Прочность и жесткость изгибаемых железобетонных элементов с трещинами при коррозионных повреждениях тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 05.23.01, кандидат технических наук Никитин, Станислав Евгеньевич

• Никитин, Станислав Евгеньевич
• кандидат технических наук
• 2012

Оглавление диссертации кандидат технических наук Никитин, Станислав Евгеньевич

Оглавление

1. Особенности деформирования коррозионно-поврежденных изгибаемых

железобетонных элементов

1.1. Модели деградации бетона

1.2. Коррозия стальной арматуры в железобетонных конструкциях

1.3. Нарушения контакта арматуры с бетоном

1.4. Модели силового сопротивления изгибаемых железобетонных элементов с трещинами

1.5. Модели деформирования и методы расчета коррозионно-поврежденных железобетонных элементов

1.6. Выводы по главе 1

2. Диахронная модель силового сопротивления нетрещиностойких изгибаемых железобетонных элементов в условиях агрессивной среды эксплуатации

2.1. Экспериментальные основы работы изгибаемых железобетонных элементов

2.2. Метод двух сечений

2.3. Моделирование деградации свойств материалов железобетонных элементов

2.4. Модель деградации сцепления арматуры с бетоном

2.5. Диахронная модель деформирования коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных элементов с трещинами

2.6. Выводы по главе 2

3. Прочность, жесткость и долговечность изгибаемых железобетонных элементов

3.1. Методика и алгоритмы решения задач

3.1.1. Определение напряженно-деформированного состояния коррозионно-поврежденных железобетонных элементов

3.1.2. Подбор сечения арматуры

3.1.3. Подбор сечения элемента

3.1.4. Определение долговечности элемента

3.2. Параметрический анализ диахронной модели сопротивления изгибаемых железобетонных элементов

3.3. Верификация численных результатов

3.4. Выводы по главе 3

4. Расчетное обоснование проектов строительства и реконструкции промышленных зданий и сооружений с использованием диахронной модели.

4.1.1. Камский целлюлозно-бумажный комбинат

4.1.2. Каменская бумажно-картонная фабрика

4.2. Использование диахронной модели при проектировании вновь возводимых зданий и сооружений

4.3. Рекомендации по практическому применению диахронной модели

4.3.1. Проектирование изгибаемых железобетонных элементов с заданным сроком службы

4.3.2. Оценка технического состояния и долговечности эксплуатируемых железобетонных конструкций

4.3.3. Усиление железобетонных конструкций

4.3.4. Обеспечение однородной долговечности железобетонных конструкций

4.4. Краткое описание программы по расчету изгибаемых железобетонных конструкций, работающих при совместном действии силовых нагрузок и агрессии окружающей среды

4.5. Выводы по главе 4

Заключение

Условные обозначения

Литература

Приложение 1

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Прочность и жесткость изгибаемых железобетонных элементов с трещинами при коррозионных повреждениях»

Введение

Актуальность темы. Разрушающему воздействию агрессивных атмосферных и производственных сред, в той или иной степени, подвергается большинство строительных конструкций. Ущерб от этих воздействий из-за необходимости проведения ремонта и усиления конструкций превышает 5% общемирового валового дохода. В Российской Федерации указанные потери оцениваются в настоящее время в 20 - 25 млрд. рублей ежегодно. Парирование этой глобальной угрозы затруднено, в том числе, и вследствие неполного соответствия современным вызовам имеющейся научно-методической базы.

Нормы проектирования бетонных и железобетонных конструкций, обеспечивая в целом достаточно высокий технико-экономический уровень проектных решений, вопросам эксплуатационной надежности сооружений внимания уделяют явно недостаточно. Методологическое отставание действующих нормативных методик приводит к тому, что влияние агрессивных сред и режимов на сопротивление железобетона учитывается косвенным образом и чрезмерно обобщенно. Главным образом используется аппарат коэффициентов надежности, назначение численных значений которых носит во многом субъективный характер и имеет достаточно грубую градацию. Прямая оценка проектного ресурса вновь возводимых либо остаточного ресурса эксплуатируемых зданий и сооружений из железобетона существующими Нормами не регламентируется. Более того, в СНиП 2.03.1185 [1] и РВСН 20-01-2006 СПб [2] срок эксплуатации - основополагающая характеристика для принятия решений по инженерной защите сооружений -не нормируется. В ГОСТ 31384-2008 [3] нормативный срок службы конструкций (50 лет) уже декларируется, но при этом оценка, например, предельного состояния по глубине повреждения бетона в средах разной агрессивности выполняется безотносительно к временному или времяподобному фактору.

