CC BY
36Крупнопанельное домостроение
------ЖИЛИЩНОЕ ---
СТРОИТЕЛЬСТВО
Научно-технический и производственный журнал
УДК 624.073
А.Н. ПЛОТНИКОВ1, канд. техн. наук ([email protected]); Н.А. ГАФИЯТУЛИН2, начальник конструкторско-технологического отдела;
П.А. ВАСИЛЬЕВ1, магистрант
1 Чувашский государственный университет им. И.Н. Ульянова (428015, г. Чебоксары, Московский пр., 15) 2 ДСК ООО «СУОР» (429950, г. Новочебоксарск, ул. Промышленная, 73)
Несущая способность наружных стеновых панелей из конструкционного керамзитобетона со стальной и композитной арматурой
В статье с учетом принятого плоского напряженного состояния представлены результаты испытаний трехслойных наружных стеновых панелей крупнопанельного здания с несущими слоями из конструкционного керамзитобетона со стальной и композитной арматурой. На основе конечно-элементного расчета принимается методика испытаний с раздельным на-гружением перемычечной и простеночных частей. Сопоставляется несущая способность панелей с применением стальной и стеклопластиковой арматуры. Характер деформаций представлен графически. Несущая способность панелей оценивалась по предельным деформациям бетона на сжатие, прогибам и ширине трещин перемычечной части.
Ключевые слова: керамзитобетон, стеновая панель, арматура, сталь, стеклопластик, испытания, прочность, деформации, применение.
Для цитирования: Плотников А.Н., Гафиятулин Н.А., Васильев П.А. Несущая способность наружных стеновых панелей из конструкционного керамзитобетона со стальной и композитной арматурой // Жилищное строительство. 2017. № 3. С. 52-57.
A.N. PLOTNIKOV1, Candidate of Sciences (Engineering), ([email protected]); N.A. GAFIYATULIN2, Head of Design-Technological Department; P.A. VASILIEV1, Undergraduate 1 Chuvash State University Named After I. N. Ulyanov (5, Moskovsky Avenue, Cheboksary, 428015, Chuvash Republic, Russian Federation) 2 DSK OOO «SUOR» (73 Promyshlennaya Street, Novocheboksarsk, 429950, Russian Federation)
Bearing Capacities of External Wall Panels Made of Structural Haydite Concrete with Steel and Composite Reinforcement
With due regard for accepted plane stress state, the article presents the test results of three-layer external wall panels of a large-panel building with bearing layers made of structural haydite concrete with steel and composite reinforcement. Testing methods with separate loading of lintel and partition parts were adopted on the basis of finite element calculation. Bearing capacity of panels with the use of steel and glass-reinforced plastic reinforcement is compared. The character of deformations is graphically presented. The bearing capacity of panels is assessed according to the limit compression strains of concrete, deflections and the crack width of the lintel part.
Keywords: haydite concrete, wall panel, reinforcement, steel, glass-reinforced plastic, tests, strength, strains, application.
For citation: Plotnikov A.N., Gafiyatulin O.N., Vasilyev P.A. Bearing capacities of external wall panels made of structural haydite concrete with steel and composite reinforcement. Zhilishchnoe Stroitel'stvo [Housing Construction]. 2017. No. 3, pp. 52-57. (In Russian).
Снижению себестоимости строительства способствует использование местных материалов; для многих регионов таким материалом является глина для производства керамических изделий. Известно, что при возведении крупнопанельных зданий традиционно используется керамзитобетон [1-3]. Ранее керамзитобетон успешно применялся для однослойных наружных стеновых панелей. Однако существующий опыт применения конструкционного керамзитобетона с объемным весом 1600 кг/м3 даже для каркасных зданий [4] свидетельствует в пользу применения керамзитобетона и для тонкостенных элементов крупнопанельных зданий вследствие меньшей концентрации напряжений от нагрузки. При этом объемный вес такого бетона в 1,5 раза меньше, чем тяжелого, следовательно, снижается вес здания в целом, уменьшается нагрузка на фундамент и основание, повышаются теплозащитные свойства наружных слоев. Панели, выполненные из керамзитобетона, имеют
52| -
сопротивление теплопередаче на 0,14 м2 оС/Вт больше, чем у панелей из тяжелого бетона; повышается предел огнестойкости как минимум на 20% с применением стальной арматуры и не уменьшается при использовании композитной арматуры.
