CC BY
863
РАСЧЕТ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
В. П. Селяев
Представлены модели для оценки долговечности железобетонных конструкций, работающих в условиях действия агрессивных сред. Предложены дополнительные показатели качества для бетона и арматуры, которые необходимо нормировать при расчете долговечности. Показано, что в общем случае вид модели деградации изделия не зависит от вида энергии разрушения.
Долговечность — один из важнейших показателей качества строительных конструкций. Считалось, что бетонные и железобетонные конструкции имеют неограниченную долговечность; более того, прочность бетона конструкции, следовательно, долговечность со временем увеличивается. Однако данные обследований показывают, что из-за меняющихся условий эксплуатации и нарушения технологических процессов железобетонные конструкции, запроектированные без учета требований долговечности, могут прийти в аварийное состояние в течение 5—10 лет и ранее. Известны примеры, когда железобетонные конструкции разрушались через 10 лет, а иногда через 3 года [1].
Практика эксплуатации показывает, что каждое изделие и конструкция имеют определенную долговечность, которую необходимо уметь рассчитывать. Однако до сих пор нет теоретических методов вычислений, оценки и прогнозирования долговечности строительных конструкций, работающих при совместном действии силовых факторов и агрессивных сред. В пункте 6.1.2 СНиП 52-01-2003 «Бетонные и железобетонные конструкции: основные положения» сформулировано требование: «Расчет бетонных и железобетонных конструкций по долговечности (исходя из расчетов по предельным состояниям первой и второй групп) следует производить из условия, по которому при заданных характеристиках конструкции (размерах, количестве, арматуре и других характеристиках), показателях качества бетона (прочность, морозостойкости, водонепроницаемости, коррозионной стойкости, температуростойкости и других показателях) и арматуры (прочности, коррозионной
стойкости и других показателях) с учетом влияния окружающей среды продолжительность межремонтного периода и срока службы конструкций здания или сооружения должна быть не менее установленной для конкретных типов зданий и сооружений». Однако не предложены расчетные модели, учитывающие деградацию бетона и арматуры при эксплуатации конструкций в агрессивных средах, не определены показатели качества бетона и арматуры, необходимые для этих расчетов. Поэтому проблема расчета долговечности бетонных и железобетонных конструкций является актуальной и требует незамедлительного разрешения.
В работе предпринята попытка предложить модели для оценки долговечности железобетонных конструкций при действии химически активных сред. На основании анализа расчетных моделей предложены дополнительные показатели качества бетона и арматуры, которые необходимо нормировать. Показано, что в общем случае модель деградации может быть единой, независимой от вида энергии, вызывающей деградацию.
Виды деградации бетонных и железобетонных конструкций. Деградация — процесс ухудшения эксплуатационных показателей качества строительных материалов и конструкций, интенсивность которого связана с действием силовых факторов, физических полей, химических веществ, живых организмов. Предельным состоянием деградации бетона, изделия или конструкции является разрушение. Поэтому можно считать, что деградация — это процесс разрушения материала.
На данном этапе развития теории деградации предложена нижеследующая классифи-
кация по виду агрессивного воздействия [16; 18; 19].
Физическая деградация — процесс ухудшения свойств изделий под действием полей (силовых, электрических, магнитных, температурных) и излучений.
Химическая деградация происходит под действием химически активных веществ — твердых, жидких или газообразных.
Биологическая деградация — разрушение, интенсивность которого связана с жизнедеятельностью живых организмов. Количество агрессивного вещества, его концентрация в жидкой или газовой среде определяется в данном случае биологическим процессом.
С энергетической точки зрения, ухудшение свойств и разрушение материалов и конструкций происходит под действием энергии, прикладываемой к материалу. Вид энергии (механической, физической, химической или биологической) может быть любым.
Независимо от вида энергии, природы разрушающего воздействия на материал можно выделить несколько механизмов деградации [16; 18; 19].
Первый механизм деградации характеризуется развитием процессов разрушения на границе раздела материала и агрессивной среды. Подобный механизм деградации назван гетерогенным и наблюдается при механическом (ударном) повреждении верхних слоев элементов железобетонных конструкций; протекании химического взаимодействия агрессивной среды с реакционно способными компонентами бетона на поверхности контакта среды и изделия; физических биоповреждениях; одностороннем действии высоких, очень низких или знакопеременных температур.
