CC BY
16Методические аспекты исследования напряженно-деформированного состояния изгибаемых железобетонных элементов с коррозионными повреждениями
сч сч о сч
сч
о ш т
X
3
<
т о х
X
Кловский Алексей Викторович
кандидат технических наук, доцент кафедры инженерных конструкций, Российский государственный аграрный университет - МСХА имени К.А. Тимирязева, [email protected];
Мареева Ольга Викторовна
кандидат технических наук, доцент, и.о. заведующего кафедрой инженерных конструкций, Российский государственный аграрный университет - МСХА имени К.А. Тимирязева, [email protected];
Верхоглядова Александра Сергеевна
старший преподаватель кафедры инженерных конструкций, Российский государственный аграрный университет - МСХА имени К.А. Тимирязева, [email protected]
В статье представлены методические аспекты и результаты расчетно-аналитических исследований напряженно-деформированного состояния (НДС) изгибаемых железобетонных элементов с коррозионным повреждениям бетона и арматуры на примере железобетонных прогонов. Отмечены сложности выполнения «ручных» поверочных расчетов несущей способности поврежденных железобетонных конструкций. Предложена методика выполнения расчетно-аналитических исследований НДС коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных конструкций, замоделированных из объемных и стержневых конечных элементов (КЭ), в ПК ЛИРА-САПР в нелинейной постановке: описаны и обоснованы основные принципы создания и расчета КЭ-модели прогона без учета и с учетом коррозионных повреждений. В результате двух серий расчетов оценена степень влияния на параметры НДС прогона (на уровень напряжений в арматурных стержнях и прогибы) коррозионных повреждений продольных арматурных стержней и отслоение защитного слоя бетона. На основании комплекса выполненных рас-четно-аналитических исследований сформулированы выводы по рассматриваемой проблематике, а также намечены направления дальнейших исследований.
Ключевые слова: железобетонные конструкции, механическая безопасность, несущая способность, напряженно-деформированное состояние, коррозионные повреждения.
Введение
Обеспечение надежности и требуемой степени механической безопасности зданий и сооружений является актуальной задачей, решаемой на всех этапах жизненного цикла строительных объектов [10]. Для эксплуатируемых и реконструируемых зданий и сооружений зачастую возникает необходимость ремонта и усиления несущих конструкций, значительный объем таких работ приходится на изгибаемые железобетонные конструкции. Усиление может потребоваться как для конструкций без дефектов и повреждений (например, в случае увеличения действующих нагрузок), так и для поврежденных конструкций при текущем уровне нагружения [1].
В соответствии с ГОСТ 31937-2011, распространенным видом несиловых повреждений железобетонных конструкций, влияющих на их несущую способность, являются коррозионные повреждения бетона и арматуры. При коррозионных повреждениях арматуры наряду с уменьшением площади сечения стержней в околоарматурной зоне за счет расклинивающего действия продуктов коррозии происходит рост растягивающих напряжений с последующим образованием трещин вдоль арматурных стержней и отслоением защитного слоя бетона [3, 6].
Выполнение поверочных расчетов железобетонных конструкций с учетом дефектов и повреждений с использованием «ручного счета» представляет сложную техническую задачу в силу значительной трудоемкости и ограниченности формализованных подходов [4, 7].
Указанные задачи, в том числе в нелинейной постановке, могут быть достаточно успешно решены в современных расчетных программных комплексах (ПК), реализующих метод конечных элементов, в том числе объемных. Полнотельное моделирование железобетонных конструкций из объемных (бетон) и стрежневых (арматура) конченых элементов с учетом дефектов и повреждений позволит более детально подойти к анализу НДС усиливаемых железобетонных конструкций, и, следовательно, выбору рационального способа усиления [2].
