Содержание к диссертации
Введение
Глава 1. Состояние вопроса и задачи исследования 11
1.1. Известные конструкции резервуаров для хранения сжиженного природного газа. 11
1.2. Известные рецепты бетонов и материалов конструкций резервуаров 22
1.3. Общие положения нормативного подхода к расчету железобетонных элементов 33
Глава 2. Предлагаемая конструкция резервуара, материалы и методы исследования 37
2.1.Конструкция сборно – монолитного вертикального цилиндрического резервуара 37
2.2. Характеристика материалов 44
2.2.1 Цемент 44
2.2.2 Мелкие заполнители 48
2.2.3 Крупные заполнители
2.2.4. Вода 51
2.2.5. Добавки 52
2.3. Методы исследований. 52
2.3.1.Методика определения прочности на сжатие в возрасте 2, 7, 28, 90 сут.
2.3.2.Методика определения прочности на растяжение при раскалывании в возрасте 28 сут. 55
2.3.3.Методика определения призменной прочности, модуля упругости призмы в возрасте 28 сут. 56
2.3.4.Методика определения усадки бетона. 56
2.3.5.Методика определения коэффициента ползучести по величине прогиба балки 57
2.3.6.Ультразвуковой метод определения прочности и динамического модуля
упругости 58
2.3.7.Методика определения водопоглащения в возрасте 28 сут.
Глава 3. Анализ материалов для производства бетонов классов В40 и выше во Вьетнаме и свойства бетонов 61
3.1 Предел прочности бетона 61
3.2 Водопоглощение исследованных бетонов 72
3.3 Деформационные свойства бетонов при кратковременном нагружении: диаграмма деформирования, модуль упругости, коэффициент упругости 75
3.3 Деформационные свойства бетонов при длительном нагружении 90
3.4 Усадка исследованных бетонов 94
Глава 4. Расчёт резервуара с однослойной стенкой 98
4.1. Определение технологических нагрузок 98
4.2. Принятая методика расчета 101
4.3. Описание расчётной модели 102
4.4. Вариантный расчет оболочки 133
Глава 5 Предложения по расчету железобетонных резервуаров с многослойной стенкой 144
5.1. Определение технологических нагрузок 144
5.2.Работа среднего слоя бетона с учетом влияния смежных слоев бетона. 146
5.3. Вариантный расчет оболочки 149
5.4. Методика расчета 157
5.5. Описание расчётной модели 157
Закдючение 177
Приложение 1 179
Приложение 2 198
Список литературы 207
- Известные рецепты бетонов и материалов конструкций резервуаров
- Крупные заполнители
- Деформационные свойства бетонов при кратковременном нагружении: диаграмма деформирования, модуль упругости, коэффициент упругости
- Описание расчётной модели
Известные рецепты бетонов и материалов конструкций резервуаров
Поскольку все свойства бетона в той или иной степени определяются объемом и характером его пор, то одной из ведущих тенденций современного бетоноведения является воздействие различными модификаторами или технологическими приемами на структуру цементного камня и контактную зону «цементный камень – заполнитель» с целью минимизации пористости цементного камня (бетона) и технологических дефектов в структуре бетона. К основным рецептурным факторам, влияющим на структуру цементного камня и контактной зоны, можно отнести снижение водоцементного отношения (далее – В/Ц) посредством применения суперпластификаторов и регулирование пористости и свойств контактной зоны посредством введения минеральных модификаторов, влияющих на собственные деформации цементного камня, его пористость и сцепление с заполнителем [7,9, 10, 13-15, 25, 31, 29, 33, 40 – 42, 53, 54, 62, 65, 76, 81– 83, 89 и др.]. Влияние сцепления цементного камня на прочность бетона обстоятельно изучалась многими исследователями [39, 43 – 45, 70, 78, 94, 99 – 101 и др.]. На сегодняшний день можно считать достоверно установленными следующие факты: - прочность сцепления цементного камня с заполнителем зависит от характера поверхности и чистоты зерен заполнителей, от химико минералогического состава зерен заполнителей [39, 43, 70, 78, 99 - 101]; - при увеличении прочности цементного камня прочность сцепления возрастает [94]; - контактная зона обычно имеет толщину до 60 мкм, состоит из нескольких (в некоторых источниках указывается до 4) различающихся по плотности и свойствам слоев [43, 44, 70]; - пористость контактной зоны обычно выше пористости цементного камня в объеме, особенно в слое толщиной до 30 мкм [104], вследствие более высокого значения В/Ц [105]; - на величину сцепления оказывают влияние собственные деформации цементного камня, усадка приводит к снижению величины сцепления [43, 44]; - в бетонах на заполнителях, химически не взаимодействующие с вяжущим (изверженные горные породы), контактный слой практически отсутствует, прочность адгезионного сцепления близка к нулю, сцепление цементного камня с заполнителем обеспечивается в основном за счет зацепления неровностей поверхности. В случае заполнителей, химически и физико-химически взаимодействующих с вяжущим (карбонатные породы и кварцевые пески), происходит некоторое снижение прочности заполнителя в зоне контакта и возникает диффузный промежуточный слой, за счет чего прочность контактной зоны в этом случае имеет примерно одинаковый порядок с прочностью цементного камня в объеме [43, 70, 78, 100]; - вследствие различной прочности сцепления прочность бетона на разных заполнителях может различаться до 50% при одинаковых свойствах цементного камня, при этом более высокую прочность обеспечивают заполнители, химически и физико-химически взаимодействующих с вяжущим [26].