Второй механизм деградации характеризуется равномерным развитием процессов разрушения по всему объему материала. Этот механизм назван гомогенным. Наблюдается при равномерном по объему накоплении микроповреждений от силовых факторов (циклическое, длительное нагружение сжатых, растянутых элементов); химически активной среды, равномерно распределенной по объему материала, отрицательных или положительных температур, равных в любой точке объема; излучений (рентгеновских, магнитных, радиационных и т. д.).
Третий механизм деградации характеризуется неравномерным по объему накоплением повреждений. Он условно назван диффузионным и может проявляться при одностороннем действии температур, агрессивных сред, неравномерном распределении механических напряжений.
Подобие механизмов деградации при различных видах воздействия свидетельствует о единой природе разрушения материала на микроуровне и дает возможность создать общие модели, которые позволят прогнозировать долговечность бетонных и железобетонных конструкций при различных видах энергетического воздействия.
Очевидно, каждый вид деградации может быть описан какой-либо моделью деградации. Для выбора модели деградации необходимо учитывать особенности взаимодействия агрессивной среды с бетоном в изделии, арматурой, а также знать, какие изменения происходят в бетоне под действием агрессивной среды; изменение каких показателей следует контролировать для аналитического описания процесса деградации изделия или конструкции.
Взаимодействие агрессивной среды с бетоном и основные показатели химического сопротивления. Длительное действие агрессивных сред на бетон сопровождается ухудшением (деградацией) структуры и свойств материала. При этом визуально и инструментально можно выделить следующие явления: изменение прочности, жесткости, набухание, пластифицирование или охрупчивание композита, уменьшение концентрации одних структурообразующих компонентов и накопление других, изменение показателей поровой структуры, изменение цвета, размеров, веса образцов [6; 15; 16; 18; 19].
Из многообразия проявлений взаимодействия материала с агрессивной средой следует выделить два основных процесса: перенос агрессивной среды в объем материала и изменение упруго-прочностных показателей качества бетона в зоне деградации. По мнению С. Н. Алексеева, Ю. М. Баженова и В. М. Москвина [1; 4; 10], скорость и полнота коррозионных процессов в бетоне под действием жидких и газообразных сред в значительной степени зависят от скорости переноса среды в объем изделия и определяются первым законом Фика:
] = -й (йе / йх), (1)
где / — диффузионный поток, т. е. количество вещества, проходящего через единицу площади в единицу времени; йе / йх — градиент концентрации вещества в растворе; й — коэффициент диффузии агрессивной среды.
В том случае, когда количество вещества, поступающего извне вглубь материала, не соответствует количеству отводимого вещества, для описания процесса изменения концентрации агрессивной среды по толщине изделия используют второй закон Фика:
<1с
Л
= б(с12с I с!х2 ) ,
(2)
где I — длительность действия агрессивной среды на бетон.
При наличии градиента гидростатического давления скорость подвода агрессивной среды и отвода продуктов описывается уравнением Дарси:
(3)
¿6 ДР
Л Ле ’
где й ф — коэффициент фильтрации; АР — перепад давления на единицу длины; Q — количество фильтрата.
С учетом капиллярно-пористого строения структуры бетона предложено [13] процесс переноса агрессивной среды вглубь изделия описывать уравнением вида:
(4)
ы
где П — пористость бетона; т — доля пор, заполненных водой; С — концентрация агрессивного компонента; йэ — эффективный коэффициент диффузии; — константа скорости растворения агрессивного компонента в поровой жидкости бетона; 51 — поверхность раздела агрессивной среды и поровой жидкости; / — время; х — координата, направленная от поверхности изделия вглубь бетона.
Для описания процесса влагопередачи через элементарный объем капиллярно-пористого тела С. В. Александровским [2] предложено дифференциальное уравнение влагопроводи-мости бетона следующего вида:
Ы у у 0?
где С — влажность материала на поверхности; у — плотность материала; Н — функция гидратации бетона, определяющая собой количество химически связываемой влаги (кг) при гидратации цемента в единице объема бетона (м3).