В настоящей статье представлены результаты рас-четно-аналитических исследований авторов, выполненных в ПК ЛИРА-САПР, а также сформулированные на их основе выводы. В качестве объекта исследования был выбран железобетонный прогон прямоугольного сечения с коррозионными повреждениями. Предметом исследования являлись такие параметры оценки НДС прогона, как уровень напряжений в продольных арматурных стержнях растянутой зоны и значения прогиба.
Цель исследования - оценка степени влияния коррозионных повреждений на НДС изгибаемых железобетонных элементов за счет моделирования и расчета в нелинейной постановке в ПК ЛИРА-САПР.
Для достижения намеченной цели решены следующие задачи:
1) обоснована методика проведения расчетно-ана-литических исследований коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных элементов в ПК ЛИРА-САПР в нелинейной постановке;
2) выполнены моделирование и расчет прогона из объемных конечных элементов в ПК ЛИРА-САПР при различных параметрах коррозионных повреждений;
3) на основании комплекса выполненных расчетно-аналитических исследований сформулированы выводы по рассматриваемой проблематике, намечены направления будущих исследований.
Методика проведения расчетно-аналитических исследований
Выбор прототипа реальной конструкции. В качестве анализируемой конструкции - прототипа реального прогона для КЭ-моделирования - был выбран железобетонный прогон прямоугольного сечения длиной 5,98 м по серии 1.225-2 Выпуск 12 [8]. Подобные прогоны достаточно часто встречаются в практике обследования технического состояния зданий и сооружений.
Марка выбранного для анализа прогона ПРГ 60.2.5-4АШ: прогон прямоугольного сечения длиной 598 см, шириной 20 см и высотой 50 см под расчетную нагрузку (без учета собственного веса) 39,2 кН/м (4000 кг/м), армированный сталью класса А-III (А400).
Характеристики основных конструкционных материалов:
- класс бетона по прочности на сжатие B25. Бетон тяжелый, с объемным весом 2500 кг/м3;
- нижняя продольная арматура 028 мм класса A-III и верхняя продольная арматура каркасов 010 мм класса A-III по ГОСТ 5781-82;
- поперечная арматура 08 мм классов A-III и A-I по ГОСТ 5781-82.
Основные этапы моделирования прогона. В соответствии с принятыми геометрическими характеристиками тело бетона прогона было построено из объемных КЭ. Длины элементов (в направлении оси Y) составляли 50 мм (основной типоразмер), 20 и 30 мм - в опорной зоне, размеры поперечного сечения варьировались в зависимости от расположения конкретного КЭ - участок защитного слоя, участок между арматурными стержнями и пр. Указанные размеры (параметры) назначались в соответствии с [8]. Арматурные стержни (продольная арматура, сварные арматурные каркасы) замо-делированы из стержневых КЭ. Контакт между КЭ бетона и арматуры обеспечивается в узловых точках. Для обеспечения корректных граничных условий работы прогона общей длиной 5,98 м и расчетным пролетом 5,71 м, на расстоянии 135 мм от торцов прогона (между 4 и 5 КЭ бетона с каждого торца, соответственно), были заданы закрепления в виде стальных стержней, на нижние узлы которых были наложены связи. Указанное позволило обеспечить корректную работу (деформирование) прогона под нагрузкой.
Расчетная схема и 3D-вид прогона приведен на рис. 1. Для упрощения анализа среднее сечение балки выделено цветом.
Жесткостные характеристики конструкционных материалов балки назначались с учетом данных из [8]. Расчеты были выполнены в нелинейной постановке. При проведении расчетов была использована интегрирован-
ная в ПК ЛИРА-САПР диаграмма нелинейного деформирования бетона (расчетная прочность) для класса В25. Для построения диаграмм нелинейного деформирования арматурных сталей были использованы результаты натурного эксперимента, описанные в работе [5], и данные ГОСТ 5781-82, СП 63.13330.2018.