Наметившаяся тенденция к более широкому внедрению армирования бетона композитными стержнями получила поддержку в виде нормативного документа СП 63.13330.2012 (приложение Л). Композиты, особенно стеклопластики, экономически сопоставимы со стальной арматурой.
Названные ранее не применявшиеся в панелях материалы обладают как достоинствами, так и рядом недостатков, которые необходимо учитывать при проектировании [5-8]. Относительная прочность керамзитобетона на растяжение меньше, чем тяжелого, его модуль упругости также уступает тяжелому бетону. Это вызвано меньшей
^^^^^^^^^^^^^ |3'2017
Научно-технический и производственный журнал
плотностью и невысоким модулем упругости заполнителя. По композитной арматуре - низкое значение модуля упругости (в четыре раза меньше, чем у стальной) и отсутствие площадки текучести и возможности работы на сжатие. По результатам опытов нормативная огнестойкость конструкций обеспечивается, однако характер разрушения носит хрупкий, мгновенный характер. Для работы арматуры с полным сопротивлением необходима качественная адгезия к бетону, это требует специальных покрытий арматуры.
Несмотря на ряд отмеченных недостатков керамзитобе-тона и композитной арматуры, эти материалы могут найти применение в бескаркасных крупнопанельных зданиях. По обобщенным данным, жесткость таких зданий в 9-10-этажном исполнении имеет запас в 2-3 раза. Нормальные напряжения распределяются по большой площади вертикальных несущих элементов (стен), плиты перекрытия опираются по контуру и также обладают повышенной несущей способностью и жесткостью.
На Новочебоксарском ДСК авторами были проведены испытания трехслойных стеновых панелей, выполненных в первом случае из керамзитобетона плотностью 1600 кг/м3 со стальной арматурой, а во втором - с применением стек-лопластиковой арматуры [9-11]. Испытанные стеновые панели предназначены для применения в 10-этажных зданиях, на несущий внутренний слой опираются плиты перекрытий (опертые по контуру), на облицовочный слой опираются плиты лоджий длинной стороной. Размеры панели 3,185x2,685 м; толщина слоев: несущего - 120 мм, утеплителя - 150 мм, облицовочного - 80 мм.
Для предварительного анализа напряженного состояния панелей была принята расчетная модель, основанная на ряде упрощений. Несмотря на наличие неоднородного напряженного состояния в панели от вертикальной и горизонтальной нагрузок, для большинства случаев преобладает плоское напряженное состояние со сжимающими напряжениями, ориентированными по вертикали. О плоском напряженном состоянии говорится, например, в работе Б.С. Соколова [6]. В статье С.Б. Крылова [7] упоминается о работе стеновых панелей из плоскости, но подробно рассматривается их работа в своей плоскости. В.В. Данель [8] анализируется влияние эксцентриситета из плоскости панелей зданий повышенной этажности и предлагаются конструктивные методы снижения эксцентриситета. В приведенной в [8] расчетной модели учитывается влияние разницы температуры между внутренним несущим и наружным слоями на напряженное состояние. Показано, что при отрицательных температурах происходит укорочение наружного слоя до 1,6 мм, следовательно, деформация наружного слоя оказывает разгружающее влияние на внутренний слой. Он находится в общем случае во внецентренно сжатом состоянии; эксцентриситет обусловлен нагрузкой от плит перекрытий, имеющих опирание на панели 80 мм.
В 121-й серии панельных домов имеет место платформенный стык. Передача усилий с верхних панелей идет как через плиту перекрытия, так и через растворный шов, т. е. по вертикали усилия передаются центрально. Эксцентриситет силы, передающейся с плит перекрытий, небольшой. Это объясняется работой плит перекрытий как опертых по контуру и имеющих более длинное направление поперек здания. При соотношении сторон плиты как 1:1,8 доля нагрузки от нее на наружную стеновую панель составляет 20%. Кривизна плиты при изгибе в длинном направлении
Рис. 1. Изополя главных нормальных напряжений внутреннего слоя панели, полученные на моделях: а — панель 1; б — панель 2; в — панель 3; г — панель 4. Отмечены области зон сопоставления напряжений
значительно меньше, чем в коротком. Доля нагрузки, приложенной после монтажа конструкций в основном от собственного веса плиты составляет 60%. Вследствие этого поворот плиты перекрытия на наружной панели незначителен, тем более после образования трещин вдоль длинной стороны плиты. В таком положении происходит прижатие плиты верхней панелью, устанавливаемой на растворный шов. Поворота плиты на опоре от временной нагрузки практически не происходит, при малом изгибающем моменте в платформенном стыке и достаточной прочности растворных швов податливость стыка стремится к нулю. Из вышеприведенных соображений расчетная модель наружной стеновой панели для испытаний принята как нагруженная в своей плоскости со случайным эксцентриситетом 1 см.