Решения приведенных уравнений переноса (1—4) дают возможность определить координату продвижения агрессивной среды в бетон, следовательно, и ширину зоны, в которой происходит взаимодействие агрессивных компонентов среды с реакционноспособными компонентами бетона. Это одна из важнейших характеристик в теории сопротивления материалов агрессивным воздействиям. В литературе ее часто называют глубинным показателем [9].
В общем случае глубинный показатель а определяется формулой вида:
а = к • Р, (5)
где к — константа скорости деградации; для неагрессивной среды. А. И. Минас предлагает [9] принимать ее равной 0,1 мм в год; у — показатель степени, который может быть меньше, равным или больше единицы. Теоретически показатель у получается равным 0,5 [16; 18; 19].
При диффузионном переносе среды предлагается [18] константу к определять по формуле вида:
к =к(§)/с), (6)
где к(£) — коэффициент, величина которого зависит от точности инструментального определения изменения прочности бетона в зоне деградации.
Большинство исследователей считают, что зависимость типа 5 хорошо описывает изменение глубинного показателя при действии солей хлора. Предлагается значения констант к и у принимать равными соответственно к = (3,3-4,1); у = (0,45-0,55) [3].
В ряде литературных источников для определения координаты фронта карбонизации предлагается принять линейный закон изменения агрессивной среды от С0 на поверхности бетона до фронта химического взаимодействия и константу к определять по формуле:
К=РпСо/т.,
(7)
где т0 — концентрация гидрооксида кальция в объеме цементного камня; С0 — концентрация углекислого газа; й — эффективный коэффициент диффузии.
Финские исследователи [3] при определении глубины карбонизации подтверждают возможность применения формулы (7), но уточняют ее поправкой Бейкера, которая учи-
тывает эффективную длительность процесса карбонизации:
(8)
где :
2Р'(с,-а)
хп — глубина карбониза-
к = С С . аБ6
к = Л/2^Лд1 ■
к = ^/2ас<и0/2п. (13)
При сочетании внешнего давления и капиллярных сил для определения к имеем:
(14)
ции после и-го цикла увлажнения высыхания; td¡ — продолжительность ¡-го периода с условиями, благоприятными для развития процесса карбонизации; С1, С2 — соответственно влажность воздуха на поверхности изделия и объеме пор; в — количество влаги в парах. Поправка Бейкера позволяет учитывать те периоды, когда процесс карбонизации приостанавливается.
Хаккиненом [3] на основании экспериментального исследования глубины карбонизации предложено константу скорости деградации к определять зависимостью вида:
г „ 2осоз&
К_2п V "+ г
(9)
где Сет — коэффициент, характеризующий окружающую среду, принимаемый равным 1 и 0,5 для конструкций, соответственно закрытых от дождя и открытых; СаГг — коэффициент, учитывающий воздухововлечение, равный (1-0,7); В — класс бетона; а, в — параметры, зависящие от вида наполнителя.
Паррот [3] предложил глубину карбонизации определять на основе кислородной проницаемости бетона. Выражение для определения к имеет вид:
64 Я0'4 , .
(10)
т0
где П — проницаемость бетона для кислорода при 60 % относительной влажности; т0 — концентрация гидрооксида кальция в объеме цементного камня.
Де Ситтер и Кишитиани [3] предложили для определения глубины карбонизации константу к определить в зависимости от В / ц по формулам типа:
при В / ц > 0,6; к = 26 (В / ц - 0,3)2 + 1,6; при В / ц < 0,65; к = (46 В / ц - 17,6) / 2,7.
При гидростатическом давлении процесс переноса среды происходит преимущественно за счет фильтрации; предложено константу к определять по формуле вида:
(12)
где г — радиус капилляра; а — поверхностное натяжение; 0 — угол смачивания.
В. М. Бондаренко и В. И. Колчуновым предложено [5] глубинный показатель определять на основе энтропийной модели Гульдбер-га — Вааге зависимостью вида: а = а0 (1 - е~п), где а0 — предельная величина глубины повреждения; а — некоторая эмпирическая характеристика скорости, зависящая от вида среды бетона.