Рисунок 1 - Расчетная схема и Эй-вид прогона (часть объемных КЭ бетона на половине длины прогона для наглядности не показана)
Определение и приложение испытательной нагрузки. После создания КЭ-модели прогона (без учета повреждений) требуется определить и приложить к ней испытательную нагрузку.
В соответствии с [8] прогон запроектирован под расчетную нагрузку 4 т/м без учета собственного веса (4,275 т/м - с учетом собственного веса). При расчетном пролете 5,71 м [8] предельное значение изгибающего момента Мищ для моделируемого прогона составляет 17,42 т*м. При этом, в случае «точечного» подбора армирования в арматурных стрежнях нижнего ряда должны возникать напряжения, равные значению Иу для арматуры класса А-Ш по действовавшему на момент разработки [8] СНиП 2.03.01-84*, что составляет 3720 кг/см2 (3,72 т/см2). Ввиду отсутствия информации по начальным запасам несущей способности прогона, дальнейшие расчетно-аналитические исследования проведены с учетом данного предположения.
Для проверки уровня напряжений в арматурных стрежнях нижнего ряда нами выполнена серия предварительных расчетов. Ввиду того, что в соответствии с СП 63.13330.2018 при определении значений требуемого армирования в сечении учитывается только продольная рабочая арматура, нами в сечении была оставлена продольная арматура в растянутой и сжатой зонах прогона (см. рисунок 2а), а также продольная арматура только в растянутой зоне прогона (см. рисунок 2б).
Нагрузка прикладывалась с учетом увеличения коэффициента включения собственного веса (коэффициента надежности по нагрузке Yf) с 1,1 (для железобетонных конструкций) до некоторого расчетного значения. Для его определения нагрузка Щ1 (4,275 т/м) делись на нормативный погонный вес балки Рн (0,25 т/м), который определялся умножением площади поперечного сечения балки (0,1 м2) на объемный вес железобетона (по [20] - 2,5 т/м3) и на 1 погонный метр длины. Таким образом, предварительное расчетное значение коэффициента Yf1 составляет 17,1, а значение объемного веса железобетона с учетом повышающего коэффициента ~ 42,75 т/м3.
X X
о
го А с.
X
го m
о
2 О
м м
сч сч
0 сч
сч
01
о ш Ш X
3
<
т о х
X
а) б)
Рисунок 2 - Эй-вид прогона: а - продольная арматура в растянутой и сжатой зонах прогона, б - продольная арматура только в растянутой зоне прогона (часть объемных КЭ бетона не показана для наглядности)
В результате верификационного расчета получены усилия в арматурных стержнях, в том силе в стержнях нижнего ряда. Наибольшее значение усилия Ытах,н1 составляет 13,3 т (для прогона только с нижней продольной арматурой), напряжение в арматурном стержне Отах,н1 диаметром 6,158 см2 составляет 2,16 т/см2, что меньше значения Иу (3,72 т/см2для стержней диаметров 10-40 мм по СНиП 2.03.01-84 примерно на 42%. Указанная разница объясняется, по всей видимости, неизвестным начальным запасом по прочности сечения, а также текущей невозможностью ПК ЛИРА САПР не учитывать при распределении усилий в сечении растянутый бетон.
Вероятным является подход к проектированию прогона для серии, при котором расчет прочности нормального сечения на действие изгибающего момента выполнялся с учетом в сечении только растянутой продольной арматуры. В противном случае запас по несущей способности сечения составляет по результатам расчета 46,5% (Ытах,н1 = 12,2 т, Отах,н1 = 1,98 т/см2). Схожие результаты (с несколько меньшим запасом) получены при ручном счете по СП 63.13330.2018.
В ходе верификационных расчетов с учетом допущения о том, что прикладываемая нагрузка вызывает в арматурных стержнях нижнего ряда напряжения на уровне расчетного сопротивления по пределу текучести Иу = 3720 кг/см2 (3,72 т/см2), нами были определены значение Мип,2 и соответствующее ему значение нагрузки Ц2 и у/2. Расчет выполнялся по формулам СП 63.13330.2018. В результате расчета получено: Мип,2 = 26,577 т*м, Ц2 = 6,521 т/м, Yf2 = 26,085.