При этом большая часть теоретических и практических исследований по теме сосредоточена на решении, безусловно, актуальных проблем непосредственной защиты конструкций от коррозии либо преодоления последствий коррозионных повреждений. Однако, такой подход не позволяет рационально использовать ресурсные возможности железобетона и зачастую экономически не оправдан из-за чрезмерности затрат и ограниченности срока службы сооружения.

Помимо материальных издержек нерешенность вопросов прогнозирования предельных состояний железобетонных конструкций, работающих при совместных силовых и средовых воздействиях, чревата гуманитарными и экологическими ущербами. К сожалению, статистика аварий и чрезвычайных ситуаций на строительных объектах прямо свидетельствует о наличии здесь неуправляемых технических рисков.

Следует подчеркнуть, что насущность рассматриваемых проблем подтверждается и направленностью целевых исследовательских программ, и тематикой отраслевых периодических изданий, и повестками дня специализированных научно-технических конференций. Так, одним из приоритетных направлений фундаментальных исследований Российской академии архитектуры и строительных наук в 2010-2015 гг. является: "Разработка теоретических основ конструктивной безопасности конструкций зданий, сооружений и строительной инфраструктуры с учетом критериев живучести и изменяющегося во времени прочностного и эксплуатационного ресурса".

Целью работы является создание инженерно-ориентированной метода оценки эксплуатационного состояния, несущей способности, а также проектный или остаточный ресурс коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных элементов. Для достижения указанной цели решаются следующие основные задачи:

1. Комплексный анализ существующих экспериментальных и теоретических исследований изменения характеристик бетона,

арматуры и их контактного взаимодействия, прочности и жесткости изгибаемых железобетонных элементов под воздействием агрессивной среды природного и техногенного происхождения.

2. Разработка диахронной модели деформирования и методики оценки напряженно-деформированного состояния изгибаемых поврежденных коррозией железобетонных элементов различного профиля с поперечными трещинами для оценки их эксплуатационных и предельных состояний.

3. Разработка методики прямого численно-аналитического определения проектного ресурса вновь возводимых и остаточного ресурса эксплуатируемых изгибаемых железобетонных конструкций.

4. Уточнение области применения модели и верификация полученных результатов расчетов путем систематического сопоставления с экспериментальными данными.

5. Практическое использование предлагаемой методики для расчетного обоснования проектов строительства и реконструкции железобетонных конструкций.

6. Разработка рекомендаций для совершенствования нормативных документов по оценке эксплуатационных и предельных состояний изгибаемых железобетонных элементов, работающих при совместном действии силовых нагрузок и агрессивной окружающей среды.

Научную новизну полученных результатов составляют:

1. Диахронная модель сопротивления изгибаемых железобетонных элементов различного профиля с коррозионными повреждениями;

2. Методика прямого численно-аналитического определения проектного ресурса вновь возводимых и остаточного ресурса эксплуатируемых изгибаемых железобетонных конструкций;

3. Оценка несущей способности и долговечности железобетонных изгибаемых элементов при различных схемах и уровнях деградации свойств бетона, арматуры и их контакта.

Практическое значение работы. Результаты расчетов по предлагаемому методу позволяют оценивать техническое состояние и прогнозировать срок службы стержневых железобетонных элементов в промышленно-гражданском, энергетическом и транспортном строительстве.

Разработаны рекомендации по совершенствованию норм проектирования железобетонных конструкций, работающих при совместном действии силовых нагрузок и агрессии окружающей среды.

Результаты выполненных исследований использованы при проектировании реконструкции двух производственных объектов - Камского целлюлозно-бумажного комбината, г. Краснокамск Пермской области и Каменской бумажно-картонной фабрики, г. Кувшиново Тверской области.