Упрощенная расчетная модель панели была построена методом конечных элементов в программе «Лира САПР 2016». Основной задачей моделирования было проанализировать возможность раздельного нагру-жения простенков панели и ее перемычечной части, а также влияние эксцентриситета приложения нагрузки из плоскости. Результаты моделирования представлены на рис. 1 и в таблице. Рассматривается середина левого простенка по высоте, условно в этой части выделяются три зоны напряжений. При наличии эксцентриситета результаты определяются по трем слоям пластины. Определялись главные нормальные напряжения сжатия.
—'V-
ф
ж
№..
"Cfc
-■Ш
т ^ I
®
.■s-jtf
о
№■ W
%
Рис. 2. Схемы расположения измерительных приборов на перемы-чечной и простеночных частях
32017
53
Крупнопанельное домостроение
------ЖИЛИЩНОЕ ---
строительство
Научно-технический и производственный журнал
Рис. 3. Испытание перемычечной части в составе панельной сборки Рис. 4. Испытание простеночных частей
Как следует из результатов моделирования, максимальные напряжения в любом случае наблюдаются в правой зоне левого простенка, около оконного проема панели; неравномерность напряжений по ширине простенка варьируется с коэффициентом 1,4-2. Нагружение только простенков без перемычки уменьшает напряжение в 1,32 раза, с эксцентриситетом по наиболее нагруженному волокну (слою) - в 1,24 раза. Влияние случайного эксцентриситета порядка 5%, а при нагружении всей нагрузкой оказывает даже разгружающий эффект.
На основе анализа следует вывод, что панель можно нагружать соосно со средним слоем. При испытании необходимо обращать внимание на состояние поверхности бетона простенков около проема. Неоднородность напряжений по слоям и зонам тонкого несущего слоя панели необходимо исследовать на предмет взаимного влияния. Известно, что в каменных конструкциях этот эффект при внецентренном сжатии учитывается понижающим коэффициентом, до 1,45, - эффект обоймы. В ситуации с панелью также имеет место внецентрен-ное сжатие, необходимо найти аналогичный коэффициент.
В любом случае максимальные напряжения, полученные расчетами моделей, не превышают напряжения 10,93 МПа, что меньше нормативного сопротивления бетона класса В15, применяемого для панелей по серии 121.
Испытания аналогичных по опалубочным габаритам панелей, как со стальной, так и со стеклопластиковой арматурой, проводились на натурной конструкции - панели в составе панельной ячейки и закрепленной на стенде в силовой раме (рис. 3-6) в соответствии с требованиями ГОСТ 8829-94 «Изделия строительные железобетонные и бетонные заводского изготовления. Методы испытаний нагружением. Правила оценки прочности, жесткости и тре-щиностойкости» и ГОСТ 11024-2012 «Панели стеновые наружные бетонные и железобетонные для жилых и общественных зданий. Общие технические условия».
Конструкция панели не являлась типовой или запроектированной по типовым конструктивным приемам. Размеры панели 3,185x2,685 м; толщина слоев: несущий - 120 мм, утеплитель - 150 мм, облицовочный - 80 мм. Слои соединены стеклопластиковыми связями. Соединение осуществляется тремя типами связей - подвесками, распорками, подкосами. Испытание проводится после 30 сут набора прочности бетона. Арматура - стальная продольная рабочая в перемычке 208 мм А400 - симметричная, в простенках 408 мм А400; стеклопластиковая АСК-5-1000/50 ГОСТ 31938-2012 (205 мм - симметричная).