Наибольшее значение усилия Ытах,н2 составляет 20,2 т, напряжение в арматурном стержне Отах,н2 диаметром 6,158 см2 составляет 3,28 т/см2, что меньше значения Иу (3,72 т/см2) для стержней диаметров 10-40 мм СНиП 2.03.01-84 на 12%. При принятии расчетного сопротивления арматурной стали А400 равным 3,47 т/см2 (340 МПа) по СП 63.13330.2018 разница с ручным счетом составит 7,5% (Ытах,н2 = 19,8 т, Отах,н2 = 3,22 т/см2).
Таким образом, ЛИРА САПР позволяет с точностью ~10% относительно ручного счета определять усилия и напряжения в арматурных стержнях рассматриваемого прогона. Указанное объясняется, веротяно, текущей невозможностью не учитывать при распределении усилий в сечении растянутый бетон. В этой связи к получаемым значениям напряжений при расчете в программе следует вводить поправочный коэффициент 1,1. При этом для качественного анализа характера изменения НДС прогона предложенный подход вполне применим.
Моделирование коррозионных повреждений бетона и арматуры. В качестве основных видов моделируемых
коррозионных повреждений железобетонного прогона нами рассмотрены следующие:
- коррозионные повреждения арматуры с уменьшением общей площади арматурных стержней в растянутой зоне на 5, 15 и 25% (граничные значения уменьшения площади сечения для различных категорий технического состояния конструкций), без отслоения защитного стоя;
- аналогичные по параметрам коррозионные повреждения арматурных стержней в растянутой зоне с отслоением защитного слоя бетона по нижней грани балки.
Для стержней нижнего ряда уменьшение сечения идет по 3/4 длины окружности (доступ агрессивной среды - со стороны нижней и ближней боковой грани стержня), для стержней верхнего ряда - по 1/2 длины окружности (доступ агрессивной среды - со ближней боковой грани стержня), т.е. коррозионный износ является различным для данных групп стержней. Соотношение между степенью уменьшения сечения для стержней разных рядов составляет 0,751_/0,5^ = 1,5, т.е. уменьшение площади сечения стержней нижнего ряда в 1,5 раза превышают аналогичный параметр с стержней верхнего ряда. С учетом общего уменьшения сечения арматурных стержней на 5, 15 и 25% были определены остаточная площадь и осредненный диаметр арматурных стержней (в скобках - процент уменьшения). Полученные результаты приведены в таблице 1.
В ПК ЛИРА-САПР для каждого расчетного случая задавались соответствующие значения диаметров арматурных стержней. Для определения напряжений в стержнях и сопоставления их с расчетным и нормативным сопротивлением по пределу текучести (Иу и Иу,п, соответственно) полученные значения усилий в стержнях делились на соответствующее конкретной степени повреждения значение площади анализируемого стержня.
Таблица 1
Расчетные площадь и осредненный диаметр для стержней нижнего и верхнего рядов с учетом коррозионных повреждений (КП)
Армирование в растянутой зоне Армирование в растянутой зоне Стержни нижнего ряда Площадь стрежня нижнего ряда/верхнего ряда, см2 Осредненный диаметр стержня нижнего ряда/верхнего ряда, см
Общая площадь стержней до повреждения [см2] Степень повреждения (уменьшения общей площади армирования), %/ [см2] Степень повреждения (уменьшения площади сечения стержней нижнего ряда/верхнего ряда), %/[см2| До КП После КП До КП После КП
24,63 5 [1,232] 3/2 [0,739/0,493] 6,158 5,789/5, 912 2,8 2,715/2, 744
15 [3,695] 9/6[2,217/1,47 8] 5,050/5, 419 2,536/2, 627
25 [6,158] 15/10 [3,695/2,463] 4,311/4, 927 2,343/2, 505
Отслоение защитного слоя учитывалось путем удаления (исключения из расчетной схемы) объемных КЭ, моделирующих тело бетона на участках повреждений, до центра тяжести арматурных стержней нижнего ряда.