Материалы диссертационной работы используются в специальном курсе железобетонных конструкций для магистрантов, а также в дипломном проектировании на кафедре строительных конструкций и материалов инженерно-строительного факультета СПбГПУ.

Практическая значимость работы подтверждена грантами Правительства Санкт-Петербурга для аспирантов по теме «Прогнозирование долговечности железобетонных конструкций при комбинированных силовых и агрессивных воздействиях» (ПСП №10491, 2010 г.) и «Оценка долговечности коррозионно-поврежденных железобетонных конструкций на базе диахронной модели деформирования» (ПСП №11391, 2011 г.) по направлению «Строительство и архитектура».

Достоверность научных положений, выводов и результатов подтверждается:

• физическим соответствием результатов расчета моделируемым процессам и явлениям;

• качественной и количественной сходимостью результатов расчета с экспериментальными данными, полученными различными авторами;

• качественным и количественным согласием в области возможного сопоставления полученных результатов и результатов расчета по ранее предложенным методикам.

Апробация работы и публикации. Основные результаты исследований были доложены и обсуждены на:

• ежегодных международных научно-практических конференциях "Неделя науки СПбГПУ" в 2007-2011 гг.;

• 7-ой международной конференции ИАС ТОГУ «Новые идеи нового века - 2007», Тихоокеанский Государственный Университет, Хабаровск, 2007;

• II и III международных конференциях «Проблемы современного бетона и железобетона», БелНИИС, Минск, 2009 и 2011 гг.;

• международной научно-технической конференции "Строительная наука - 2010. Теория, практика, инновации североарктическому региону", Северный (Арктический) Федеральный университет, г. Архангельск, 2010 г.

По теме диссертации опубликовано 13 научных статей, из них 2 в изданиях, рекомендованных ВАК России.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, четырех глав, заключения, библиографического списка, включающего 116 наименований, содержит 146 страниц машинописного текста, 70 рисунков, 8 таблиц и 1 приложение.

1. Особенности деформирования коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных элементов

Объекты строительства при эксплуатации могут испытывать одновременно силовые, химические, физические и биологические виды воздействий. При этом комбинированное воздействие нагрузки и внешней среды провоцирует ускорение процесса коррозионного разрушения строительных конструкций, понижая уровень их безотказности и долговечности.

1.1. Модели деградации бетона

Агрессивные среды способны значительно снижать прочность бетона и ухудшать его деформационные характеристики. Особенности работы корродированного бетона изучались параллельно с сопротивлением железобетона механическим воздействиям [4]. Важной вехой в развитии теории долговечности железобетона является фундаментальная монография В.М. Москвина "Коррозия бетона" [5].

Общее признание получила классификация видов коррозии бетона, предложенная в работе [6]. К коррозии I вида относят процессы, сопровождающиеся растворением и выносом растворимых составных частей цементного камня. Наибольшее развитие данные процессы получают под действием быстротекущих вод или при фильтрации жидкостей с малой временной жесткостью. Коррозию II вида связывают с обменными реакциями между веществами, растворенными в воде, и составными частями цементного камня, в результате которых образуются растворимые продукты. К этому виду могут быть отнесены процессы коррозии бетона под действием растворов кислот, магнезиальных солей, солей аммония и т.п. Процессы, в результате которых в порах бетона накапливаются продукты реакции, относят к коррозии III вида. Это, например, процессы коррозии под

действием сульфатов, связанные с накоплением гидросульфатоалюмината, гипса и др.

Напряженно-деформированного состояние оказывает существенное влияние на скорость проникновения агрессивных веществ в тело бетона. Так, в результате многочисленных наблюдений установлено, что проницаемость сжатого бетона намного ниже, чем растянутого. За счет уплотнения и уменьшения пористости бетона продукты химической коррозии, продвигаясь вглубь бетонного тела, кольматируют поры и тем самым уменьшают проницаемость бетона, тормозя скорость продвижения агрессивных сред и фиксируя предельную глубину проникновения. Однако с увеличением обжатия происходит деструктуризация бетона и снижение вышеописанного эффекта. Например, в опытах НИИЖБ [7] установлено, что в сжатых до уровня (0,6...0,7) Яь бетонных образцах скорость диффузии углекислого газа понижается на порядок, а поглощение хлоридов и сульфатов натрия уменьшается в 1,2 раза. В растянутых до (0,6...0,7) Ыы бетонных образцах скорость диффузии углекислого газа повышается на один-два порядка, а проницаемость растворов хлоридов и сульфатов натрия увеличивается в 2-4 раза. Стоит отметить, что некоторые вещества, например, соляная кислота, проникают практически по всему сечению элемента.