С учетом разницы в напряжениях в 1,32 раза в крайних зонах простенков испытания были организованы по двум
Рис. 5. Испытание перемычечной части с помощью гидравлики Рис. 6. Локальное разрушение простенка 54 |3'2017
Научно-технический и производственный журнал
Модель Слой Напряжение в зоне, кН/м2
Левая Средняя Правая
Панель 1 Вся нагрузка в плоскости плиты Нижний - - -
Средний 5070 8020 10930
Верхний - - -
Панель 2 Вся нагрузка с эксцентриситетом е=1см Нижний 4610 7560 9740
Средний 5070 8020 10200
Верхний 5530 8490 10670
Панель 3 Нагрузка только на простенки в плоскости плиты Нижний - - -
Средний 5860 6760 8240
Верхний - - -
Панель 4 Нагрузка только на простенки с эксцентриситетом е=1см Нижний 5500 6690 7870
Средний 5870 7060 8240
Верхний 6230 7420 8610
q, кН/м 50
5 0
схемам с раздельным нагружением перемычечной и простеночных частей. При испытании перемычки отсутствие пригруза в опорной ее части, по простенкам, идет в запас прочности по анкеровке арматуры перемычки. Схема испытаний приведена на рис. 2, где показан порядок расстановки измерительных приборов (прогибомеров П1-П4, мес-сур М1-М6, тензометров Д1-Д6, индикаторов сдвига между слоями О1-О2).
При проведении испытаний применялись прогибомеры Аистова 6ПАО с точностью 0,01 мм; индикаторы часового типа ИЧ - 10 с точностью 0,01 мм; электронные тензометры ДПЛ-10 с подключением к регистратору «Терем - 4.0» с точностью 0,001 мм.
В связи с различными свойствами стали и стеклопластика контрольная нагрузка для двух схем испытаний принималась разной. Для панели со стальной арматурой коэффициенты безопасности при испытании перемычечной части приняты 1,3; простеночных - 1,6.
Исходя из свойств стеклопластика, коэффициент безопасности для конструкции со стеклопластиковой арматурой принят повышенным. Как вытекает из приложения «Л» к СП 63.13330.2012 «Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения», к трещиностойкости таких конструкций предъявляются пониженные требования; из соотношения допускаемой ширины трещин, 0,7 мм - для стеклопластика [4, 5], 0,4 мм - для стали, трещины могут быть шире в 1,75 раза. Однако в первом предельном состоянии по прочности трещины для стали увеличиваются до 0,5 мм от 0,3 мм (допустимых по II группе предельных состояний), т. е. в 1,67 раза.
При определении расчетного сопротивления стекло-пластиковой арматуры по приложению «Л» Свода правил учитывается длительно действующая нагрузка путем введения коэффициента снижения сопротивления растяжению уГ1 = 0,3. По стальной арматуре такого требования нет. Отсюда для стеклопластиковой арматуры превышение нагрузки при испытании относительно расчетной должно быть порядка 3,33. Этот коэффициент перекрывает собой значения коэффициента С = 1,6 для бетона по ГОСТ 8829-94. Следовательно, можно принять для изгибаемых элементов коэффициент С = 3,33.
С учетом допускаемой ширины раскрытия трещин для стеклопластиковой арматуры по Своду правил до 0,5 мм
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 £ мм
Рис. 7. График прогибов перемычек: П1, П1* — со стальной и стеклопластиковой арматурой несущего слоя; П2, П2* — то же, облицовочного слоя
при длительно действующей нагрузке это превышение будет несколько скорректировано по несущей способности как С = 3,33/1,67 = 2.
При испытании перемычечной части в первом случае в качестве нагрузки использовались бетонные блоки, раскладываемые на плите перекрытия (рис. 3), а для простеночных частей в качестве нагружающего устройства использовался гидравлический домкрат ДГ200П200, закрепленный в металлической силовой раме с ручным насосом и манометром (рис. 4). Во втором случае со стеклопла-стиковой арматурой нагрузка на перемычку создавалась гидравлическим домкратом ДУ50П150 и системой траверс (рис. 5).
Загружение проводилось ступенями по 20% от контрольной нагрузки по проверке прочности. После каждой ступени загружения снимались отсчеты по приборам, производился осмотр конструкции, фиксировались трещины в случае их образования. Нагрузка подавалась ступенями с выдержкой по 15 мин. После приложения контрольной нагрузки конструкция выдерживалась в течение 0,5 ч и также снимались все показания приборов.