Экспериментальные исследования изменения глубинного показателя от длительности действия агрессивной среды на бетон проводились методом микротвердости. Методика исследований и полученные экспериментальные данные описаны в работах ученых кафедры строительных конструкций Мордовского государственного университета [1—3; 8; 16—19].
Впервые получены данные, которые показывают, как продвигается под действием агрессивных сред граница области разрушения вглубь объема образца (рис. 1).
Координата сечения у /їа
- 7 суток
- 28 суток
- 120 суток
-14 суто к -56 суток - 155 суток
(11)
где п — вязкость жидкости.
При переносе жидкости за счет капиллярного всасывания предлагается [18] к определять по формуле:
Рисунок 1
Изменение микротвердости цементного камня (наполнение — шлак) в 2 % растворе И2Б04
Анализ экспериментальных данных подтверждает, что зависимость (5) при у = 0,5 с достаточной точностью описывает кинетику изменения глубинного показателя.
Второй важной характеристикой химического сопротивления бетонов является показатель интенсивности химического взаимодействия агрессивной среды с бетоном. В наших
работах предложено показатель интенсивности химического взаимодействия определять методом микротвердости. Относительное изменение микротвердости бетона под действием агрессивной среды дает возможность оценить изменение свойств материала в микрообъеме, проследить изменение свойств по высоте поперечного сечения образца. Существует прямая корреляционная зависимость между прочностью, модулем деформаций и микротвердостью.
Химическое взаимодействие среды и бетона происходит между реакционноспособными группами. Скорость распада химических связей под действием агрессивной среды описывается функцией вида:
Yt=~kxcl с", (15)
где ес и с§ — концентрация реакционно-
способных компонентов в среде и материале; к — константа химической активности.
x
Если предположить, что показатели n и m в уравнении (15) равны единице и перенос среды обеспечивает концентрацию среды сс на одном уровне, то, решая уравнение (15) относительно сд, получаем функцию изменения во времени в виде:
cs = Сд0 exp{-kxc/}- (16)
Предполагая, что работоспособная площадь Ад поперечного сечения в бетоне пропорциональна концентрации реакционноспособных связей С,, можно записать: д’
А = Ад0 eXP{-KxCct}- (17)
Тогда предел прочности ад и модуль упругости бетона Ед можно определить по формулам:
Rg (t) = Rg0 eXP{-kxCct}; (18)
Ед (t) = Ед0 eXP{-kxCct}-
Экспериментальные данные, полученные путем измерений микротвердости, подтвердили возможность достоверного описания изменения предела прочности и модуля упругости экспоненциальными функциями вида (18).
С учетом выражения (18) коэффициент химической стойкости будет иметь вид:
. (19)
ЛЛ-ай
Экспоненциальная зависимость коэффициента химической стойкости от длительности действия среды была впервые экспериментально обоснована в работах И. Е. Путляева [20]. В наших работах предлагается коэффициент хи-
мической стойкости заменить на коэффициент химической активности к , под которым понимается относительное изменение предела прочности, определенное методом микротвердости для микрообъема на поверхности образца из условия к + к = 1. На основании анализа перколяци-
хс ха 1
онной модели твердого тела [17] для описания изменений коэффициента стойкости и активности во времени предложена функция вида:
к = 1 — а$, к = 1 — к = а1Р. (20)
ХС Ха ХС
Анализ литературных данных показывает, что для описания изменения относительной прочности во времени можно использовать как экспотенциальную (19) зависимость, так и степенную (20). Но в каждом конкретном случае необходимо проверять, какая из них предпочтительнее. Так, обработка экспериментальных данных, приведенных в ГОСТе 25881-83, показывает, что степенная функция в данном случае более точно описывает результаты эксперимента.
Представленные показатели химического сопротивления а и кХа дают возможность рассчитывать долговечность изделий из бетонов, работающих в агрессивных средах. При этом модель деградации строится с учетом изохрон деградации, определенных экспериментально [16; 18; 19].
