искать
Рубрикатор материалов

Сейчас в информационной базе:
рубрик - 109 , авторов - 381 ,
всего информационных продуктов - 3748 , из них
статей журнала - 799 , статей базы знаний - 87 , новостей - 2634 , конференций - 4 ,
блогов - 9 , постов и видео - 168 , технических решений - 7

© 2016-2020 ГеоИнфо

Разработка и сопровождение: InfoDesigner.ru
Геотехника 

Моделирование в PLAXIS испытаний буровой сваи методом Остерберга

Аналитическая служба ГеоИнфо и др.
10 августа 2020 года

Предлагаем вниманию читателей обзор материалов доклада «Моделирование испытаний сваи нагрузкой с помощью ячейки Остерберга методом конечных элементов. Случай из практики: мост через реку Сент-Круа, США» [5]. Этот доклад был сделан в 2015 году египетскими геотехниками Я. Эль-Моссаллами, Р. Абдельмалаком и Б. Риадом на Международной конференции по проектированию и геотехнике. Эль-Моссаллами уже много лет является приглашенным лектором на курсах PLAXIS и имеет большой опыт в исследованиях и проектировании свайных фундаментов.

Статья подготовлена при поддержке компании «НИП-Информатика» – партнера журнала «ГеоИнфо».

ООО «НИП-Информатика»Генеральный спонсор «ГеоИнфо»

Введение

В настоящее время при создании фундаментов глубокого заложения растут объемы строительства буронабивных свай большого диаметра с повышенной несущей способностью. В таких случаях традиционные испытания с приложением статической вдавливающей нагрузки на оголовок сваи с помощью домкрата часто оказываются нецелесообразными с экономической и технической точек зрения, поскольку требуют слишком громоздких наземных опорных анкерных конструкций. Более того, доведение сваи до отказа по грунту при выполнении классических испытаний может быть просто невозможным.

Тут на выручку приходит метод испытаний с помощью силовой ячейки Остерберга, то есть предварительно откалиброванного погружного (встроенного в тело сваи) гидравлического домкрата. К тому же этот метод является неразрушающим и позволяет после испытаний и заливки полостей ячейки бетоном использовать сваю как рабочую [1, 2, 4, 5].

Большую помощь в оптимальном проектировании свайных фундаментов, несомненно, должно оказывать и компьютерное моделирование испытаний, прежде всего в программном комплексе PLAXIS. В связи с этим предлагаем вниманию читателей обзор материалов доклада «Моделирование испытаний сваи нагрузкой с помощью ячейки Остерберга методом конечных элементов. Случай из практики: мост через реку Сент-Круа, США» [5]. Этот доклад был сделан в 2015 году египетскими геотехниками Я. Эль-Моссаллами, Р. Абдельмалаком и Б. Риадом на Международной конференции по проектированию и геотехнике, проходившей в Каире – столице Египта.

Указанные авторы при моделировании в программном комплексе PLAXIS 2D взяли за основу реальные полномасштабные испытания буронабивной сваи диаметром 2,5 м при строительстве опор моста через реку Сент-Круа в США.

 

Место реальных испытаний

Североамериканская река Сент-Круа (Сен-Круа, Сент-Крой) (рис. 1) берет начало в группе канадских озер Чипутнетикук и течет в юго-восточном направлении в основном между провинцией Нью-Брансуик (Канада) и штатом Мэн (США). Она имеет длину 102 км и впадает в залив Фанди залива Мэн Атлантического океана.

 

Рис. 1. Река Сент-Круа [3]
Рис. 1. Река Сент-Круа [3]

 

Для строительства опор моста через Сент-Круа (рис. 2), соединяющего штаты Миннесота и Висконсин (США), в 1995 и 2012 годах были выполнены испытания методом Остерберга буровых свай, заглубленных в слабый песчаник, но строившихся немного по-разному (следует отметить, что проектирование этого моста велось около 20 лет и проект несколько раз менялся). Места проведения испытаний свай в 1995 и 2012 годах представлены на рисунке 3. Однако авторы доклада [5] более подробно останавливаются на результатах 2012 года.