Медленно протекающие процессы коррозии в целях эксперимента ускоряют, как правило, увеличением концентрации активного иона или увеличением площади контакта образца с агрессивной средой.

Можно выделить несколько направлений исследований коррозии бетона.

В работах В.М. Москвина, Ф.М. Иванова, С.Н. Алексеева, Е.А. Гузеева [8, 9] изложены представления о формировании структуры и свойств цементного камня и бетона для придания им наибольшей стойкости к агрессивным средам, а так же о методологии прогноза сроков службы бетона. Авторы предлагают использовать физико-химические закономерности кинетики коррозии для расчета количества агрессивного компонента,

проникающего в бетон и после экспериментального определения последствий такого проникновения, т.е. изменения прочности и других физико-химических свойств бетона, назначить предельные параметры коррозионного процесса, при которых свойства бетона в течение заданного срока службы изменяются в допустимых пределах. На основе этой методологии разработаны упрощенные инженерные методики для расчета сроков службы бетона в условиях коррозии выщелачивания, кислотной и сульфатной коррозий и даны некоторые предложения по назначению требований к бетону по морозостойкости для заданного срока службы. По данным исследований скорость деградации бетона зависит от его состава (в особенности, от расхода и вида цемента), проницаемости бетона, технологии изготовления бетона (в том числе условий твердения), температурно-влажностных условий эксплуатации, концентрации углекислого газа в воздушной среде, а также ряда других факторов.

Одним из заметных направлений исследований является диссипативная модель прочностной деградации сжатого бетона В.М. Бондаренко [10].

Изменение свойств материалов связывается с скоростью изменения относительного дефицита эпюры прочности бетона по высоте сечения А8(1,1;о) и ш-ной степенью этого дефицита:

= С)

аЬ

А8о(.Ш = 1- ?У ? (2)

где 8(1,1;0) - глубина нейтрализации при одностороннем воздействии окружающей среды, б^крДо) ~ экспериментально определяемая максимальная глубина нейтрализации, а, т - параметры кинетических повреждений.

По высоте сжатой зоны бетона железобетонного элемента выделяются зоны с различными физико-механическими свойствами, что позволяет более точно оценить характер работы сжатой зоны бетона в коррозионной среде (рис. 1). Сопротивлением растянутого бетона и изменением его характеристик пренебрегается.

+

х**1 5

2

Р

Рис. 1. Зонирование бетона по высоте сечения изгибаемого железобетонного элемента с

одиночным армированием

Не рассматривая непосредственно физические и химические процессы при деградации, в работах [11, 12] получены аналитические диаграммы деформирования "о-е" при осевом сжатии бетона, подверженного коррозии. Параметры диаграммы связаны с длительностью воздействия конкретной агрессивной среды статистически обоснованными степенными функциями. Здесь даны предложения по определению глубины нейтрализации бетона, изменение модуля деформации, прочности бетона и предельных деформаций под воздействием агрессивных газов, жидких щелочных и кислых сред и глубины их проникновения. Например, изменение модуля деформации бетона Еа>аГ)С описывается степенной функцией с коэффициентами аппроксимации, полученными методами регрессионного анализа:

где Еь - начальный модуль упругости неповрежденного бетона, I -время воздействия, аЕ, ЬЕ - эмпирические коэффициенты.

В работе [13] предлагаются зависимости коррозии бетона под воздействием газовых агрессивных сред, кислот, сульфатсодержащих растворов и повышенных температур. Глубину повреждения бетона при, например, воздействии кислых растворов предлагается определять по формуле:

ЕЪ.аг.с — Еъ ' ' ^ Е

(3)

о _ _

" ц • РсаО

где £Рсао - количество прореагировавшего цементного камня в пересчета на СаО, отнесенного к единице площади реагирующей

л

поверхности образцов, Ц - количество цемента в одном см образцов, г, (3Сао - содержание СаО в цементе, определяемое по результатам химического анализа цемента, %.