Результаты исследований
Были выполнены следующие две серии расчетов, в результате которых получены усилия и соответствующие им напряжения в рабочих стержнях у нижней грани прогона и соответствующие значения прогибов:
- Серия №1 (С1) - моделировались и учитывались только коррозионные повреждения стержней продольной рабочей арматуры у нижней грани прогона, до подведения элементов усиления;
- Серия №2 (С2) - моделировались и учитывались коррозионные повреждения стержней продольной рабочей арматуры и отслоение защитного слоя нижней грани прогона практически по всей длине (кроме опорных участков), до подведения элементов усиления.
Для расчетных серий полученные значения напряжений в арматурных стержнях и прогиба прогона для соответствующей степени коррозионных повреждений сопоставлялись с аналогичными значениями для неповрежденного прогона.
Полученные значения усилий и напряжений в арматурных стержнях их сопоставление для всех расчетных случаев приведены в таблице 2, значения прогибов - в таблице 3.
Таблица 2
Площадь стрежня, см2 Усилия,т Напряжения, т/см2
Степень До КП После Умень- До После До КП После Увели-
повре- КП шение к КП КП КП чение, к
ждения началь- началь-
(умень- ному ному
шения значе- значе-
общей нию, % нию, %
пло-
щади
армирования), %/
Серия №1, стержни нижнего ряда
5 6,158 5,789 5,99 20,224 19,75 3,284 3,412 3,89
15 5,05 17,99 18,697 3,702 12,74
25 4,311 29,99 17,463 4,051 23,35
Серия №1, стержни верхнего ряда
5 6,158 5,912 3,99 14,027 14,144 2,278 2,392 5,02
15 5,419 12,00 14,372 2,652 16,42
25 4,927 19,99 14,609 2,965 30,16
Серия №2, стержни нижнего ряда
5 6,158 5,789 5,99 20,224 19,512 3,284 3,371 2,63
15 5,05 17,99 18,59 3,681 12,09
25 4,311 29,99 17,497 4,059 23,59
Серия №2, стержни верхнего ряда
5 6,158 5,912 3,99 14,027 14,282 2,278 2,416 6,05
15 5,419 12,00 14,59 2,692 18,19
25 4,927 19,99 14,928 3,030 33,00
Таблица 3
Значение прогиба, мм
Степень повреждения (уменьшения общей площади армирования), % До КП После КП Увеличение к начальному значению, %
Серия №1
5 7,38 7,46 1,08
15 7,66 3,79
25 7,89 6,91
Серия №2
0 7,38 7,06 -4,34
5 7,16 -2,98
15 7,37 -0,14
25 7,62 3,25
На основании сравнительного анализа полученных данных сделаны следующие выводы:
1) Зависимость между увеличением уровня напряжений в арматурных стержнях всех рядов (а, следовательно, снижением несущей способности прогона) и степенью коррозионных повреждений арматуры носит линейный характер;
2) Увеличение уровня напряжений в арматурных стержнях нижнего ряда для каждого контрольного уровня повреждения меньше соответствующего уменьшения общей площади армирования в среднем на 1,5...2%, для стержней верхнего ряда - больше в среднем на 0,5%, 2,3% и 6,5%. Указанное свидетельствует о перераспределении усилий между арматурными стержнями разных рядов;
3) Наличие отслоения защитного слоя бетона по нижней грани прогона до центра тяжести арматурных стрежней (С2) не оказывает влияния на характер изменения уровня напряжений в арматурных стержнях нижнего ряда относительно случая С1, при этом для арматурных стержней верхнего ряда разница для контрольных уровней повреждений увеличивается от 1% до 3%;
4) значения прогиба практически не зависят от коррозионных повреждений арматуры: для рассматриваемых условий максимальной прирост относительно начальных значений составляет 7% (C1, КП = 25%).