 

Рис. 2. Мост через реку Сент-Круа, соединяющий штаты Миннесота и Висконсин (США) [6]
Рис. 2. Мост через реку Сент-Круа, соединяющий штаты Миннесота и Висконсин (США) [6]

 

Рис. 3. Места испытаний буронабивных свай на нагрузку в 1995 и 2012 годах (по [5])
Рис. 3. Места испытаний буронабивных свай на нагрузку в 1995 и 2012 годах (по [5])

 

Грунтовые условия, устройство буронабивной сваи и ее испытания методом Остерберга

Буронабивная свая для испытаний, на результатах которых более подробно останавливаются авторы доклада [5], была построена в августе 2012 года. Рядом с ней были устроены две скважины для уточнения грунтовых условий. Полный выход керна в непосредственной близости от места заглубления испытываемой сваи в скальную породу был в основном около 100%, а показатель нарушенности этой породы – между 0 и 100%, но преимущественно в диапазоне от 40 до 75%. Были выполнены лабораторные испытания всех образцов, вырезанных из керна, включая испытания на одноосное сжатие.

Бурение для устройства испытываемой сваи выполнялось с применением полимерно-эмульсионного бурового раствора для поддержания устойчивости ствола скважины. А для окончательной очистки забоя от шлама использовалась система эрлифтирования. Кроме традиционных методов определения качества устройства скважины, ее стенки проверили с помощью с акустического каверномера SoniCaliper, а дно – с использованием устройства Mini-SID.

В арматурный каркас близко к будущему нижнему концу сваи вмонтировали силовую ячейку Остерберга (О-ячейку). При этом верхняя и нижняя опорные плиты ячейки и арматура сваи были оборудованы приборами для измерения напряжений и деформаций.

После погружения в скважину арматурного каркаса, оснащенного О-ячейкой, была выполнена заливка самоуплотняющегося бетона с высокой удобоукладываемостью методом вертикально перемещаемой трубы (ВПТ) диаметром 25,5 см с открытым верхом. Следует отметить, что перед началом бетонирования в бетонолитную трубу насыпали вермикулит (алюмосиликатный наполнитель), чтобы отделить бетон от бурового раствора внутри трубы.

Верхняя часть построенной сваи имеет диаметр 2,5 м и в основном находится в дисперсном грунте, а нижняя часть имеет диаметр 2,3 м и заделана в коренной песчаник.

Речное дно в месте устройства сваи сложено черной иловой грязью толщиной 21,65 м, богатой органикой. Глубже залегает слой крупной гальки, гравия и песка мощностью 4,25 м. Еще ниже до большой глубины залегают песчаники с прослоем глинистого сланца.

В день полевых испытаний сваи предел прочности ее бетона при одноосном сжатии был равен 45,8 МПа, а средняя жесткость ствола составила: 189,63 ГH в верхней обсаженной части (от верха сваи до высотной отметки 171,10 м); 168,90 ГH в нижней необсаженной части над силовой ячейкой (между высотными отметками 171,10 и 158,20 м); 161,20 ГH в нижней необсаженной части под ячейкой (между высотными отметками 158,20 и 156,80 м). Средняя жесткость ствола сваи была рассчитана по формуле, рекомендованной Комитетом 363 Американского института бетона (ACI Committee 363).

Схематичный вертикальный разрез буронабивной сваи 2012 года и окружающих ее грунтов в обобщенном виде представлен на рис. 4. Там же показана схема ее испытаний методом Остерберга. От гидравлической станции, расположенной на поверхности, в силовую ячейку нагнеталась жидкость по специальным рукавам, вмонтированным в тело сваи. В результате повышения давления на поршень домкрата О-ячейка раскрывалась: ее верхняя опорная плита смещалась вверх, а нижняя – вниз. При этом создавались равные по величине осевые нагрузки на верхний испытываемый элемент сваи (ВИЭ), расположенный над ячейкой, и на ее нижний испытываемый элемент (НИЭ), находящийся под ячейкой (направления воздействий показаны на рис. 4 белыми стрелками). Это отражалось на трении по боковой поверхности и сопротивлении под подошвой сваи в НИЭ и на трении по боковой поверхности в ВИЭ. Показания всех измерительных приборов, вмонтированных в ячейку и тело сваи, считывались и обрабатывались на поверхности [4, 5].