Результаты экспериментальных исследований влияния воздействия минеральных масел на прочность и деформативность бетона предлагаются в работе [14]. Рассмотрено изменение прочности промасленного бетона в зависимости от возраста к началу пропитки его маслом, от вида заполнителя и действия длительного нагружения.

Снижение прочности бетона в результате образования трещин под расклинивающим действием продуктов коррозии арматуры в работах [15, 16] предлагается вычислять по следующей формуле:

пйедг _ Кь

** "ТТГ^

sbR

п• wcr

=

b

wcr = 2-n- (yrs - 1) • Ö где k - коэффициент, зависящий от профиля и диаметра арматурного стержня (к=0.1 для профилированных стержней среднего диаметра), п -количество арматурных стержней, Si - средняя относительная деформация растянутого трещиноватого бетона в направлении, перпендикулярном образованию трещины, wcr - ширина раскрытия трещины при заданной глубине проникновения коррозии 5, yrs - коэффициент увеличений в объеме продуктов коррозии по отношению к первоначальному объему стали (yrs=l,7 для FeO, yrs=6,5 для Fe(0H)3-3H20).

Анализ данных показывает, что в настоящее время нет общепринятой оценки наступления предельно допустимого коррозионного повреждения бетона. Наибольшую ценность исследований по моделированию коррозии бетона представляют собой модифицирование физико-механических

характеристик в зависимости от характера, интенсивности и продолжительности воздействия неблагоприятной внешней среды.

1.2. Коррозия стальной арматуры в железобетонных

конструкциях

Коррозия стальной арматуры в бетоне является частным случаем коррозии металлов. Под коррозией стальной арматуры подразумевается процесс постепенного разрушения поверхности арматурного стержня в результате химического или электрохимического взаимодействия с окружающей средой. Изучение коррозии арматуры железобетонных конструкций осложняется изолирующим действием бетона, длительность которого зависит от плотности структуры, толщины слоя и химического состава цементного камня. Коррозионное состояние стали в бетоне оценивают по результатам электрохимических испытаний, а также по параметрам проницаемости бетона.

За счет щелочной реакции свежеприготовленного бетона на поверхности арматурного стержня первоначально образуется пассивирующая пленка. По мере, например, карбонизации бетона щелочная среда становится всё менее и менее интенсивной, снижая защитные свойства бетона по отношению к арматуре и инициируя корродирование арматуры.

Исследованию процессов коррозии арматуры в бетоне посвящены работы С.Н. Алексеева [17, 18, 19], Н.К. Розенталя [20] и др., в которых установлено, что в большинстве случаев коррозия арматуры в плотном бетоне протекает по одинаковому механизму независимо от того, является ли внешней агрессивной средой жидкая кислота, щелочь или соответствующий газообразный продукт. Разница заключается лишь в скорости подвода среды-агрессора к арматуре и его концентрации.

В результате коррозии арматуры в бетоне ее рабочее сечение постепенно уменьшается за счет перехода наружных слоев металла в

продукты коррозии. Характер коррозионного поражения может быть разным: от почти равномерного уменьшения сечения по всей поверхности до резко выраженного язвенного поражения. Для растянутой стальной арматуры в железобетонном элементе конечными результатами развития коррозии могут быть достижение арматурой предела текучести или хрупкий обрыв [20].

Вопросы долговечности арматуры в работах [17-20] рассматриваются в рамках требований к толщине защитного слоя (на основании данных о скорости карбонизации) и допустимой ширины раскрытия трещин.

В работе [17] рассматривается динамика коррозионного повреждения арматуры классов B-I, A-I, A-III, делаются предложения по расчету потерь массы или сечения стержня. Для арматуры этих классов характерны сплошное или местное разрушения без заметного изменения прочностных или пластических свойств самой стали. По данным С.Н. Алексеева стойкость малоуглеродистых сталей B-I, A-I, A-III практически одинакова: падение прочности при коррозии пропорционально уменьшению сечения стержня, пластичность практически не уменьшается, растягивающие напряжения практически не ускоряют и не изменяют характера коррозии.

