых деформаций) является истема уравнений Био в форме двух частных систем Флори^-Био

Френкеля-Био, исходящих из представлений о двухфазности срез и учитывающие закон взаимодействия фаз.

2. Разработана методика определения механических констант эдвижных бетонных смесей при статических воздействиях, в ос-эвном базирующаяся на методах, разработанных в теории консо-здации грунтов, но с учетом масштабных эффектов (крупности аполнителя), ограничений продолжительности проведения испыта-«й из-за схватывания цементного теста, определение констант, (одящих в граничное условие, основано на полученном решении здачи деформирования слоя смеси между стенками опалубки с 1етом сил трения. Установлена зависимость констант от величи-1 эффективных напряжений в "скелете".

3. Установлены основные закономерности деформирования подвижных бетонных смесей в уплотненном состоянии при статических воздействиях и доказано, что они следуют уравнениям теории объемных сил (Флорина-Био), которые дополняются специальным уравнением, характеризующим свойства смеси при сдвиге на границе с твердой стенкой.

4. На основе системы уравнений Флорина-Био выполнено математическое формулирование и получено решение (в линейно постановке) основных задач, характеризующих технологические процессы безвибрационной технологии формования, включая взаимодействие бетонной смеси в опалубкой. Разработанный алгоритм решения плоских и объемных задач (при отсутствии боковых деформаций) обладает достаточной универсальностью и позволяет получать различные модификации решений, учитывающие реальные особенности технологических процессов, оснастки и оборудования. Появляется реальная возможность управления процессом безвибрационного формования.

5. Разработана теоретическая модель процессов виброуплотнения и методика определения ее констант, основывающаяся нг виброкомпрессионной зависимости, уравнении массопереноса •* волновом уравнении или системы уравнений для определения амплитуды динамических давлений.

6. Установлены основные закономерности деформирования бе» тонных смесей при ударных, ударно-вибрационных и вибрационные воздействиях. Доказано, что динамические процессы в уплотненных бетонных смесях описываются системой уравнений Френке-ля-Био. Обоснована возможность перехода к линейным уравнения* вязкоупругости однофазных сред, при этом константы последних могут быть выражены в форме параметров, учитывающие фазовые к структурные характеристики двухфазных сред, закон взаимодействия между ниш.

7. Разработана методика определения механических характеристик бетонных смесей при одноосных деформациях и динамическом сдвиге при вибрационных и ударных воздействиях. Установлено, что бетонные смеси характеризуются анизотропными свойствами. Показано, что для с тисания подавляющего большинства реальных процессов достаточно ограничиться уравнениями трансвер-сально изотропных вязкоупругих сред, включая граничное условие для сдвиговых деформаций.

8. На основе разработанной системы уравнений выполнено математическое формулирование и получено решение задач, связанных с исследованием взаимосвязанных колебаний упругой (деформируемой) системы с вязкоупругим слоем: бетонная смесь -поддон - формующая установка , бетонная смесь - ячейка обшивки - формующая установка и др. при вибрационных, ударных и удар-но-вибрацио.нных воздействиях. Установлено влияние амплитудного спектра возмущающей силы и собственных частот колебаний системы на напряженно-деформированное состояние слоя смеси при различных граничных условиях в т.ч. с учетом сил трения на вертикальных стенках.

Получены частотные уравнения для расчета собственных час-гот различных деформируемых конструкций, взаимодействующих с 5етонной смесью, в т.ч. ортотропных плит.

9. На основе проведенных экспериментальных и теоретических исследований получена полуэмпирическая формула для определения величин бокового давления, являющаяся модификацией фор-^улы действующих норм, учитывающая дополнительно трение на эпалубке и геометрию поперечного сечения. Показано, что для преобладающего большинства бетонируемых конструкций за счет /точнения величин бокового давления возможно снизить материа-ноемкость опалубок в пределах до 20-30%.

10. Обоснована возможность интенсификации процессов формования за счет обоснованного (в допустимых пределах) сблияе-1ия вынужденных и собственных частот колебаний системы;

снижения металлоемкости форм в пределах 15-20% за счет шбора оптимальных значений частотных коэффициентов, зависящих )т конструктивных характеристик поддонов (ячеек обшивки) и формующей установки;

повышения долговечности форм за счет исключения возмож-юстей их эксплуатации в резонансном режиме.

11. На основе опыта многолетней эксплуатации промышленных ¡артий облегченных форм (по 30-90 шт.), рассчитанных в соот-ютствии с разработанными рекомендациями, доказана их надек-гость и достаточная долговечность (5 лет при нормативной 3,5 'ода) и, соответственно, правильность основных расчетных поло-;ений. Различные типы облегченной самонесущей щитовой опалуб-

ки, объемных опалубок с навесными вибраторами бьши использованы при усилении железобетонных кол:.нн и др. конструкций и показали высокую эффективность.