 

Рис. 4. Схематичный обобщенный вертикальный разрез испытываемой буронабивной сваи 2012 года и окружающих ее грунтов (по [4, 5]). Белые стрелки – направления смещений верхней (вверх) и нижней (вниз) опорных плит ячейки Остерберга (О-ячейки) и соответствующих элементов сваи
Рис. 4. Схематичный обобщенный вертикальный разрез испытываемой буронабивной сваи 2012 года и окружающих ее грунтов (по [4, 5]). Белые стрелки – направления смещений верхней (вверх) и нижней (вниз) опорных плит ячейки Остерберга (О-ячейки) и соответствующих элементов сваи

 

Основные результаты полномасштабных полевых испытаний

Испытания показали, что метод строительства оказывает значительное влияние на удельную силу трения грунта по боковой поверхности сваи, а также на поведение самой сваи. Использование полимерной эмульсии вместо воды в качестве бурового раствора, системы эрлифтирования для очистки дна скважины от несвязных грунтов и самоуплотняющегося бетона с высокой удобоукладываемостью в 2012 году в отличие от 1995 года уменьшило дефекты сваи и положительно повлияло на ее несущую способность (по сравнению с 1995 годом сила трения по боковой поверхности сваи увеличилась в 3,6 раза, а сопротивление грунта под ее нижним концом выросло в 10 раз).

Более подробно итоги полевых испытаний сваи будут показаны в графическом виде позже – при сопоставлении с результатами численного моделирования.

 

Моделирование в PLAXIS

Авторами доклада [5] было выполнено численное моделирование испытаний вышеописанной сваи, построенной в 2012 году, с помощью программного комплекса PLAXIS 2D Version 8.5, использующего метод конечных элементов. Моделировались как испытания сваи методом Остерберга, так и ее обычные испытания на статическую вдавливающую нагрузку на оголовок величиной 145,7 МН (что эквивалентно максимальной нагрузке от силовой ячейки).

 

При моделировании испытаний методом Остерберга авторы исследования [5] приняли следующие допущения:

 

1) модель разрабатывалась как осесимметричная с учетом граничных условий испытаний сваи на нагрузку;

2) для моделирования бетона использовалась линейно-упругая модель, а для всех типов грунтов (дисперсных и скальных) – модель Мора – Кулона; при этом эффект дилатансии (изменений объема при сдвиговых деформациях) дисперсного грунта не учитывался;

3) инженерно-геологические элементы коренного песчаника моделировались как отдельные слои на основе полного выхода керна, показателя нарушенности породы и предела ее прочности на одноосное сжатие;

4) для моделирования взаимодействия грунта и боковой поверхности сваи был включен интерфейсный элемент, который простирался вниз до уровня на 0,5 м ниже ее пяты (для уменьшения угловых эффектов, вызывающих нежелательные высокие пики напряжений и деформаций вокруг нижнего конца);

5) силовая ячейка Остерберга моделировалась как жесткий элемент толщиной 10 см, которому были назначены свойства бетона, когда ячейка была закрыта, и как пустота, когда она была открыта (так что перемещение верхнего и нижнего испытываемых элементов сваи соответственно вверх и вниз не зависело от смещений этого элемента);

6) в месте расположения силовой ячейки была использована горизонтальная фиксация, чтобы противостоять горизонтальным смещениям дисперсного или скального грунта в пустоту.

 

Таким образом, была получена осесимметричная модель шириной 80 м и высотой 120 м, состоящая из 2891 конечного элемента и 23 558 узлов (рис. 5). Ячейки сетки при ее уточнении были ранжированы от очень мелких для зоны, смежной с местом контакта между сваей и грунтом, до крупных для удаленных от этого контакта участков (с постепенным увеличением). На основании не слишком богатых доступных данных по грунтовым условиям все интерпретируемые параметры скальной породы были основаны на полном выходе керна, показателе нарушенности породы и пределе прочности на одноосное сжатие с использованием метода Em/Ei, разработанного в 1999 году О'Нейлом и Ризом (O'Neill, Reese), на основе повторного анализа данных, представленных в 1998 году Картером и Кульхави (Carter, Kulhawy) из Американской ассоциации служащих государственных автодорог и транспортировки (AASHTO), на которых ссылаются авторы доклада [5].