Модели деградации для прогнозирования долговечности бетонных изделий. Каждому механизму деградации соответствуют определенные модели деградации. Общий вид деградационной функции можно представить выражением:
П = Б({) / В (0) = / (/, Т, а, с, Н, а, а), (21)
где I — время; Т — температура; а — напряжение; с — концентрация агрессивной среды; Н — геометрическая характеристика; а и а — параметры деградации.
Для элементов конструкций, работающих на осевое сжатие или растяжение, деградаци-онные функции жесткости и несущей способности равны:
о(и'')=Це«,у,х)<Ыу/Це«0,у,х),Ыу ; (22)
т по)
°(мр)= \\^,х,у)Е(1,у,х^у1\\Е^,х,у)Е(1,,,у,х)<Ьсау ; (23)
Р{ О Р( 0)
= Л СУ (*, у, х)(Ьсс1у / Л О (г0, у, х)сЬс(&. (24)
*(0 /?(о)
Для изгибаемых элементов деградацион-ные функции жесткости и несущей способности имеют вид:
D(Wu)= ^E(t,y,x)y2dxdy I ^Е(10,у,х)уг<Ыу; (25)
ПО ПО)
D{.Mp)= JjE(t,x,y)£(t,y,x)ydxcfy/jjE(t<„x,y)E(tc,y,x)ydxcfy; (26)
F(t) F( 0)
D{M) = §a(t9y9x)ydxdyf §а%9у,х)у<Ыу. (27)
m f( o)
Вид деградационной функции выбирают исходя из характера распределения агрессивной среды, напряжений по площади поперечного сечения и учитывая связь между различными деградационными функциями:
D(N) = f{D(W)}; D(M) = f{D(N)}; (28)
D(M) = f{D(W)}.
Предлагается [18] выделить основные типы деградации и представить их в виде феноменологических моделей. Феноменологические модели, представляющие собой эпюры модуля упругости или прочности по высоте поперечного сечения, в зависимости от вида изохрон деградации могут быть линейными и нелинейными, симметричными и несимметричными. В линейных моделях деградации положение изохрон характеризуется двумя параметрами а и а, где а — ордината фронта деструкции, характеризующая скорость деградации под действием напряжений и агрессивной среды; а — характеристика механизма деградации, определяемая как угол наклона прямолинейной изохроны к оси абсцисс (рис. 2 а). Если угол а равен нулю, то наблюдается деградация гетерогенного типа, применяемая для материалов, скорость взаимодействия которых с агрессивной средой значительно выше скорости ее переноса в объем элемента. Если угол а равен п/2, то деградация происходит по гомогенному механизму и характеризуется большой скоростью насыщения материала агрессивной средой и малой скоростью химического взаимодействия.
Если скорость насыщения соизмерима со скоростью химических взаимодействий, то наблюдается диффузионный тип деградации и угол а изменяется в пределах от 0 до п/2.
Для описания деградации цементных композитов в кислых растворах малой концентрации в работе [17] предлагается модель, представленная на рис. 2 в. Она применима для материалов, у которых на изохроне деградации можно выделить три зоны: 1) деструкции;
2) латентной деградации; 3) естественного твердения.
Рисунок 2
Феноменологические модели деградации
В процессе эксплуатации конструкции в условиях действия агрессивных сред обычно удобнее в качестве параметров деградации использовать глубинный показатель (а) и изменение свойств на поверхности элемента (а, Н, Е). Если в качестве упруго-прочностной характеристики принять модуль упругости, то с учетом модели, представленной на рис. 2 в, закон изменения Е по высоте поперечного сечения Н имеет вид:
Е(у) = Еуп при (Н/2 - а0) < у < Н/2;
Е(у) = Е1 при (Н/2 - а) < у < (Н/2 - а0);
ЕМ = Е, + (.Е_-£1)*/2~а1~-У
при (Н/2 - а2) <у < (Н/2 - а^;
Е(у) = Етах при (Н/2 - а3) < у < (Н/2 - а2); (29)
е(у) = е^-(.еш
а4 -аэ
при (Н/2 - а4) < у < (Н/2 - а3);
Е(у) = Е2 при 0 < у < (Н/2 - а4).
