CC BY
45
Безопасность здании, сооружений, территории
УДК 614.841
ПОВЕДЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ, ПОДВЕРЖЕННЫХ КОРРОЗИОННОМУ РАЗРУШЕНИЮ, В УСЛОВИЯХ ВЫСОКИХ ТЕМПЕРАТУР
В.Г. Мусин
В работе рассматривается вопрос определения давления продуктов коррозии арматуры на защитный слой бетона железобетонного элемента до и после воздействия высоких температур. Показано, что продукты коррозии (оксиды минералов железа) арматуры при температуре 250+1400°С в результате окисления переходят с одной модификации в другую, что приводит к разрушению структуры и рыхлению ржавчины, а это становится причиной увеличения её объёма и, как результат, появления дополнительного давления на бетон защитного слоя. В целом это приводит к образованию новых и раскрытию старых трещин и, как результат, отколу бетона защитного слоя. Полученные уравнения определяют условия образования трещин в бетоне защитного слоя при коррозии угловой и промежуточной арматур. Ставится вопрос относительно использования подобных объектов после пожара, ремонта конструкций и защиты арматуры от коррозии (рис.1,2).
Практика наблюдений за состоянием железобетонных конструкций, которые эксплуатируются в агрессивных условиях или подверженных влиянию блуждающих токов, показала, что в результате влияния высоких температур при пожаре наблюдается интенсивное откалывание бетона защитного слоя, в особенности, в местах трещин, которые образовались в результате коррозии арматуры. Следует отметить, что вопросу влияния трещин, которые образовались в бетоне защитного слоя в результате коррозии арматуры во время эксплуатации железобетонных конструкций в агрессивных условиях, на огнестойкость последних не уделяется достаточного внимания, о чем свидетельствует отсутствие соответствующих указаний в нормативной литературе. А этот вопрос требует решения, поскольку несущие железобетонные конструкции промышленных зданий и сооружений многих отраслей промышленности работают в агрессивных условиях эксплуатации, и, что закономерно, уже после 5-7 лет в них появляются трещины, а при наличии блуждающих токов и еще раньше [1].
Согласно [2, табл. 3, стр. 4] к трещиностойкос-ти конструкций, которые подвергались воздействию высоких температур, предъявляются требования [3, табл. 2] с учетом дополнительных указаний [2, табл. 3], в которых нормируются категории требований к трещиностойкости железобетонных конструкций в зависимости от условий их работы, вида арматуры, а также величины предельно допу-
стимой ширины раскрытия трещин с учетом влияния температуры на элементы, эксплуатируемые в условиях неагрессивной среды, для обеспечения целостности арматуры. В соответствии с этими требованиями [2, табл. 3] допускается образование трещин в основном для конструкций 3-й категории трещиностойкости (асгс1=0,2-0,6 мм; асгс2=0,1 0,5 мм) и с ограничением для отдельных классов арматуры и конструкций 2-го класса трещино-стойкости и условий их эксплуатации (только трещин асгс1=0,1-0,3 мм). В то же время практика показала, что при пожарах во всех железобетонных конструкциях образуются трещины шириной 0,1 мм с дальнейшим раскрытием при остывании конструкций, в том числе и в конструкциях, которые эксплуатируются в агрессивных условиях первой категории трещиностойкости, в которых согласно [3] при эксплуатации образование трещин не допускается, или в конструкциях 2-й категории трещиностойкости, в которых допускается ограниченное по ширине непродолжительное раскрытие трещин аагс1 при условии обеспечения их последующего надежного закрытия (зажатия).
Следует отметить, что вопрос влияния трещин, которые образовались в железобетонных конструкциях в результате коррозии арматуры, на их огнестойкость не изучен и в нормативной литературе не нашёл отражения, что усложняет оценку несущей способности конструкций и принятия решений о дальнейшей их эксплуатации [4].
Задача — разработать теоретические представ-
ПОЖАРОВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ
ления о физических процессах образования трещин и их влияния на огнестойкость железобетонных конструкций.
В практике наблюдений за состоянием железобетонных конструкций, подверженных воздействию блуждающих токов, и в агрессивных условиях эксплуатации, проявление электрокоррозии фиксируют по наличию трещин в железобетоне. Продукты, которые образовались в результате коррозии арматуры, занимают больший объем, чем объем исходного металла. Увеличение может быть в 24 раза. Однако в результате реакции в системах Ре-^0 и Ре-02~Н20 могут образоваться разные соединения (БеО, Бе20з, Без04, Бе(0Н)2, Бе00Н, Бе(0Н)з), вследствие чего увеличение объема продуктов коррозии может быть разное. Принимаем, что к образованию трещин и разрушению защитный слой работает в упругой стадии, то есть деформация бетона защитного пласта пропорциональна напряжению [1, 5 ].