Предположения по определению потери несущей способности арматуры, основанные на натурных экспериментах, за счет коррозии в различных агрессивных средах (грунте, воздухе, морской и пресной воде, зонах периодического увлажнения, атмосфере промышленных предприятий), феноменологически сходны. Одно из них делается в работах [21, 22], где делается следующее предложение по определению прокорродировавшего слоя арматурной стали:

где 8К - глубина коррозии арматуры, I - продолжительность воздействия среды, 50, Т - эмпирические константы.

Sn-t

(5)

(6)

Большая работа по сопоставлению теоретических и практических результатов проведена в уже упомянутой выше работе А.И. Попеско [11], придерживающейся предложения Л .Я. Цикермана. Так же здесь представлены эмпирические зависимости по уменьшению диаметра неповрежденного арматурного стержня в зависимости от среды и её концентрации, коэффициента Пуассона и класса бетона.

В работе [23] исследуется кинетика коррозии арматуры и убывание несущей способности арматурного стержня за слоем сплошного коррозионного износа стержня. Автор предлагает введение коэффициента коррозионной податливости В, характеризующего коррозионную стойкость металла. Описываются наиболее часто встречающиеся виды равномерного коррозионного износа сечения (рис. 2), локальные язвенные повреждения.

а) б) в)

Рис. 2. Виды коррозионного износа арматуры а - равномерный, б - локальный по хорде, в - локальный серповидный.

Итоговое снижение площади поперечного сечения стальных армирующих элементов в [24, 25] предлагается оценивать согласно рекомендациям ШЬЕМ [26] по зависимости:

а5№ =

NS^n•[DQ-n^XC^{t-t0)\'

(7)

где N8 - количество армирующих стержней, Б0 - начальный диаметр, п - параметр, учитывающий форму коррозии, Хс(140) - глубина коррозионного износа, ^ - время инициирования коррозии.

Отдельное направление исследований посвящено определению времени инициации корродирования арматуры. Известно, что процесс

окисления металла начинается при снижении рН окружающего бетона ниже порогового минимума. В работе [27] предлагается двухфазная модель корродирования арматуры при воздействии хлоридов. Время инициации коррозии Т1 (рис. 3) предлагается определять по формуле:

где ^ - расстояния от центра арматурного стержня до внешней бетонной поверхности, с18 - диаметр арматуры, Бс - коэф. диффузии хлоридов, Ссг - критическая концентрация хлоридов, С8 - концентрация хлоридов на поверхности, С^ - инициирующая концентрация хлоридов,

В случае равномерной коррозии, при преодолении инициирующей концентрации хлоридов, происходит равномерное убывание площади арматуры Sr:

Vt) = п • [d(t)]2 • ^

d(t) = dj — т • Я • icorr • t где n - число арматурных стержней, ш- коэффициент коррозии, зависящий от типа воздействия, X - коэффициент перевода единиц измерения, icon - коррозийный ток.

По предложенной Мндландской модели, используя выражения выше, распределение концентрации хлоридов по глубине тела бетона, по отношению к его массе, во времени будет следующим:

В узкоспециальной работе [28] время инициации коррозии исследуется на примере железобетонных дымовых труб. Учитываются характеристики переносимых газов - их химические составляющие, температура, скорость движения и, как следствие, понижение или повышение статического давления. Показано, что процессы коррозии бетона под действием газов замедляются при разряжении внутри ствола, а положительное статическое давление резко ускоряет процессы коррозии бетона. Принимается, что трещинообразование на внутренней поверхности бетона происходит после превышения растягивающими напряжениями в бетоне Оы прочности бетона на растяжение ЯЬ{ вследствие разницы температур наружной 1:н и внутренней 1В поверхностях:

где аы - коэффициент температурного расширения бетона. Автор делает предложение по расчету вторичной защиты железобетонного тела трубы металлической оболочкой расчетной толщины бстенки:

4-5

яГ м] 13 пет

0 20 40 60 80 100 12А 140 Глубина, мм

Рис. 4. Распределение концентрация хлоридов по глубине тела бетона.