 

Рис. 5. Модель, построенная методом конечных элементов в PLAXIS 2D Version 8.5. Вид сетки и расположение О-ячейки (по [5])
Рис. 5. Модель, построенная методом конечных элементов в PLAXIS 2D Version 8.5. Вид сетки и расположение О-ячейки (по [5])

 

В том числе были смоделированы начальные условия, все приращения нагрузки (25 приращений) и разгрузки (5 приращений) в соответсвии с тем, как это было выполнено при полевых испытаниях методом Остерберга.

 

Сравнение результатов численного моделирования и полевых испытаний методом Остерберга

На рисунке 6 сопоставлены графики зависимости смещения от нагрузки, полученные при численном моделировании и подвергнутые обратному анализу, с графиками, полученными на основе измерений при полевых испытаниях сваи, построенной в 2012 году. Из этого рисунка видно, что конечноэлементная модель может вполне удовлетворительно описать поведение сваи при нагрузке с помощью ячейки Остерберга.

 

 

На рисунках 7–10 приведены кривые нагружения сваи (передачи нагрузки по ее длине) для четырех уровней нагрузки. Из этих рисунков хорошо видно, что результаты моделирования неплохо согласуются с фактическими. Разница между численными и измеренными данными становится совсем небольшой, когда уровень нагрузки увеличивается. Это, должно быть, связано с тем, что все параметры грунта определялись в соответствии с его поведением в предельно напряженном состоянии. Рисунки 7–10 показывают, что сопротивление дисперсного грунта по боковой поверхности верхней части сваи невелико, а основная часть нагрузки приходится на залегающие ниже слои скальных пород. При этом нагрузка, вызванная O-ячейкой, уменьшается вдоль сваи при удалении от ячейки. К оголовку сваи сила, направленная вверх, уменьшается до нуля из-за компенсации отрицательной силой трения по боковой поверхности при взаимодействии сваи с грунтом (скальным и дисперсным). А с другой стороны сваи направленная вниз сила от воздействия О-ячейки уменьшается за счет компенсации положительной силой трения по боковой поверхности (аналогично механизму передачи нагрузки при традиционном испытании с использованием статической вдавливающей нагрузки на оголовок сваи).

 

Рис. 7. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 29,35 МН (по [5])
Рис. 7. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 29,35 МН (по [5])

 

Рис. 8. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 62,90 МН (по [5])
Рис. 8. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 62,90 МН (по [5])

 

Рис. 9. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 91,40 МН (по [5])
Рис. 9. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 91,40 МН (по [5])

 

Рис. 10. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 120,25 МН (по [5])
Рис. 10. Сравнение кривых передачи нагрузки по длине сваи при реальных и смоделированных испытаниях методом Остерберга при нагрузке от О-ячейки 120,25 МН (по [5])

 

На рисунке 11 сопоставлены кривые удельного сопротивления под нижним концом сваи в процессе смещения вниз ее нижнего испытываемого элемента (под О-ячейкой) по измеренным и численным данным. Близость этих кривых друг к другу указывает на то, что в PLAXIS можно удовлетворительно смоделировать полевые испытания, если имеется достаточная информация для определения параметров грунта. Следует отметить, что измеренная кривая является немного вогнутой. Возможно, это произошло из-за наличия некоторого количества осадков на дне скважины (как было указано в отчете по бурению, выполненному для устройства сваи) или из-за зависимости деформации от напряжения для  песчаника с прослойкой сланца на уровне нижнего конца сваи. К сожалению, тонкий слой осадков в забое было трудно смоделировать методом конечных элементов из-за того, что если моделируется слой толщиной менее 10 см, то могут возникать численные ошибки.

 

 

На рисунке 12 изображены кривые удельного сопротивления по боковой поверхности той части сваи, которая находится в скальной породе над силовой ячейкой. Видно, что измеренная и смоделированная кривые также приемлемо согласуются между собой. В любом случае приложенной нагрузке от О-ячейки сопротивлялась в основном часть сваи, находящаяся в скальной породе, благодаря высоким значениям параметров жесткости/прочности песчаника по сравнению с таковыми для дисперсного грунта.