Заключение
Весь комплекс выполненных авторами расчетно-аналитических исследований позволил сформулировать следующие основные выводы:
1. Предложена методика расчетно-аналитических исследований коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных элементов в ПК ЛИРА-САПР в нелинейной постановке. В каждом конкретном случае обязательно предварительное сопоставление результатов расчетов в ПК и по формулам СП63.13330.2018 для оценки необходимости введения поправочных коэффициентов к уровню напряжений в стержнях.
2. Подтвержден линейный характер зависимости между увеличением напряжений в арматурных стержнях и уменьшением площади их сечения в результате коррозионных повреждений. При этом для рассматриваемого прогона показано, что за счет перераспределения усилий между арматурными стержнями разных рядов (с различным уровнем повреждений) увеличение напряжений в стержнях нижнего ряда во всех случаях меньше относительного уменьшение площади стержня, и наоборот - для стержней верхнего ряда увеличение напряжений во всех случаях больше относительного уменьшение площади стержня.
3. В качестве основных направлений будущих исследований можно выделить анализ НДС усиливаемых изгибаемых железобетонных элементов с коррозионными повреждениями.
Литература
1. Бондаренко В.М., Колчунов, В.И. Концепция и направления развития теории конструктивной безопасности зданий и сооружений при силовых и средовых воздействиях // Промышленное и гражданское строительство. - 2013. - № 2. - С. 28-31.
2. Васильев А.И., Кловский А.В., Кловский Ар.В. Совершенствование подходов к анализу напряженно-деформированного состояния железобетонных балок пролетных строений мостов с коррозионными повреждениями // Вестник Московского автомобильно-дорожного государственного технического университета (МАДИ). -2020. - № 4 (63). - С. 77-86.
3. Меркулов С.И., Пахомова Е.Г. Гордеев А.В. и др. Исследование работоспособности изгибаемых железо-
X X
о го А с.
X
го m
о
ю
2 О
м м
бетонных конструкций с учетом коррозионных повреждений // Известия Курского государственного технического университета. - 2009. - № 4. - С. 74-78.
4. Минасян А.А. Прочность и деформативность кор-розионно-поврежденных железобетонных плит перекрытия с учетом трещинообразования: дис. ... канд. техн. наук: 2.1.1 / Минасян Арман Арамаисович. - М., 2021. - 183 с.
5. Казарян В.А. Прочность и деформативность сжатых железобетонных стоек с холоднодеформированной рабочей арматурой: дис. . канд. техн. наук: 05.23.01 / Казарян Ваган Арамович. - М., 2018. - 152 с.
6. Пахомова, Е.Г. Прочность изгибаемых железобетонных конструкций при коррозионных повреждениях: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.01 / Пахомова Екатерина Геннадьевна. - Курск, 2006. - 167 с.
7. Пономарев О.И., Минасян А.А. Учет повреждений железобетонных конструкций реконструируемых зданий // Вестник НИЦ Строительство. - 2010. - Ч.1. - С. 106113.
8. Серия 1.225-2 Железобетонные прогоны. Выпуск 12. Прогоны прямоугольного сечения длиной 598, 358, 318 и 278 см, армированные сварными каркасами из стали А-Ш и предварительно напряженные прогоны длиной 598 см, армированные стержнями из стали класса А^ и длиной 358, 318 и 278 см, армированные стержнями из стали класса А-^. Опорные плиты. Технические условия. Рабочие чертежи / ЦНИИЭП учебных зданий.
10. Смоляго Г.А., Колчунов В.И. Современные подходы к расчету остаточного ресурса изгибаемых железобетонных элементов с коррозионными повреждениями // Промышленное и гражданское строительство. -2013. - № 2. - С. 28-31.