Деградационная функция жесткости элемента прямоугольного сечения с размерами Ь х Н при сжатии определяется выра-
жением:
D(WC)-
Wc(i)
WM
. (30)
Интегрируя (30), с учетом (29) получаем: Е? Еi ( 2а0 — —а2 ^ Е*,
D(Wc)=f
■“О о
I о -^min а0
Е0 h
Если ап = 0,
+:
тах
Е„
а1+а2 — а3 h~
а
а
(31)
а
E = E0 и E2 = E0
max 0 2 0
1 4 ^1’
то получим ступенчатую модель, деградационная функция которой имеет вид:
D(W) = 1 - 2al (1 - Ex / E0) / h. (32)
Принимая a0 = 0, a1 = 0, a3 = a2, a4 = a2, Emax = E0 и E2 = E0, получаем линейную модель, представленную на рис. 2 a. Деградаци-онная функция для этой модели имеет вид:
D(W) = 1 - a2 (1 - E1 / E0) / h. (33)
Если at = a0, a2 = a0, a3 = a0, a4 = a0,
E = En, E= En, E = En и E . = 0, то имеем
max 0 1 0 2 0 min
модель гетерогенной деградации:
D(W) = 1 - 2a0 / h. (34)
Модель гомогенной деградации также является частным случаем обобщенной модели, так как при a0 = 0, al = a2 = a3 = a4 = h/2, E = E, и E2 = E.:
max 12 1
D(W) = Et / E0. (35)
Функции деградации дают возможность описать изменение несущей способности при сжатии, изгибе, растяжении и жесткости конструктивного элемента или изделия во времени. Переменные во времени являются параметры at и E, входящие в деградационные функции. Функции деградации учитывают влияние на долговечность размеров поперечного сечения, вида напряженно-деформированного состояния.
Функции деградации могут быть выражены через одну базовую деградационную функцию, определение которой наиболее доступно и достоверно. Параметры деградации at и Et могут определяться экспериментально или теоретически.
Применение метода деградационных функций для оценки долговечности железобетонных конструкций. Прогнозирование долговечности железобетонных конструкций предлагается производить с применением метода деградационных функций [17]. В качестве примера рассмотрим изгибаемый элемент с прямоугольной формой поперечного сечения и одиночной арматурой (например, плита с арматурой в растянутой зоне). Предположим, что деградация бетона плиты вызвана жидкими агрессивными средами, действие которых обусловлено технологической линией, расположенной на вышележащих этажах. Тогда возможные расчетные схемы прочности поперечного сечения, нормального к оси изгибаемого элемента, будут иметь вид (рис. 3).
На расчетных схемах показано, что зона деградации (x1) находится в пределах сжатой зоны (xj < x); расчетное сопротивление, модуль деформации в пределах зоны деградации могут изменяться по различным законам.
Рисунок 3
Расчетные схемы нормального сечения изгибаемого элемента
На рис. 3 приняты обозначения: Р8, РЬ — расчетные сопротивления арматуры и бетона; х — высота сжатой зоны; Н, Н0 — полная и рабочая высота сечения; Л8 — площадь поперечного сечения; Ь — ширина поперечного сечения элемента; х1 — высота зоны деградации.
Введем обозначения: £ = х / Н0; £ = х1 / Н0; ат< = £ (1 - 0,5 £); и = Л8 / ЬН0. Тогда условие прочности можно записать в виде неравенства:
М < К,- ат,)К ЬНо2. (36)
Выражения для определения £ и атП, соответствующие данной расчетной схеме, приведены в табл.
Обозначим выражение в правой части неравенства (36) как Ми., где I — номер расчетной схемы. Тогда отношение Ми. / Мио будет показывать относительные изменения несущей способности нормального поперечного сечения изгибаемого элемента под совместным действием силовых факторов и агрессивной среды. Так, например, делением функции Ми. и Ми2 на функцию Мио получаем:
м- ■ Ли_______ , 4и .