Рассмотрим состояние железобетонного стержня, у которого рабочая арматура поддается коррозии (рис. 1,2).
Случай угловой арматуры. Предположим, что суммарное давление на бетон защитного слоя, вызванное накоплением продуктов коррозии и усадочными деформациями бетона, не зависит от толщины защитного слоя и постоянное на поверхности арматуры. При этом можно определить усилия, которые действуют во взаимно-перпендикулярных направлениях, и их равнодействующую силу (рис. 1).
Я = | ^ г ёр^пр = ^ г, и = | ^ гёр ^р = ^ г,
где Я, И — взаимно перпендикулярные составные усилия Т, Н;
Т — полное усилие давления продуктов коррозии на часть, которая отрывается, Н; 1у, ,п — давление продуктов коррозии на бетон защитного слоя угловой и промежуточной арматуры, МПа; г — радиус арматуры, см; а — толщина бетона защитного слоя, см.
В результате обследования установлено, что отрыв бетона защитного слоя происходит по плоскости, которая проходит под углом 45о к граням железобетонного элемента.
Запишем условие предельного равновесия части железобетонного стержня защитного слоя, которая ограничена косой трещиной (рис. 1),
Т = ЯМЛЬ или 1уТл/2 = 2-а-л/2-Ям,
(2)
где Аь — площадь сечения бетона отрывающегося защитного слоя на единицу длины стержня, см2;
Яы — расчетное сопротивление бетона отрыву (осевому растяжению для предельных состояний первой группы), МПа. Откуда
I = 2-Я,,-.
у Ы
г
(3)
Для случая промежуточной арматуры (рис. 2) из условия равновесия
Т = Л/Я2 + И2 = , т-72,
(1)
Т = 2Ям(а + а'). г
При этом а' = г —;= = 0,3т, отсюда
л/2
,пТ-л/2 = 2Ям(а + 0,3т),
(4)
(5)
п
ловой арматурой: Я, И - взаимно-перпендикулярные составные усилия Т; Т - полное усилие давления продуктов коррозии на часть, которая отрывается; ,у - давление продуктов коррозии на бетон защитного слоя угловой арматуры; г - радиус арматуры; а - защитный слой бетона; Яь, - расчётное сопротивление бетона отрыву (осевому растяжению).
I-^-1
РИС. 2. Схема сечения железобетонного элемента с промежуточной арматурой: ,п - давление продуктов коррозии на бетон защитного слоя промежуточной арматуры.
где 1п — давление продуктов коррозии на бетон защитного слоя промежуточной арматуры, МПа. Откуда
^ = 2^а,
(6)
где а = 0,7—+0,2, г
Следовательно, предельная величина давления на бетон защитного слоя угловой и промежуточной арматуры, которое предшествует появлению трещин, прямо пропорциональна толщине защитного слоя, расчётному сопротивлению бетона на растяжение и обратно пропорциональна радиусу арматуры.
Рассмотрим случай действия продольной силы (центральносжатый элемент). Как известно, прочность бетона в значительной мере определяется сопротивлением отрыва по плоскостям, параллельным направлению сжимающих сил. Растягивающие напряжение в поперечном направлении приводят к появлению трещин, параллельных сжимающей силе.
Рассмотрим напряжённое состояние бетона защитного слоя. Под действием продольной сжимающей силы бетон защитного слоя испытывает
Оь
относительное продольное сокращение где Еь — начальный модуль упругости бетона при сжатии и растяжении, МПа.
В этом случае относительная поперечная деформация будет составлять определённую часть относительных продольных деформаций, которая учитывается коэффициентом Пуассона ц,
Е1 = Ц"^.
1 Еь
В строительных нормах и правилах [3] приводится уравнение (37) для определения высоты сжатой зоны в случае внецентренного сжатия железобетонных элементов. Если сжимающая сила N действует по оси стержня, то это уравнение принимает вид
N = Яь-Ль + ^Ж, (7)
где Яь — расчётное сопротивление бетона осевому сжатию для предельных состояний первой группы, МПа; Я8с — расчётное сопротивление арматуры для предельных состояний первой группы сжатию, МПа; Ль, А.; — площадь сечения бетона стержня и арматуры, см2.
Итак, приняв о = Яь и учитывая (7), получим
ц
Аь-Еь
ьь
•(N - Я^А.).
(8)
Определим относительную поперечную деформацию е2, вызванную давлением продуктов коррозии арматуры и усадкой бетона для угловой арматуры,
Т
1уТ
Еь 2-а-л/2-Еь 2-аЕ'
(9)
где ор — напряжение растяжения, которое возникает в бетоне защитного слоя в плоскости трещины, МПа.