 

 

Сравнение результатов моделирования испытаний сваи методом Остерберга и ее обычных испытаний статической вдавливающей нагрузкой на оголовок

Чтобы сравнить эквивалентность испытания сваи методом Остерберга и ее обычного испытания, последнее, как уже говорилось, также было смоделировано в PLAXIS 2D Version 8.5 с использованием такой же конечноэлементной модели, за исключением того, что статическая нагрузка была исключительно вдавливающей и прикладывалась к оголовку сваи. Ее величина составляла 145,7 МН, что эквивалентно максимальной нагрузке, создаваемой в силовой ячейке Остерберга.

На рисунке 13 сопоставлены графики зависимости смещения от нагрузки по результатам моделирования обычных испытаний и испытаний методом Остерберга. Однако в последнем случае результаты были интерпретированы для получения кривой именно при вдавливающей нагрузке на оголовок и скорректированы с учетом упругого сжатия (осадки) с использованием метода, рекомендованного подрядчиком (Fugro). Видно, что указанные кривые неплохо соответствуют друг другу.

 

 

Кроме того, авторы доклада [5] сравнили графики зависимости смещения от нагрузки при вдавливающей нагрузке на оголовок сваи, полученные по результатам измерений и моделирования, с кривыми, аналитически спрогнозированными для тех же условий по методикам других авторов и некоторых национальных и международных стандартов (Kulhawy, Carter, 1992; Pells, Turner, 1979; AASHTO LRFD, 2007; Canadian foundation engineering manual, 2006; Egyptian geotechnical design code (ECP), 2005). Это сопоставление показано на рис. 14. Видно, что все кривые проходят близко друг к другу по крайней мере при нагрузке на оголовок до 145,7 МН.

 

 

Выводы

На основе материалов доклада [5] его авторы делают следующие основные выводы для описанных ими условий, допущений и методов.

1. Сравнение результатов испытаний свай на нагрузку с помощью силовой ячейки Остерберга, выполненных в 1995 и 2012 годах, показало, что несущую способность сваи, нижняя часть которой заделана в скальный грунт, значительно повышает использование полимерной эмульсии в качестве бурового раствора при устройстве скважины, системы эрлифтирования для очистки проектной отметки забоя и самоуплотняющегося бетона с высокой удобоукладываемостью при создании тела сваи.

2. Для успешного моделирования методом конечных элементов должны использоваться журналы бурения вместе с результатами инженерных изысканий для точного определения подповерхностных условий.

3. Измеренные, смоделированные в PLAXIS 2D и спрогнозированные (указанными в докладе аналитическими методами) результаты испытаний заделанной в скальный грунт сваи методом Остерберга оказались вполне удовлетворительно согласованными между собой. 

4. Результаты моделирования в PLAXIS 2D испытаний сваи методом Остерберга и моделирования ее обычных испытаний статической вдавливающей нагрузкой на оголовок также оказались неплохо согласованными.

5. Может быть выполнена разумная оценка поведения заделанной в скальный грунт сваи в отношении ее несущей способности даже при использовании простых параметров скальной породы, таких как показатель ее нарушенности и предел прочности на одноосное сжатие.

Статья подготовлена при поддержке компании «НИП-Информатика»  партнера журнала «ГеоИнфо».