W) = ^7l = 1— о -,„«=■
мщ 1-0,5 RyR ц
К(Мг) = -
(37)
(38)
Выражения в правой части формул (37) и (38) являются деградационными функциями й(М), несущей способности изгибаемых элементов с одиночной арматурой. Тогда момент, воспринимаемый сечением изгибаемого элемента, через деградационную функцию можно записать в виде:
MUi = D(M)i MU0
(39)
Таблица
Выражения для определения % и ати
Расчетная схема і Параметр
аші £ = X / Й0 < 4 В. і
0 0 1
1 £ (1 - 0,5 4) £о + £11 1 1 - 0,5^„
2 1 ¡Г" 1 о За 5.+Ці-%) / и 1 ^ 1 1 /Яь) -ОДо
3 ^-ХМ'-Ю 0,54, 1 [\-К» 1 А -0,5^о
4 — £о + 0,5 (£11 + £,) - 0,5^ о
В формулах (37) и (38) величины двух параметров £ и Яы зависят от длительности действия агрессивной среды.
Относительную высоту зоны деградации можно определить, если известна марка бетона по водонепроницаемости. ГОСТом 12730.5-84 допускается марку бетона по водонепроницаемости определять по коэффициенту фильтрации — Кф, величина которого нормируется и является оценкой скорости переноса жидкости в пористом материале.
Координата х( определяет границы зоны деградации. Но, как следует из экспериментальных данных, свойства материала в этой области могут изменяться неравномерно. Формулами (37) и (38) рассматриваются предельные и наиболее простые случаи. Формула
(37) получена из предположения, что бетон в деградированной зоне не работает, а формулу
(38) можно записать с учетом усредненных значений прочности бетона Яы в зоне деградации в виде:
(40)
", !-<).!*>. и >-<«. '
где т — коэффициент, учитывающий распределение прочности бетона по высоте зоны деградации. Для расчетной схемы 2 на рис. 3 т = 1, для схемы 3 т = 0,5. При нелинейной изохроне деградации коэффициент т можно найти из условия N . = N , где N — усилие,
воспринимаемое бетоном деградированной зоны. Формулы (37)—(40) можно применить для расчета долговечности железобетонных изгибаемых элементов.
Так как £11 = хі / На, х{ = кфіа, и предполагая, что известно допустимое снижение прочности нормального поперечного сечения изгибаемого элемента, из формулы (37) получаем в линейном приближении:
і= 1
(41)
По аналогии из формулы (38) получаем:
1-0,5
Л,
кфК. (42)
Предположим, что изгибаемый элемент с высотой поперечного сечения Н0 = 40 см выполнен из бетона марки №4 класса В30 и армируется проволокой Вр-11 диаметром 4 мм. Тогда Яь = 17 МПа, Я = 1 145 МПа. Пусть коэффициент армирования равен 0,01. Полагая, что снижение прочности сечения составило 20 %, рассчитывая долговечность изгибаемого элемента по формуле (41), получаем, что она равна 6—20 годам. Для расчета долговечности по формуле (42), следуя работе [17], выразим отношение Я, / Я, в виде функции:
/ К = 1 - Л, и (і) іа
(43)
где а < 1 для стареющих элементов, а > 1 для элементов со скрытыми дефектами, Л0 — уровень дефектности структуры; и (О — уровень
энергетического воздействия. Обозначим произведение Л0 и (0 через А и подставим выражение (43) в формулу (42). Тогда долговечность элемента будет определяться из формулы:
1-
М.,
/м.
“о )
-0,5 й'„ ц
СО-р *
(44)
Параметры а и А определяются экспериментально и, очевидно, должны нормироваться для каждой марки бетона.
В работе [17] предполагается, что структурные элементы имеют скрытые дефекты и являются стареющими, и значение параметра а в первом приближении принято равным 1. Параметр А, по экспериментальным данным [18], может изменяться в пределах от 0,20 до 0,70. Тогда долговечность конструкционного элемента, определенная по формуле (44), мо-
жет меняться при т = 1 в пределах 6—17 лет, при т = 0,5 — от 8 до 24 лет.
Очевидно, что для более точного определения долговечности необходимо усовершенствовать методы определения глубинного показателя через коэффициент фильтрации и параметр А; нормировать значения коэффициента химической активности бетонов; уточнить корреляцию между скоростями переноса жидкости и дефектами структуры в композите; уточнить расчетные схемы для предельных состояний первой и второй группы.