В ходе испытаний производились следующие измерения по простеночным частям: а) поверхностных деформаций бетона внутренней поверхности несущего слоя панели мессурами и тензометрами; б) поперечных деформаций бетона простенков мессурами; в) выгибов простенков из плоскости прогибомерами 6ПАО; г) величин сдвига между слоями панели индикаторами часового типа ИЧ-10.
По перемычечным частям производились измерения: а) прогибов несущего и облицовочного слоев перемычеч-ной части в середине пролета прогибомерами с ценой деления 0,01 мм; б) поверхностных деформаций перемычки по внутреннему и наружному слоям; в) ширины раскрытия трещин на нижней поверхности перемычечной части.
Измерения прогибов перемычечной части производилось по несущему (П1) и облицовочному (П2) слоям. На рис. 7 представлен сравнительный график прогибов перемычек панелей из керамзитобетона со стальной арматурой
Крупнопанельное домостроение
ц м .1
Научно-технический и производственный журнал
N. кН 1000
кН
900 800
700
615 600
500
400
300
200
100
* / V
А У
И Контр ольная наг| пузка
1 1 \ у Р
\1
и к": 1 1 1 1 1
1 1 1 1 1 1 1
1 1 1 1 1 1 1
1 1 1 1 1 1 1 1 1
П1
-П2 -П3 -П4 -О2
Контрольная нагрузка / п
0
0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 3,5 4 4,5 5 /мм Рис. 8. График выгибов слоев простенков (стальная арматура)
и такой же панели со стеклопластиковой арматурой (П1*, П2*). Как видно из графиков, до нагрузки 2,38 кН/м перемычка со стальной арматурой работает как сплошное тело, после образования трещины в середине пролета наклон графиков увеличивается в результате снижения изгибной жесткости.
При контрольной нагрузке по прочности прогиб перемычки составил 0,55 мм, что свидетельствует о сохранении ее значительной жесткости. Трещины при контрольных нагрузках не образовались. Нагружение осуществлялось выше контрольных нагрузок в 3,98 раза. При этом прогиб достиг значения 2,23 мм, что также ниже предельно допустимых значений. Несущий и облицовочный слои показали совместную работу. Несущая способность перемычки составила не менее 43,8 кН/м без учета собственного веса плиты перекрытия.
Прочность бетона в испытаниях со стеклопластико-вой арматурой была больше в 1,22 раза. Отсюда при соответственно большем начальном модуле упругости де-формативность оказалась меньше, чем в ходе первого этапа испытаний. Контрольный прогиб по несущей способности несущей части перемычки (П1) составил 0,17 мм, что ниже определенного расчетом при аналогичной нагрузке 0,68 мм. Контрольный прогиб по жесткости был нулевым, что ниже определенного теоретически 0,09 мм. Трещины при контрольных нагрузках в случае со стеклопластиковой арматурой также не образовались.
Несущая способность перемычки составила величину не менее 11,3 кН/м при проектной нагрузке 7,15 кН/м.
В ходе испытаний простеночных частей производились следующие измерения: а) поверхностных деформаций бетона внутренней поверхности несущего слоя панели мессу-рами и тензометрами; б) поперечных деформаций бетона простенков мессурами; в) выгибов простенков из плоскости прогибомерами 6ПАО; г) величины сдвига между слоями панели индикаторами часового типа ИЧ-10.
У панелей со стальной арматурой контрольное значение продольной деформации бетона простенков 0,9 мм не достигнуто. Максимальное значение составило 0,195 мм, что меньше контрольного в 4,5 раза. В нижних зонах, у опор панели продольные деформации были значительно ниже, чем в простенках, что объясняется рассеиванием напряже-
П1 П2 П3 П4 О2 О1
N 800
700 615 600
500
400
300
200
100
0 1 2 3 4 5 6 7 / мм
Рис. 9. График выгибов слоев простенков (стеклопластиковая арматура)
ний по большей площади. Это отмечается и по результатам компьютерного моделирования.
При испытании панелей со стеклопластиковой арматурой контрольное значение продольной деформации бетона 0,9 мм не достигнуто. Максимальное достигнутое значение 0,17 мм, что меньше контрольного в пять раз.