Источники

  1. Коломийцев Д.Е., Булатов Г.Я. Методика испытаний буронабивных свай повышенной несущей способности методом Остерберга // Строительство уникальных зданий и сооружений. 2014. № 3 (18). С. 135–144. URL: https://unistroy.spbstu.ru/article/2014.18.11/.
  2. Метод Остерберга, или метод погруженного домкрата // Sibgeo.pro. Дата последнего обращения: 24.07.2020. URL: https://sibgeo.pro/uslugi/staticheskie-ispytaniya/metod-osterberga.
  3. Сент-Круа (река) // Ru.Wikipedia. Дата последнего обращения: 24.07.2020. URL:  https://ru.wikipedia.org/wiki/Сент-Круа_(река).
  4. Статические испытания свай методом Остерберга (методом погруженного домкрата, O-Cell) // ГЕОСМАРТ. Дата последнего обращения: 24.07.2020. URL: https://geosmart.pro/uslugi/Ispytaniia-svai/staticheskie-ispytaniya-svay-metodom-osterberga/.
  5. El-Mossallamy Y., Abdelmalak R., Riad B. Finite element modelling of Osterberg cell pile load test. Case history: St. Croix river crossing bridge, USA // Proceedings of the International Conference on Structural and Geotechnical Engineering, 2015, Cairo, Egypt, Ain Shams University. URL: https://www.researchgate.net/publication/321794795.
  6. https://ru.depositphotos.com/273899024/stock-photo-distant-scene-croix-crossing-etxradosed.html.

 

Список литературы, использованной авторами доклада [5]

Nien-Yin and Hien Nghiem (2008) “Drilled shaft axial capacity-effect due to anomalies” publication no. FHWA-CFL/TD-0-008.

John H. Schmertman and John A. Hayes (1997) “The Osterberg cell and bored pile testing-a symbiosis”, The Third International Geotechnical Engineering Conference – Cairo University – Egypt.

Jeffery W. Goodwin (1993) “Osterberg Cell Sets Record in Kentucky” ADSC June/July 1993.

Benget H. Fellenius (2001) “The O-cell-An Innovative Engineering Tool” Geotechnical News Magazine, Vol. 19, № 2, p. 32–33.

John H. Schmertman, John A. Hayes, Thomas Molnit and Jorj O. Osterberg “O-cell testing case histories demonstrate the importance of bored pile (drilled shaft) construction technique”.

Benget H. Fellenius (1989) “Tangent modulus of piles determined from strain data” ASCE, Geotechnical Engineering Division, 1989 Foundation Congress, F.H. Kulhawy, Editor, Vol. 1, p. 500–510.

Benget H. Fellenius (2001) “From strain measurements to load in an instrumented pile” Geotechnical News Magazine, Vol. 19, № 1, p. 35–38.

Paul J. Axtell, Dan A. Brown, Rich A. Lamb, David S. Graham and William G. Ryan (2012) “St. Croix bridge, Minnesota: the influence of construction on the axial resistance of drilled shaft foundations in weak sandstone”.

AASHTO LRFD, 2007- Section 10 (SI): Foundations.

Dan A. Brown and Raymond J. Castelli (2010) “Drilled shafts: Construction procedures and LRFD design methods” Publication No. FHWA-NHI-10-016.

O’Neil and Reese (1999) “Drilled shafts: Construction procedures and design methods” Publication № FHWA-IF-99-025.

Canadian foundation engineering manual, 4th edition (2006), Canadian geotechnical society.

Egyptian code of practice for soil mechanics and foundation design and construction, Part 4, (2005).

Chin, F. K., (1970), “Estimation of the ultimate load of piles not carried to failure”, Proc. 2nd Southeast Asian Conf. on Soil Engng., p. 81–90.

Fleming, W.G.K., (1992) “A new method for single pile settlement prediction and analysis”, Geotechnique 42, № 3, p. 411–425.

Pells, P.J.N. and Turner, R.M. (1979) “ Elastic Solutions for Design and Analysis of Rock Socketed Piles.”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 16, № 3, p. 481–487.

Kalhawy, F.H. and Carter, J.P. (1992) “Settlement and Bearing Capacity of Foundations on Rock Masses.” Ch. 12, Engineering in Rock Masses, F.G. Bell Editor, Butherworth-Heinemann, Oxford, p. 231–245.

Kulhawy F.H. and Goodman R.E. (1987), “Foundations in Rock” Ground Engineering Reference Book (Ed F.G. Bell), Butterworths, London, p. 55/1–13.

ACI Committee 363, “State-of-the-Art Report on High-Strength Concrete”, ACI Journal, Proceedings V. 81, № 4, July-Aug. 1984, p. 364–411.

Отправить сообщение, заявку, вопрос

Отправить заявку на посещение мероприятия

Отправить заявку на участие как экспонент

Запросить консультацию специалистов по данному техническому решению