При совместном действии сжимающей силы N и давления продуктов коррозии и усадки бетона найдем поперечную деформацию е, из-за которой образуется продольная трещина,
ц
Аь'Еь
+
Уг
2аЕ„
•(N - ЯсЛ) +
Я.
(10)
Еи
ь ^ь
Отсюда находим величину давления продуктов коррозии
2 а
Кь. -"Т"(N-Я;с А5) А
(11)
Для случая с промежуточной арматурой
е 2 ,
2 Еь
где ор — напряжение растяжения, которое возникает в бетоне защитного слоя в плоскости трещины (рис. 2), его можно определить из уравнения равновесия
Т = 2 ор (а + а'), то есть о =
Таким образом,
1 г
п
л/2(а + а')'
Т2-Еь(а + а') 2-Е
а
+ а
Итак, для этого случая имеем
е = е1 +е2 = •(N-Я1С-А1) +
АьЕь
(12)
+
Я-
2-Е-а Е„
Отсюда находим
I = 2-а
Я - Я А )
Ы д ^ 1с 1'
А
(13)
(14)
Давление на бетон защитного слоя, обусловленное увеличением объема продуктов коррозии арматуры, а также центральным сжатием железобетонного стержня, может быть определено по формулам (11), (14) в зависимости от расположения арматуры в сечении стержня (угловой или промежуточной).
Если толщина защитного слоя бетона равняется диаметру рабочей арматуры, то а = 1,6.
Итак, давление на промежуточную арматуру составляет приблизительно 0,8 от давления на угловую арматуру.
о
г
п
ПОЖАРОВЗРЫВОБЕЗОПАСНОСТЬ 3'2003
Анализ результатов внешнего обследования и вскрытия арматуры железобетонных конструкций, подверженных коррозии, предоставил возможность выделить три группы состояний бетона защитного слоя: целиком откололся (арматура оголена); имеются трещины; отсутствуют видимые трещины. При этом во всех случаях толщина слоя продуктов коррозии была разная: от налёта ржавчины до 10 мм и более в оголённой части арматуры. В местах отсутствия бетона защитного слоя арматура, покрытая продуктами коррозии, в той или иной степени непосредственно подвергается воздействию огня в зависимости от плотности последних. В этом случае скорость нагревания арматуры, при прочих равных условиях, будет зависеть в первую очередь от размеров оголённого участка и интенсивности коррозии арматуры (толщины и плотности продуктов коррозии). Учитывая большую скорость теплопередачи и высокий коэффициент теплопроводности металла, арматура быстро нагревается не только на оголённых участках, но и под бетоном примыкающего защитного слоя. При этом бетон защитного слоя на этих участках нагревается не только со стороны источника огня, но и от арматуры. Вследствие этого критическая температура нагревания арматуры наступает значительно раньше, а отсюда и граница огнестойкости конструкции в целом. Следует отметить, что на оголённых участках продукты коррозии арматуры в зависимости от их плотности могут частично защищать арматуру от воздействия огня. В местах трещин интенсивность нагревания арматуры будет зависеть от ширины их раскрытия и шага расположения. Во время откола бетона защитного слоя трещины образуются не только вдоль арматуры, но и перпендикулярно ей. Шаг трещин при прочих равных условиях зависит от прочности бетона на изгиб. При вскрытии арматуры было установлено, что даже в местах отсутствия трещин до нагревания, но при наличии продуктов коррозии на арматуре, при нагревании в бетоне защитного слоя появляются продольные трещины, характерные как от давления продуктов коррозии арматуры. Разгадку принесло исследование продуктов коррозии арматуры до и после нагревания. Как оказалось, в зависимости от температуры нагревания продукты коррозии увеличиваются в объёме (уменьшается их плотность), что и вызывает дополнительное их давление на защитный слой. Это давление вместе с давлением, вызванным продуктами коррозии арматуры до пожара, превышают границу прочности бетона на растягивание и разрушают его. Анализ продуктов коррозии до нагревания показал, что они представлены разными модификациями соединений железа (БеО, Бе203, Бе304, Бе(0Н)2, Бе00Н, Бе(0Н)3), вследствие чего
увеличение объёма продуктов коррозии может быть разное.
При наличии агрессивных компонентов в виде кислых растворов и газов продукты коррозии могут быть представлены разными соединениями [6]. В этом случае коррозии поддаётся и бетон. Это сказывается на характере образования и расположения трещин и влияет на огнестойкость конструкций в целом, что требует отдельного рассмотрения.