К материалам диссертации получено 3 авторских свидетельства на изобретение (NN 386876, 425077, 453303) и опубликованс более 60 работ, в том числе:

1. К определению вязкости бетонных смесей при вибрировании. //Изв. вузов. Стр-во и арх. - 1974, N 12 с. 82-87.

2. Имитационная модель уплотнения бетонной смеси. //Вибрационная техника. М., МДНТП, 1974, с. 141-148 (совместно < Майером В.Г.).

3. Выбор реологического уравнения при расчете колебанш столба бетонной смеси. //Вибрационная техника. М., ВДНТП. -1975. С. 45-53.

4. Об особенностях работы виброформующих установок дл! изготовления объемных блоков. //Технология строительных процессов. НИЙСП, - К., 1977. - вып. 7. - С.14-21 (совместно < Эпштейном В.Л.).

5. Вибропрессование бетонных обделок тоннелей. Сб.2 Строительное производство", г К.: Буд1вельник, вып. 17, 1978. - с 46-51 (совместно с Тимко В.В.).

6. Особенности прессования бетонных стенок тоннелей //Изв. вузов. Стр-во и арх./1978, - N 6. - с. 80-87.

7. Определение реологических свойств бетонных смесей пр вибрационном сдвиге. //Строительные, дорожные и горные машины - Киев.: Техника, 1979, - N 27. - с. 94-97.

8. Расчет динамических характеристик форм при ударных ударно-вибрационных воздействиях. //Формы для производств сборного железобетона. М., МДНТП, 1980. - с. 104-111.

9. Рекомендации по расчету динамических параметров и тех нологических режимов работы ударно-вибрационных машин и ос настки. - К.: НИИСП, 1980. - с. 63 (совместно с Иваненко В.А. Македон Н.Л. и др.).

10. Расчет вибрационных устройств с учетом реологически свойств бетонных смесей. //Горные, строительные и дорожные ма шины. - К.: Техника, 1981. - N 31. - с. 86-92.

11. Выбор и оптимизация режимов формования бетонных сме сей при ударных и ударно-вибрационных воздействиях. //Стр пр-во. - К.: Буд1вельник. - 1981, N 20. - С. 84-91.

12. О связи структурных и реологических характеристик бетонных смесей. //Исследование строительных конструкций. Красноярск: Красноярский ПромстройНИИпроект, 1981, - с. 64-78. (совместно с Горенштейном И.В., Трухановой И.М.).

13. Технологические правила по ударной и ударно-вибрационной технологии формования железобетонных изделий (РСН 326-82). Госстрой УССР (совместно с Иваненко В.А., Гусевым З.В., Горлштейном И.В. и др.). - с. 30.

14. Особенности формования изделий на ударных и ударно- вибрационных устройствах. //Новые технологические процессы 1ри производстве сборного железобетона. - К.: НИИСП. - 1981, N 3. - с. 47-57. (совместно с Зубовым Ю.А., Малиновской Г.В.).

15. Колебания обшивки ■ формы совместно со слоем бетонной змеей. //Изв. вузов. Стр-во и арх. - 1982, N 7. - с. 87-92. (совместно с Горенштейном И.В.).

16. Исследования колебаний системы бетонная смесь - форма

- ударно-вибрационная машина. //Горные, строительные и дорож-иые машины. - Киев, - 1982, вып. 34. - с. 102-114.

17. Реологические свойства бетонных смесей в условиях хлоской задачи. Реф. сб. ВНИИЭСМ, N 8, серия 3, 1984. - с. 3-8. (совместно с Зубовым Ю.А.).

18. Реологические свойства бетонных смесей при ударных и /дарно-вибрационных воздействиях. //Изв. вузов. Стр-во и арх.

- 1984, N 11. - с. 68-71. (совместно с Зубовым Ю.А.).

19. Колебания вязкоупругого слоя, взаимодействующего с упругой пластинкой. //Волновые движения жидкости: теория и эксперимент. Краснодар: КГУ. - 1984. - с. 139-145. (совместно з Зубовым Ю.А.).

20. Рекомендации по динамическому расчету стальных форм. ШШБ. - М., 1984. - с. 43 (совместно с Мятником Г.С. и др.).

21. Исследования динамики виброоргана бетоноукладочных машин. //Перспективные технологии и научные методы орг. пр-ва мелиоративных работ. М.: ВНИИГиМ, 1983. - с. 170-176. (совместно с Прилуцким Б.С., Пгушкиным Л.В.).