Поскольку во Вьетнаме широко представлены горные породы, не взаимодействующие с вяжущим, следует ожидать возможное пониженное значение прочности сцепления цементного камня с заполнителем, что может отразиться как на пределе прочности на сжатие, так и, особенно, на растяжении.
К основным технологическим направлениям могут быть отнесены совершенствование способов приготовления, транспортирования, укладки и уплотнения бетонной смеси, ухода за твердеющим бетоном, реализация технологии двухстадийного приготовления смеси и раздельного бетонирования [6, 12, 13, 25, 42, 81 – 83, 77 и др.]. Судя по количеству исследований в области технологии высокопрочных бетонов, в т.ч. получаемых из высокоподвижных и самоуплотняющихся бетонных смесей, можно утверждать о перспективности производства железобетонных конструкций из указанных бетонов, поскольку это позволяет снизить расход арматурной стали, уменьшить размер сечений, повысить долговечность конструкций [1, 6, 7, 10, 12 – 14, 21, 31, 39, 35, 48, 49, 52, 53, 54, 57, 58, 65, 66, 77, 79, 81, 82, 89, 96 и др.]. Основа технологии высокопрочных бетонов была заложена фундаментальными исследованиями влияния свойств материалов, состава бетона, технологии приготовления смеси и бетонирования конструкции на основные показатели качества бетона. Выполненные за многие десятилетия исследования позволили сформулировать основные положения механики разрушения бетона и определили основные направления технологии высокопрочных бетонов [3 – 7, 9, 11, 12, 16, 20, 23, 25, 28, 37, 43 – 45, 50, 55, 70, 72, 75, 78, 80, 86, 87, 90, 91, 94, 95, 97, 98, 100, 101 и др.]. Само понятие «высокопрочный бетон» на различных этапах развития бетоноведения трактовалось по-разному. Так, к высокопрочным бетонам предлагалось относить все бетоны, предел прочности которых превышал активность цемента, что совершенно не логично, поскольку бетон с прочностью 43 МПа на цементе М400 в данном случае будет высокопрочным, а бетон с пределом прочности 48 МПа на цементе М500 – нет. Баженов Ю.М. для легких высокопрочных бетонов предлагал критерий R/ 25. Этому критерию примерно соответствует тяжелый бетон класса В60, согласно ГОСТ 31914 – 2012 относящийся к высокопрочным бетонам. По нормам EN к высокопрочным относятся бетоны класса C50/60 (аналог В60) и выше [6, 7, 14, 31, 56, 96].