Вместе с тем, используя приведенную методику, можно с достаточной достоверностью определять гарантийный срок службы железобетонных конструкций в условиях совместного действия силовых факторов и агрессивных сред.
библиографический список
1. Агаджанов В. И. Экономика повышения долговечности и коррозионной стойкости строительных конструкций / В. И. Агаджанов. — М. : Стройиздат, 1976. — 112 с.
2. Александровский С. В. Расчет бетонных и железобетонных конструкций на изменение температуры и влажности с учетом ползучести / С. В. Александровский. — М. : Стройиздат, 1973. — 432 с.
3. Анисимов А. В. Деградационные процессы в железобетоне мостовых конструкций. Методы оценки и прогнозирования : дис. ... канд. техн. наук / А. В. Анисимов. — Саранск, 2003. — 185 с.
4. Баженов Ю. М. Бетонополимеры / Ю. М. Баженов. — М. : Стройиздат, 1983. — 472 с.
5. Бондаренко В. М. Расчетные модели силового сопротивления железобетона / В. М. Бондаренко, В. И. Колчунов. — М. : Изд-во АСВ, 2004. — 472 с.
6. Долговечность бетона и железобетона / П. Г. Комохов, В. М. Лотыпов, Т. В. Лотыпов, Р. Ф. Вагапов. —
Уфа, Белая река, 1988. — 216 с.
7. Коррозия бетона и железобетона, методы защиты / В. М. Москвин, Ф. М. Иванов, С. Н. Алексеев, Е. А. Гузеев. — М. : Стройиздат, 1980. — 187 с.
8. Куприяшкина Л. И. Наполненные цементные композиции / Л. И. Куприяшкина. — Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2007. — 179 с.
9. Минас А. И. Границы безопасной скорости коррозии бетона железобетонных конструкций /
А. И. Минас // Изв. СКНЦ ВШ. Техн. науки. — 1974. — № 4. — С. 72—84.
10. Москвин В. М. Коррозия бетона / В. М. Москвин. — М. : Госстройиздат, 1952. — 337 с.
11. Мощанский Н. А. Прочность и стойкость бетона / Н. А. Мощанский. — М. : Госстройиздат, 1951. — 175 с.
12. Низина Т. А. Защитно-декоративные покрытия на основе эпоксидных и акриловых связующих / Т. А. Низина. — Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2007. — 260 с.
13. Полак А. ф. Коррозия железобетонных конструкций зданий нефтехимической промышленности /
A. Ф. Полак, В. Б. Ратинов, Г. Н. Гельфман. — М. : Стройиздат, 1971. — 120 с.
14. Рекомендации по обеспечению надежности и долговечности железобетонных конструкций промышленных зданий и сооружений при их реконструкции и восстановлении. — Харьков : ПромстройНИИпроект. — М. : Стройиздат, 1990. — 176 с.
15. Рояк Г. С. Внутренняя коррозия бетона / Г. С. Рояк. — М. : Изд-во УНИИС. — 2002. — 156 с.
16. Селяев В. П. Химическое сопротивление наполненных цементных композитов / В. П. Селяев,
B. И. Соломатов, Л. М. Ошкина. — Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2001. — 152 с.
17. Селяев В. П. Химическое сопротивление и долговечность строительных материалов изделий и конструкций : учеб. пособие / В. П. Селяев, Т. А. Низина, В. Н. Уткина. — Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2003. — 48 с.
18. Соломатов В. И. Химическое сопротивление композиционных строительных материалов / В. И. Соломатов, В. П. Селяев. — М. : Стройиздат, 1987. — 264 с.
19. Соломатов В. И. Химическое сопротивление материалов У В. И. Соломатов, В. П. Селяев, Ю. A. Соколова. — М. : Изд-во РAACH, 2001. — 274 с.
20. Химическая стойкость композиций на основе эпоксидно-аминоальцегидных композитов ¡ И. Е. Путляев, A. Ф. Тихомирова, Ж. М. Сулейманова, М. A. Харькова У Тр. HИИЖБ. — М. : Стройиздат, 1974. — С. 17—29.
21. Шестоперов С. В. Долговечность бетона У С. В. Шестоперов. — М. : Aвтотрансиздат, 1966. — 500 с.
Поступила 16.09.08.