На графиках (рис. 8) выгиб панели со стальной арматурой из плоскости по П1-П4 на контрольной ступени по двум противоположным сторонам составил 0,95 мм (левый простенок); 2,5 мм (правый простенок), что согласуется с опубликованными результатами [6-11]. Относительные смещения слоев панелей в результате подвижки стекло-пластиковых связей составили не более 0,37 мм. Трещины в простенках при контрольных и максимальных нагрузках не образовались. Нагружение осуществлялось выше контрольных нагрузок в 1,5 раза.
Выгиб простенков панели со стеклопластиковой арматурой из плоскости на контрольной ступени нагружения по двум противоположным сторонам составил до 3,35-5 мм (рис. 9), что несколько превысило данные результатов подобных испытаний. Гибкость простенков со стеклопластиковой арматурой оказалась выше, что необходимо учитывать в расчетах, возможно, используя в простенках стальную арматуру. Продольные трещины в простенках при контрольных и максимальных нагрузках также не образовались.
Несущая способность простенка со стальной арматурой составила 270 кН, со стеклопластиковой - 230 кН, что меньше в 1,17 раза. В этом случае сказалось отсутствие сопротивления арматуры на сжатие. Принцип передачи нагрузки по вертикали стены в крупнопанельном здании отличается от реализованного при испытании. В здании она передается линейно, через всю ширину панели и через плиты перекрытий, через растворные швы. При испытании нагрузка передавалась точечно, через опорные пластины траверсы. Вследствие этого действительная несущая способность панели выше полученной при испытаниях.
Выводимые на изображениях (рис. 1) по результатам моделирования МКЭ концентраторы напряжений в панелях себя не проявили, в этих зонах трещин и скалывания бетона не зафиксировано. Более напряженные по расчету области простенков, примыкающие к проему, не имели сколов и трещин, что свидетельствует о происходящем процессе
56
32017
0
Научно-технический и производственный журнал
перераспределения напряжений по площади сечения, так как бетон обладает пластическими свойствами при напряжениях свыше 50% от разрушающих.
Из анализа результатов испытаний следует вывод, что перемычечная и простеночные части трехслойной стеновой панели при выполнении несущих слоев из конструкционного керамзитобетона, в том числе со стеклопластиковой
Список литературы
1. Недосеко И.В., Бабков В.В., Алиев Р.Р., Кузьмин В.В. Применение конструкционно-теплоизоляционного ке-рамзитобетона при строительстве и реконструкции зданий жилищно-гражданского назначения // Известия Казанского государственного архитектурно-строительного университета. 2010. № 1. С. 325-330.
2. Недосеко И.В., Пудовкин А.Н., Кузьмин В.В., Алиев Р.Р. Керамзитобетон в жилищно-гражданском строительстве Республики Башкортостан. Проблемы и перспективы // Жилищное строительство. 2015. № 4. С. 16-21.
3. Вытчиков Ю.С., Дементьева А.А., Горин В.М. Теплофи-зический расчет трехслойной керамзитобетонной стеновой панели // Строительные материалы. 2012. № 11. С. 82-83.
4. Довгалюк В.И., Кац Г.Л. Конструкции из легких бетонов для многоэтажных каркасных зданий. М.: Стройиздат, 1984. 223 с.
5. Фролов Н.П. Стеклопластиковая арматура и стекло-пластбетонные конструкции. М.: Стройиздат, 1980. 104 с.
6. Соколов Б.С. Совершенствование методики расчета и конструирования стеновых панелей крупнопанельных зданий // Жилищное строительство. 2011. № 6. С. 26-30.
7. Крылов С.Б. К расчету стеновых панелей // Бетон и железобетон. 2009. № 5. С. 18-23.
8. Данель В.В. Способ повышения несущей способности наружных трехслойных стеновых панелей // Жилищное строительство. 2013. № 12. С. 2-5.
9. Васильев П.А., Марозаите И.Р. Применение керамзито-бетона для несущих тонкостенных элементов крупнопанельных зданий. Строительство - формирование среды жизнедеятельности [Электронный ресурс]: Сборник материалов XIX Международной межвузовской научно-практической конференции студентов, магистрантов, аспирантов и молодых ученых (27-29 апреля 2016 г., Москва). Москва: НИУ МГСУ, 2016. С. 243-248.