К основным положениям технологии высокопрочных бетонов относительно рецептуры, а значит, и технологии высокоэффективных бетонов, характеризующихся лучшим соотношением расхода цемента и предела прочности (в литературе этот показатель иногда называется удельным расходом цемента, кг/(м3МПа)), относятся [3 – 7, 12, 25, 26, 28, 35, 39, 41, 43, 50, 65, 66, 70, 78, 79, 83, 87, 94, 95, 100, 101 и др.]: - применение высокоактивных цементов, характеризующихся рациональным сочетанием соотношения клинкерных минералов C3S/C3A при содержании С3А не более 7% и С3S в пределах 58 – 63%, минимальной водопотребностью цемента (нормальной густотой), рациональной тонкостью помола (удельная поверхность 3400 – 3900 см2/г) и дозировкой гипсового камня, зависящей от количества С3А: по Meissner (в пределах 2,65 – 3,1%), минимальной контракционной и влажностной усадкой в присутствии суперпластификатора; - применение крупного заполнителя с пределом прочности, превышающем предел прочности бетона не менее чем на 20%, обладающим развитой шероховатой поверхностью, формой зерен, близкой к кубовидной, с гранулометрическим составом, максимально соответствующим кривой Фуллера, с минимальным содержанием ПГ до 0,5% (в некоторых источниках называется цифра до 0,2%);
Крупные заполнители
х 100 х 640 мм– коэффициент ползучести при изгибе. Основные экспериментальные исследования проводились на Севере Вьетнама по стандартным методикам РФ, которые соответствуют или близки к аналогичным стандартам Вьетнама, в связи с чем проблема с оборудованием не возникала. Свойства бетонов были определены: - на образцах - кубах 100 х 100 х100 мм – предел прочности на сжатие R, предел прочности на растяжение при раскалывании Rtt, - призмах 100 х 100 х 400 мм –диаграмма «напряжения – деформации» («»-«»), начальный модуль упругости, динамический модуль упругости, предел призменной прочности; - балках80
Определение прочности на сжатие на образцах 100х100х100 мм в возрасте 2, 7, 28, 90 сут производилось в соответствии с ГОСТ 10180, ГОСТ 28570 (рис. 2.7).
Определение прочности на растяжение при раскалывании в возрасте 28 суток производилось в соответствии с ГОСТ 10180, ГОСТ 28570 на образцах 100х100х100 мм (рис. 2.8).
Определения предела прочности бетона на растяжение при раскалыванииRtt с использованием стержней d 12 мм 2.3.3.Методика определения призменной прочности, модуля упругости призмы в возрасте 28 сут. Призменную прочность, модуль упругости определялся на образцах-призмах размерами 100x100x400 мм. Испытания производились в соответствии с ГОСТ 24452-80 (рис 2.9)
Определение усадки при высыхании производилось в соответствии с ГОСТ на образцах 100х100х400 мм посредством измерения изменения размера образца микрометром точностью 0,01 (рис. 2.10). Рис. 2.10 - Измерение усадки образца
Измерение усадки выполнялось после 7 сут твердения в воде. Съем показаний производился раз в неделю. Продолжительность измерений принята 90сут.
Методика определения коэффициента ползучести по величине прогиба балки Определение величины прогиба балки производилось на образцах 80х100(h)х640 мм посредством измерения прогиба образца индикатором (рис. 2.11) при кратковременном воздействии фиксированной нагрузки, а также при длительном действии нагрузки. Коэффициент ползучести определяли по формуле: , (2.1) где: fcrc – величина прогиба при длительном действии нагрузки; fel– величина прогиба при кратковременном действии нагрузки. Рис. 2.11 - Измерение прогиба образца Измерение величины прогиба балки выполнялось в возрасте 28 сут бетона. Съем показаний производился раз в неделю. Продолжительность измерений принята 90 сут.
Использован ультразвуковой метод определения прочности бетона на образцах 100х100х100 мм в возрасте 2, 7, 28, 90 сут в соответствии с ГОСТ 17624 - 2012 посредством измерения скорости прохождения ультразвукового импульса прибором при сквозном прозвучивании (рис 2.12).