References
1. Bondarenko V.M., Kolchunov V.I. The concept and directions of develop-
ment of the theory of constructive safety of buildings and structures under force and environmental influences // Industrial and civil construction. -2013. - No. 2. - P. 28-31.
2. Vasiliev A.I., Klovsky A.V., Klovsky Ar.V. Improvement of approaches to
the analysis of the stress-strain state of reinforced concrete beams of span structures of bridges with corrosion damage. Bulletin of the Moscow Automobile and Road State Technical University (MADI). - 2020. - No. 4 (63). - P. 77-86.
3. Merkulov S.I., Pakhomova E.G. Gordeev A.V. et al. Investigation of the
performance of bent reinforced concrete structures with regard to corrosion damage // Izvestiya of the Kursk State Technical University. - 2009. - No. 4. - S. 74-78.
4. Minasyan A.A. Strength and deformability of corrosion-damaged reinforced
concrete floor slabs, taking into account cracking: dis. ... cand. tech. Sciences: 2.1.1 / Minasyan Arman Aramaisovich. - M., 2021. - 183 p.
5. Kazaryan V.A. Strength and deformability of compressed reinforced con-
crete pillars with cold-deformed working reinforcement: Cand. ... cand.
tech. Sciences: 05.23.01 / Kazaryan Vagan Aramovich. - M., 2018. - 152 p.
6. Pakhomova E.G. Strength of bent reinforced concrete structures in case of
corrosion damage: Cand. ... cand. tech. Sciences: 05.23.01 / Pakhomova Ekaterina Gennadievna. - Kursk, 2006. - 167 p.
7. Ponomarev O.I., Minasyan A.A. Accounting for damage to reinforced con-
crete structures of reconstructed buildings. Vestnik NITs Stroitel'stvo. -2010. - Pari 1. - S. 106-113.
8. Series 1.225-2 Reinforced concrete girders. Issue 12. Rectangular purlins
598, 358, 318 and 278 cm long, reinforced with A-III steel welded frames and prestressed purlins 598 cm long, reinforced with A-V class steel rods and 358, 318 and 278 cm long, reinforced steel rods of class A-IV. Base plates. Specifications. Working drawings / TsNIIEP educational buildings.
10. Smolyago G.A., Kolchunov V.I. Modern approaches to calculating the residual life of bent reinforced concrete elements with corrosion damage // Industrial and civil construction. - 2013. - No. 2. - P. 28-31.
Methodological aspects of study of the stress-strain state of bended reinforced concrete elements with corrosion damage Klovsky A.V., Mareeva O.V., Verkhoglyadova A.S.
Russian State Agrarian University - Moscow Timiryazev Agricultural Academy JEL classification: L61, L74, R53_
The article presents methodological aspects and results of computational and analytical studies of the stress-strain state (SSS) of bended reinforced concrete elements with corrosion damage on the example of reinforced concrete beams. The difficulties of performing "manual" verification calculations of the bearing capacity of reinforced concrete structures with various defects and damages. A method of computational and analytical studies of the SSS of corrosion damaged bended reinforced concrete elements modeled from volumetric and rod finite elements (FE) has been proposed in the LIRA-SAPR software package in a nonlinear setting: the basic principles of creating and calculating a FE-model of beam are described and substantiated (without taking into account damage and with damage). As a result of two series of calculations, the degree of influence on the parameters of the stressed-deformed state of the beam (the level of stresses in the reinforcing bars, deflections) of corrosion damage of longitudinal reinforcing bars and the detachment of the protective layer of concrete was estimated. On the basis of the complex of computational and analytical studies performed, conclusions were developed on the problems under consideration, as well as directions for further research are specified.
Keywords: reinforced concrete elements, mechanical safety, non-bearing capacity, stress-strain state, corrosion damage.