оы = 0,125 • Еъ • аы • - £в)

(9)

6,

стенки

= п • г

эксплуатации

где п - скорость коррозии, мм/год.

С.Н. Леонович предлагает подход к расчету долговечности

железобетонных конструкций на основе коррозионной стойкости

армирования [29, 30]. В общем случае срок службы железобетонного

элемента tL будет определятся как:

tL=^+tP (11) где - время депассивации арматуры, tP - период распространения.

Для преднапряженных железобетонных элементов, в которых

уменьшение площади поперечного сечения стали является недопустимым и

приводит к хрупкому обрыву арматуры, срок службы будет ограничиваться

временем депассивации.

Инициирующий период коррозии, вызванной хлоридами, предлагается

определять по функциональной модели, выполняющей второй закон Фика:

-М^ш)

где D - коэффициент диффузии, С - защитный слой бетона, Cth -критическое содержание хлоридов, Cs - концентрация хлоридов на поверхности бетона.

Время инициации коррозии 1д, вызванной карбонизацией защитного слоя d находится, предлагается находить по соотношению:

d = KCJTA (13) Коэффициент карбонизации Кс может определяться, например, по [31]:

Кс — Cenv ' С air ' а ' куб (14)

где Cenv - коэффициент окружающей среды, Cair - коэффициент содержания воздуха, a, b - параметры, определяемые вяжущим.

Период распространения коррозии предлагается определять по трем различным проявлениям:

1. Уменьшение поперечного сечения стали. Критерием достижения предельного состояния служит максимальная потеря радиуса или площади сечения стержня.

2. Уменьшение сцепления бетона и арматуры. Предложения по данному проявлению остались за рамками работы.

3. Растрескивание защитного слоя бетона за счет образования продуктов коррозии. В случае общей коррозии может быть определена, например, следующей формулой:

С

= (15)

где Ик - скорость коррозии при 30°, Ст - температурный коэффициент.

Анализ данных показывает, что в настоящее время нет общепринятой оценки наступления предельно допустимого коррозионного повреждения арматуры. Наибольшую ценность исследований по моделированию коррозии арматуры в железобетонных конструкциях представляют собой модифицирование физико-механических характеристик арматуры в зависимости от характера, интенсивности и продолжительности воздействия неблагоприятной внешней среды.

1.3. Нарушения контакта арматуры с бетоном

В зонах образования и развития нормальных трещин в железобетонном элементе сцепление арматуры с бетоном нарушается. Рост их взаимных смещений приводит к образованию трещин раскалывания и отслоения защитного слоя. Эффект снижения сцепления между арматурой и бетоном усиливается за счет повышения давления на бетон продуктов коррозии арматуры, значительно превосходящих по объему потери стали.

В технической теории сцепления арматуры с бетоном в качестве определяющих нарушений контактной системы сегодня выделяется (рис. 5): • образование и развитие в бетонной обойме конусообразных трещин, ориентированных вдоль траекторий главных сжимающих

напряжений сцепления (по М.М. Холмянскому - главных трещин сцепления, ГТ [35,49]); • образование и развитие радиальных трещин раскалывания ТР контактного бетона вследствие расклинивающего эффекта при сдвиге рифов арматуры относительно бетонных выступов;

• частичное или полное смятие и срез набора периодических бетонных выступов.

При выходе арматуры из бетонного тела на контактной поверхности арматуры и бетона возникают касательные напряжения т8. В технической теории сцепления известны различные предложения по локальным законам сцепления, связывающим смещения арматуры относительно бетонного тела и касательные напряжения (рис. 6). В частности, широко употребляется «нормальный» закон сцепления М.М. Холмянского[35, 32]:

1п(1 + ог0 (16)

= Ро ■—-

где §ь=из-11ь - смещение арматурного стержня относительно бетонного тела, а0, В0 - эмпирические коэффициенты.