Физико-химические исследования (плотности, пористости и др.) продуктов коррозии до и после нагревания при разных температурах показали, что они, как правило, разрыхляются, увеличиваясь в объёме, что является причиной появления дополнительного давления, вызывающего образование трещин. По этой причине в местах отсутствия трещин при наличии коррозии арматуры после пожара появляются продольные трещины, а там, где они были до пожара, бетон защитного слоя целиком откололся. Увеличение объема продуктов коррозии арматуры вызывается переходом соединений железа с одной модификации в другую. Термический анализ показал, что негидратированная форма минералов железа имеет следующие эффекты: а) магнетит — Ре304(Ре-Ре204): экзоэффекты 2500С и 3750С -окисление до маггемита (у-Бе203); экзоэффект при 5 90-65 00С — переход маггемита в гематит — а -Бе203; б) а -Бе203 — гематит при нагревании до 13 70- 140 00С переходит в магнетит ДТА: экзоэффект 6780С — переходит в маггемит (у-Бе203); в) вюстит БеО ДТА: экзоэффект при 2940С — окисление до гематита а -Бе203, экзоэффекты — при 2150С и 2630С - перестройка кристаллической решётки. В результате отмеченных переходов перестраиваются кристаллические решётки минералов, что приводит к разрушению структуры ржавчины, послойно представленной разными модификациями минералов железа, что является причиной увеличения их объёма. Следует отметить, что переход соединений железа с одной модификации в другую начинается уже при температуре 215-3750С, когда бетон защитного слоя под влиянием температуры набирает прочность и до образования трещин работает в упругой стадии.
Преобразуя формулы (11) и (14), получим уравнения для К, определяющие условия образования трещин при коррозии угловой ^ (15) и промежуточной ,п (16) арматуры,
А
N = Я -А +
БС Б
Ц
/
г
\
я,, -—,
2а у
V у
А
N = Я -А +
БС Б
Ц
/
\
Яы
2а
V у
(15)
(16)
Исходя из уравнений (15) и (16), при увеличении давления продуктов коррозии важное влияние на образование трещин в бетоне защитного слоя имеет фактическая сжимаемая сила Таким образом, трещины в бетоне защитного слоя образуются при условии, если фактическая сжимаемая сила превысит сжимаемую силу, которую может выдержать защитного слоя бетон без образования трещин, то есть при N > N. Следовательно, появление новых и раскрытие старых трещин и, как результат, откалывание бетона защитного слоя и оголение арматуры происходят уже при температуре 150-4000С, то есть значительно раньше, чем потеря несущей способности сжатого железобетонного элемента в целом при критической температуре (Ткр = 6000С). Рассмотренные процессы протекают
при нагревании и остывании конструкций на воздухе. При резком охлаждении нагретых конструкций водой происходит значительно интенсивнее разрушение бетона защитного слоя. Для установления причин необходимы специальные исследования [7]. Следовательно, при пожарно-техничес-кой экспертизе подобных объектов необходимо учитывать степень и характер разрушений железобетонных конструкций и, безусловно, в отдельных случаях применять решения об использовании объектов по другому назначению, которые обеспечивают надёжную работу рассмотренных конструкций. При этом следует разработать эффективные способы ремонта подобных конструкций и способы защиты арматуры от коррозии [8].
ЛИТЕРАТУРА
1. Старосельский А. А. Электрокоррозия железобетона. К.: Буд^вельник, 1978. 168 с.
2. СНиП 2.03.04-84. Бетонные и железобетонные конструкции, предназначенные для работы в условиях повышенных и высоких температур. М.: Госстройиздат, 1985.
3. СНиП 2.03.01-84*. Бетонные и железобетонные конструкции. М.: Госстройиздат, 1984.
4. Мусин. В. Г. Исследование прочностных свойств центральносжатых железобетонных элементов в агрессивных условиях эксплуатации. // Зб. тр. научно-практ. конф. Кривой Рог: КГРИ, 1967. С. 18-19.
5. Мусш В. Г, ШатохЫ В. I. Особливост корозп залiзобетонних елемен^в. // Вюник Ч1Т1. 1998. №2. С. 3-5.
6. Мусин В. Г. Экологические проблемы горнообогатительных комбинатов черной металлургии // Вюник Ч1Т1. №3. 1998. С. 114-118.
7. Кулешов М. М., Стельмах О. А., Юзьюв Т. Б. Експериментальш дослщження характеристик теплопереносу при високотемпературному нагрiву i водяному охолодженш бетону // Актуальш проблеми фшософп науки i сучасних технолопй: Зб. наук. пр. Вип. 388. Харюв: ХДУ. 1997. С. 236-237.
8. Мусин В. Г., Мирошниченко П. И. Восстановление и защита строительных конструкций методом торкретирования // Промышленное строительство и инженерные сооружения. 1972. №3. С. 29-30.