22. Формы с нормированными частотными характеристиками. //Формы для производства сборного железобетона. - М.: МДНТП, 1985, - с. 110-116. (совместно с Зубовым Ю.А.).

23. Методические рекомендации по усилении железобетонных конструкций на реконструируемых предприятиях. К.: НИИСП, 1984.

- с. 114. (совместно с Балицким B.C., Михеевой Л.Л., Клевцовым В.В. и др.).

24. Колебания слоя бетонной смеси с формой при вибрационных воздействиях. //Изв. вузов, стр-во и арх. - 1986, N 1, с. 65-69.

25. Исследования и оптимизация режимов колебаний системы формовочное устройство - форма - бетонная смесь. //Технология бетонов для условий Сибири. Омск: 0ШИ. - 1986. - с. 7-22. (совместно с Гусевым Б.В.).

26. Технология усиления строительных конструкций на реконструируемых предприятиях (РСН 342-86) /Балицкий B.C. и др./. - с. 4-79.

27. Особенности реологических свойств бетонных смесей при ударных и ударно-вибрационных воздействиях. //Технологическая механика бетона. Рига: РПИ, 1987. - с. 98-103. (совместно с Гусевым Б.В.).

28. Вынужденные и свободные колебания рабочего органа бе-тоноукладочной машины. //Сб. Строительное производство N 27. -Киев: Буд1вельник, 1988. - с. 37-44. (совместно с Гусевым Б.В.).

29. Повышение эффективности использования формовочного оборудования и форм. Тезисы докладов X Всесоюзной конференции по бетону и железобетону. //Бетон и железобетон - ресурсо- и энергосберегающие конструкции и технологии. Казань, 18-20 октября 1988 г. - М., 1989. - с. 189.

30. Особенности производства бетонных работ при усилении железобетонных конструкций на реконструируемых предприятиях. -Там те, с. 236-238.

31. Усиление железобетонных крановых эстакад. Промышленное стр-во и инженерные сооружения. - К.: 1989, N 4. - с. 24-26, (совместно с Михеевой Л.Л., Харченко A.B.).

32. Нагнетание бетонных смесей в цилиндрические обоймы. //Реконструкция промышленных и общественных зданий и сооружений. - К.: НИИСП, 1989. - с. 58-67 (совместно с Гусевым Б.В.).

33. К решению задач механики невибрируемых бетонных смесей. //Реология бетонное смесей и ее технологические задачи. Тез. докл. VI Всесоюзного симпозиума. Рига, 5-7 декабря 1989. Рига: РПИ, 1989. - с. 70-73. (совместно с Гусевым Б.В.).

34. Реконструкция промышленных предприятий. Справочник

строителя, т. 1. М.: Стройиэдат, 1990. - с. 384-446. (совместно с Балицким B.C. и др.).

35. Рекомендации по усилению железобетонных конструкций зданий и сооружений под нагрузкой в условиях реконструкции. К.: НИИСП, 1990. - с. 61. (совместно с Михеевой Л.Л., Голыше-вым Б.В., Клевцовым В.А. и др.).

36. Давление бетонной смеси на стенки опалубки. //Строительное производство. К., Буд1вельник, 1990, N 29. - с. 19-25. (совместно с Гусевым Б.В.).

37. К построению аналитической модели процессов вакууми-рования. //Изв. вузов. Арх. и стр-во. - 1990, N 7. - с. 52-55. (совместно с Гусевым Б.В.).,

38. Реологические свойства бетонных смесей при колебательных движениях. //Исследование строительных и дорожных машин. Ярославль: ЯрПИ. - 1990. - с. 49-71. (совместно с Гусевым Б.В.).

39. Расчет формы с трехточечным опиранием. //Формы для производства сборного железобетона. М.: МЦНТП, 1991. - с. 122-126. (совместно с Митником Г.С.).

40. Реологические свойства невибрируемых бетонных смесей. //Строительное производство. К.: Буд1вельник, 1991. - N 30. -с. 28-33. (совместно с Волошко М.Н.).

41. К выбору определяющей системы уравнений технологической механики бетонных смесей. М.: ПКТИпромстрой, 1992. - с. 49. (совместно с Гусевым Б.В.).

42. УДК 666.97.033+539.215; 691.32+693.546.4. Технологическая механика бетонных смесей (совместно с Гусевым Б.В.). Инженерная академия РФ. М.: 1992. - 442 с.: ил. - Библиогр.: 174. - Рус. - Деп. N 166-В93.

43. Файвусовт A.C. Определение давлений бетонной смеси на опалубку. //Строительное производство. К.: Буд1вельник, 1992. - N 32. - С. 42-50.