Определение динамического модуля упругости бетона реализовано способом, основанном на зависимости ED=cpV, (2.2) где ЕD - модуль упругости (динамический); - средняя плотность; c - коэффициент, значение которого определяется из выражения [Несв] E
1. Предложена новая конструкция вертикального цилиндрического цилиндрического резервуара с многослойной стенкой, которая позволяет повысить устойчивость и упростить конструкцию резервуара, а так же увеличить его оббьем;
2. Показано что эффект достигается за счет использования разно модульных напрягающих бетонов, создающих необходимое преднапряжение в внешней и внутреней оболочках и обеспечивающих равнопрочную по толщине стенку;
3. Использование материалов, производимых в промышленном масштабе и доступных в различных регионах, позволяет применять результаты и выводы, полученные в настоящем исследовании, в строительном комплексе для получения бетонов с заданными показателями по самонапряжению;
4. Использование стандартных методик исследования свойств бетонов и поверенного стандартного оборудования обеспечивает достоверность полученных результатов и выводов. Развитие экономики Вьетнама сопровождается строительством зданий и сооружений различного назначения, в т.ч. транспортного, при возведении которых целесообразно использовать бетоны классов В40 и выше [1-5]. Одним из наиболее динамично развивающихся регионов является г. Ханой, развитие инфраструктуры которого предопределяет специальных сооружений, в т.ч. резервуаров для хранения сжиженного газа. В результате анализа свойств цементов и заполнителей, производство которых размещено в зоне экономической целесообразности поставок в район Ханоя (Приложение 1), выбраны по 2 вида материала (см. гл. 2), и поставлена задача оценки их пригодности для производства указанных бетонов из высокоподвижных бетонных смесей, проектирование состава которых характеризуется рядом особенностей, связанных с макроструктурой и применением суперпластификаторов (СП) [3, 6, 7, 9, 10]. В качестве добавки принят СП Sika Viscocrete 3000 - 10 на основе полимеров 3-го поколения с ускорением ранней прочности, тип G по ASTM C 494.
Результаты исследования влияния величины В/Ц, вида цемента и заполнителей на предел кубиковой прочности бетона на сжатие в возрасте 28 сут, показали, что вид материалов оказывает незначительное влияние на предел прочности на сжатие бетона с величиной В/Ц = 0,327 (рис. 3.1), а при В/Ц = 0,425 это влияние более значительно, причем для бетонов с В/Ц = 0,327 отмечается некоторый недобор прочности относительно потенциально возможного значения при данной активности цемента, что связано, вероятно, с влиянием крупного заполнителя [1,3,11], несмотря на высокую марку по данным паспорта, а также с влияние СП на гидратационную активность цемента при низких значениях В/Ц [6, 7, 9], и возможным более высоким воздухововлечением в бетонную смесь. Удельный расход цемента в исследованных бетонах составляет от 6,51 до 8,18 кг/(м3МПа).
Деформационные свойства бетонов при кратковременном нагружении: диаграмма деформирования, модуль упругости, коэффициент упругости
Надземные резервуары для хранения сжиженного природного газа (СПГ) подвержены в первую очередь действию внутренних нагрузок: гидростатическому давлению жидкой фазы и избыточному давлению газообразной фазы СПГ[38]. Для резервуаров большой вместимости именно эти две нагрузки в сумме с собственным весом конструкций являются определяющими габариты самой ёмкости. Внешние воздействия – ветровые и снеговые – в данном случае оказываются незначительными в сравнении с внутренними. При строительстве в сейсмически активных зонах добавляется еще одна немаловажная нагрузка – инерционные силы от сейсмического воздействия.
Рассматриваемый в настоящем исследовании цилиндрический резервуар ёмкостью 200 000 м3состоит из внешней несущей оболочки, выполненной из предварительно напряжённого железобетона (рис. 4.1). Фундаментная плита принята толщиной 1800 мм в основной части с переходом на 2100 мм вблизи внешних стен (внешнее кольцо). Толщина вертикальных стен составляет 750 мм от отметки +7,500 и выше, а к низу стена утолщается до 1400 мм в основании. По верху стены устроена кольцевая балка, призванная сдерживать распор от железобетонного купола покрытия. Сам купол также выполняется из монолитного железобетона, толщина его принята 600 мм. Внутри находится эффективный теплоизолирующий контур, отделяющий несущую оболочку от внутреннего резервуара из 9 %-ной никелевой стали, в котором находится криогенная жидкость. Специальный состав стали обеспечивает высокие прочностные характеристики и препятствует её охрупчиванию при экстремально низких температурах, ведь температура кипения у СПГ составляет–160...–162 С при атмосферном давлении[88]. Рис. 4.1. Геометрическая схема внешнего (несущего) корпуса железобетонного резервуара вместимостью 200 тыс. м3 СПГ
Гидростатическое давление СПГ определяется как для обычной жидкости [106] по закону Архимеда: pж=gh. При заполненном резервуаре высота столба жидкости составляет h=34,61 м. Средняя плотность сжиженного природного газа находится в диапазоне 430-470 кг/м3.Тогда максимальное расчётное давление на дно и стенки в месте сопряжения с фундаментом составит (рис. 4.2): рж = 470 кг/м39,81 м/с234,61 м = 159576,3 Н/м2 = 159,58 кПа.