10. Марозаите И.Р., Васильев П.А., Плотников А.Н. Применение керамзитобетона для несущих тонкостенных элементов панельных зданий. Инженерные кадры - будущее инновационной экономики России: Материалы Всероссийской студенческой конференции (Йошкар-Ола, 23-28 ноября 2015 г.) в 8 ч. Ч. 5. Инновации в строительстве, природообустройстве и техносферной безопасности. Йошкар-Ола: Поволжский государственный технологический университет, 2015. С. 123-124.
11. Плотников А.Н., Васильев П.А. Сопоставительные испытания трехслойных наружных стеновых панелей из ке-рамзитобетона со стальной и композитной арматурой. Новое в архитектуре, проектировании строительных конструкций и реконструкции: Материалы III Международной (IX Всероссийской) конференции НАСКР-2016. Чебоксары, 2016. С. 124-132.
арматурой, обладают достаточной прочностью, жесткостью и трещиностойкостью. При использовании стеклопластико-вой арматуры несущая способность панели снижается не более чем на 20%. Однако это снижение при достаточном запасе несущей способности и жесткости собранного крупнопанельного здания не оказывает существенного влияния на результат.
References
1. Nedoseko I.V., Babkov V.V., Aliyev R.R., Kuzmin V.V. Application constructional and heat-insulating ке a ramzitobetona at construction and reconstruction of a zd of niya of construction engineering appointment. Izvestija Kazanskogo gosudarstvennogo arhitekturno-stroitel'nogo universiteta. 2010. No. 1, pp. 325-330. (In Russian).
2. Nedoseko I.V., Pudovkin A.N., Kuzmin V.V., Aliyev R.R. Keramzitobeton in construction engineering construction of the Republic of Bashkortostan. Problems and prospects. Zhilishchnoe Stroitel'stvo [Housing construction], 2015. No. 4, pp. 16-21. (In Russian).
3. Vytchikov Yu.S., Dementieva A.A., Gorin V.M. Heatphysical calculation of the three-layer keramzitobetonny wall panel. Stroitel'nye Materialy [Construction materials], 2012. No. 11, pp. 82-83. (In Russian).
4. Dovgaluk V.I., Katz G.L. Konstrukcii iz legkih betonov dlja mnogojetazhnyh karkasnyh zdanij [Construction of lightweight concrete multi-storey frame buildings]. Moscow: Stroyizdat, 1984. 223 p.
5. Frolov N.P. Stekloplastikovaja armatura i stekloplastbetonnye konstrukcii [Fiberglass accessories and fiberglass-concrete design]. Moscow: Stroyizdat, 1980. 104 p.
6. Sokolov B.S. Improving the methods of calculation and design of the wall panels of large buildings. Zhilishchnoe Stroitel'stvo [Housing construction], 2011. No. 6, pp. 26-30. (In Russian).
7. Krylov S.B. Calculation of wall panels. Beton izhelezobeton. 2009. No. 5, pp. 18-23. (In Russian).
8. Danel V.V. A method for increasing the bearing capacity of the external three-layer wall panels. Zhilishchnoe Stroitel'stvo [Housing construction], 2013. No. 12, pp. 2-5. (In Russian).
9. Vasilyev P.A., Marozaite I.R. Application keramsit-concrete for bearing thin-walled elements of large buildings. Construction - formation of living environment [electronic resource]: proceedings of the XIX International interuniversity scientific-practical conference of students, undergraduates, graduate students and young scientists (April 27-29, 2016, Moscow). Moscow: NIU MGSU, 2016, рp. 243-248.
10. Marozaite I.R., Vasilyev P.A., Plotnikov A.N. Application keramsit-concrete for bearing thin-walled elements of panel buildings. Engineering staff - the future of innovative economy in Russia: Proceedings of Student Conference (Yoshkar-Ola, 23-28 November 2015) at 8 am Part 5: Innovations in construction, environmental engineering and technosphere safety. Joshkar-Ola: Povolzhskij gosudarstvennyj tehnolo-gicheskij universitet, 2015, рp. 123-124. (In Russian).
11. Plotnikov A.N., Vasiliev P.A. Comparative test of three-layer outer wall panels of expanded clay with steel and composite reinforcement. New in architecture, design construction and renovation: Proceedings of the IX All-Russia (III International) Conference (NADCR - 2016). The Chuvash State University, Cheboksary, 2016, рp. 124-132. (In Russian).