Избыточное давление газообразной фазы принимается в зависимости от принятых технологических решений и составляет для рассматриваемого резервуара 5-25 кПа (рабочее давление).Расчетное давление в соответствии с технологическим заданием: pг=29 кПа. Действует данное давление на все внутренние плоскости резервуара (рис. 4.3) и при заполненной ёмкости складывается с гидростатическим давлением: р=рж+рг (рис. 4.4). Рис. 4.2. Гидростатическое давление внутри резервуара от СПГ в жидкой фазе
Расчет несущей железобетонной оболочки резервуара выполнялся в пространственной постановке задачи при помощи метода конечных элементов. Стены, днище и купол резервуара были разбиты мелкой сеткой на конечные элементы оболочечного типа. Каждый отдельный элемент имеет пять степеней свободы и может воспринимать мембранные усилия х и у, изгибающие моменты в двух плоскостях – Мх и Му, а также поперечные силы Qx и Qy, касательные напряжения xy и крутящий момент в плоскости оболочки Мху [27] (рис. 4.5). Такой подход к решению задачи по сравнению с известными ручными методами имеет более высокую степень подобия модели поведению реальной конструкции и позволяет учесть при анализе напряженно-деформированного состояния системы все особенности её работы.
Расчет выполнялся при помощи программного комплекса Лира-САПР, позволяющего решать задачи как в упругой («линейной») постановке, так и в «нелинейной» постановке с учетом особенностей работы бетона в конструкциях[8]. Реализация нелинейного расчета выполнена в соответствии с рекомендациями Свода правил [84] путем выполнения шагового расчета итерационным способом. Свойства железобетона и особенности его работы под нагрузкой в таком расчете учитываются при помощи задания диаграмм деформирования как для бетона, так и для арматуры. В программе предусмотрен ввод кусочно-линейных и экспоненциальной зависимостей.
Расчёт внешней несущей оболочки резервуара выполнялся при помощи сертифицированного программного комплекса Лира-САПР2015 [71]. В программном комплексе решение задач механики выполняется методом конечных элементов, реализованным при помощи метода перемещений. В таком случае исходными данными для расчёта является матрица жёсткости сооружения и вектор нагрузок. Искомой разрешающей функцией служит перемещение [8].
Пространственная модель резервуара составлена из конечных элементов типа «Оболочка», имеющих 5 степеней свободы. Размер конечного элемента составил от 300 до 750 мм.В схеме отсутствуют плохо обусловленные и вырожденные элементы в виде сильно вытянутых прямоугольников или треугольников с углом менее 10…15 . Таблица используемых типов жесткости приведена ниже. Общий вид схемы и её фрагменты показаны на рис. 4.6-4.8.
Описание расчётной модели
Переход от эпюры деформаций к эпюре напряжений во внецентренно сжатых и изгибаемых железобетонных элементах, как правило, осуществляется с помощью зависимости «в - єв», полученной при испытании центрально сжатых бетонных призм. Этот прием основан на положении о том, что равным деформациям волокон в центрально сжатой призме и в сжатой зоне изгибаемого (внецентренно напряженного) элемента при одинаковых свойствах бетона соответствуют равные напряжения. Это положение было обосновано П.Н. Мурашовым и использовано при разработке большинства известных методов расчета железобетонных элементов.
Такой прием основан на положении о том» что равным деформациям волокон в центрально сжатой призме и в сжатой зоне изгибаемого (внецентренно сжатого) элемента (при одинаковых свойствах бетона) соответствуют равные напряжения. Следует отметить, что при таком подходе приняты, как минимум, два допущения. Первое: не учитывается различная скорость деформирования волокон бетона, находящихся на разном расстоянии от нейтральной оси. И второе, пренебрегают неоднородностью бетона по высоте железобетонного элемента
В опытах О.П Квирикадзе получено, что в пределах обычных статических нагружений увеличение скорости загружения в 100... 150 раз приводит к незначительному повышению деформаций бетона. На основании этого сделан вывод, что волокна, находящиеся на расстоянии 1см и 100...150см от нейтральной оси, деформируются практически по одному и то у же закону. Заметное влияние скорости деформирования на связь между напряжениями и деформациями (в основном на нисходящем участке « - є») отмечается только при ее изменении в сотни и даже тысячи раз.
Вместе с тем влияние принятых допущении на правильную оценку напряженно-деформированного состояния: железобетонной конструкции может быть определено только путем сравнения диаграмм « - є», полученных при однородном (центрально сжатая бетонная призма) и неоднородном (внецентренно сжатые, изгибаемые железобетонные элементы) напряженном состоянии. Основная трудность здесь заключается в определении диаграммы состояний бетона непосредственно по результатам испытания железобетонных элементов. Поиск может вестись в двух направлениях. Первое основано на непосредственном измерении напряжений и деформаций в теле бетона с помощью специальных датчиков, обладающих магнитоупругими или пъезоупругими свойствами. Недостатком этих методов является неизбежная концентрация напряжений вблизи датчиков, которая искажает истинную картину распределения напряжений.
Иное направление основано на использовании в расчетах железобетонных конструкций диаграммы « - є», полученной при испытании бетонных призм. Основы этого направления были заложены В.И. Мурашевым, который эпюры напряжений при изгибе отождествлял с кривым « - є» при сжатии.
В работах В .И. Гусакова показано, что разница между деформациями волокон нейтрально сжатых призм и сжатой зоной изгибаемых и внецентренно сжатых элементов, испытывающих равные напряжения, составляет дли силикатного бетона не более 5 %, для обычного бетона - 10 %.
В исследованиях В.Я. Бачинского и А.Н, Бамбуры диаграммы, поученные при испытании центрально сжатых бетонных призм, сравнивали с диаграммами, полученных аналитически из результатов испытаний изгибаемых железобетонных элементов. Сравнение показало, что аналитические методы, несмотря на их определенную условность, позволяют получать диаграммы « - є», близкие к аналогичной зависимости центрально сжатых призм.
Следует отметить, что немногочисленные известные работы, посвящены анализу возможности использования диаграммы « - є» центрально сжатых призм при расчете изгибаемых железобетонных конструкций.
Внецентренное сжатие является наиболее общим случаем нагружения конструкций, частным случаем которого является изгиб (е0 = »). Кроме того наличие продольной силы может несколько изменить условия работы бетона в конструкции.
Возможность использования диаграммы «в - єв» при расчете колонн исследовалась Н.Ж. Сухайлем и Д.Р. Маиляном. Анализ полученных данных показал, что расхождение внешних и внутренних усилий, определенных с использованием диаграмм «в - єв» центрально сжатых призм, невелико. Это доказывает, что диаграммы «в - єв», полученные при центральном нагружении призм, могут быть использованы при расчете внецентренно сжатых элементов.
Вместе с тем при разработке методов расчета железобетонных резервуаров необходимо учитывать влияние напряженного состояния различных слоев сечения, создаваемое преднапряженной арматурой и эффектом обоймы на изменение диаграмм деформирования бетона.
Так в железобетонных однослойных резервуарах бетон испытывает предварительные воздействия сжимающими напряжениями. В каждом волокне бетона возникает свое напряженно деформированное состояние, характеризуемое переменным по высоте сечения уровнем напряжений Степень же изменения диаграммы «в - єв», вызванная предварительным (до эксплуатационного нагружения) напряжением бетона, существенно зависит от уровня Т.е. в каждом волокне бетона железобетонного элемента диаграмма будет изменяться (трансформироваться) по-разному.
В бетоне железобетонных конструкций в общем случае может реализовываться один из четырех случаев напряженно-деформированного состояния, вызванного предварительными последующими эксплуатационными силовыми воздействиями: сжатие - сжатие, сжатие -растяжение; растяжение - сжатие; растяжение - растяжение. Для учета этого явления предлагается корректировать параметры диаграммы деформирования бетона (Rв(вt) и sвR(вtR)), умножая их на соответствующие коэффициенты Rв(вt) и eв(вt). Методика учета влияния предварительных нагружений на диаграмму овдо и sвR(вt) подробно изложена в работе []. При трехслойной конструкции стенки резервуаров бетон испытывает трехосное предварительное сжатие. Как показали проведенные опыты [] такие воздействия создают «эффект обоймы», что существенно повышает прочность бетона.