— В0

Рис. 6. Локальный закон сцепления 21

Физически предел упругости контактного взаимодействия арматуры с бетоном часто связывается с подрастанием главных трещин сцепления ГТ на глубину, сопоставимую с шагом профилировки зг. Для оценки численного значения предела упругости сцепления разработан ряд эмпирических соотношений. Так, для стержневой арматуры с профилем по ГОСТ 5781-82* целесообразно использовать Рекомендации ВНИИЖелезобетона[33]:

тупр = 0.35 • В0 = 3.5 • Я • а5Ь (17)

где Я - кубиковая прочность бетона, а8ь - удельная площадь смятия

пг • Аг • эт/Зг (18)

аБЪ ~ 7Г • £¿5 • Бг

где пг - количество выступов по периметру стержня с номинальным диаметром с18, (Зг - угол наклона выступов к оси стержня, Аг - площадь проекции выступа на его срединную плоскость.

Более простое по форме предложение, но учитывающее при этом, например, влияние толщины защитного слоя бетона, представлено в [34]:

г г- л ГТ1 с+ 0.5-£¿5 (19)

= (л/5 - 1) -^л/5 - 2 • Ям--—Л.адв

где ЯЬ1 - прочность бетона на растяжение, с=тт(абок, а, б), абОК и а -боковой и нижний защитный слой, б - шаг арматуры, 0 - угол наклона ГТ к оси стержня.

Активная фаза опережающего раскрытия пионерных трещин с попутной консервацией смежных трещин и соответствующим увеличением «актуального» шага трещин (см. ниспадающую ветвь графика на рис. 6) приурочена к образованию вторичных радиальных трещин ТР. При этом экспериментально установлено, что критическое падение напряжений сцепления происходит либо в результате выхода ТР на грань элемента (обычно при с<=2,5ё8), либо по достижению более высоких контактных давлений в результате смятия и среза бетонных выступов.

М.М. Холмянский [35] со ссылкой на [36] предлагает выражение для такого критического раскрытия нормальной трещины, соответствующего раскалыванию бетонной обоймы:

4 • с / с \ „ _ /ДьЛ2 сг (20)

аг

"СТО,00

где сг - высота профиля, условная ширина элемента Ь^/т ^ - длина трещины раскалывания, ш - число пересекаемых ТР стержней.

В работе [37] радиальные напряжения на контакте арматура-бетон при раскалывании бетонной обоймы предложено определять как:

2-п (? + е%Т-™2 (2т1-&)-(4-и-/ + я--&-2-я--п)

<х = ЯЫ

(21)

где - диаметр арматурного стержня, а - величина защитного слоя, Г| - критическая глубина проникновения трещины раскалывания, соответствующая наибольшим напряжения на границе арматура-бетон, 1 -характеристическая длина элемента, п- число трещин раскалывания, Яы -прочность бетона на растяжение.

Достоинство этой модели заключается в возможности гибкого учета особенностей элемента, а также выявления неблагоприятного количества ТР. Распорные напряжения в бетонной обойме так же могут быть определены по более простой эмпирической формуле [38]:

=2 • У

С(22) Км

где к - эмпирический коэффициент, равный для бетона, например, класса В30 к=0,88.

Предлагаемые методики отличаются полнотой наборов исходных данных и областью применения. Сравнение некоторых существующих предложений [34, 37, 38, 39, 40] по определению предельных смещений gcrc для бетона класса В25 и арматуры 4=16 мм представлено на рис. 7 и рис. 8:

ОС

а с га I

О ---1--!-1--1-----—

2.0 ,. 2.5 3.0 3.5 4.0

Толщина защитного слоя, см

Рис. 7. Кольцевые напряжения раскалывания бетонной обоймы

Толщина защитного слоя, см

Рис. 8. Смещение арматурного стержня относительно бетонной обоймы при выходе раскалывающей трещины на поверхность элемента

Смещение арматурного стержня относительно бетона при раскалывании бетонной обоймы для каждой из работ вычислено по «нормальному» закону сцепления (16).

В работе [41] распределение касательных напряжений по длине арматурного стержня определяется в форме произведения:

дь, 0 = т(9ь) • ^ь О*) • Щ/й5) (23)

где 1 - расстояние от нагружаемого конца стержня, Кь - функция, учитывающий раскалывание бетонной обоймы, X - параметр «эффективности», учитывающий снижение касательных напряжений за счет выхода трещин раскалывания на поверхность элемента.

(а)

(Ь)

? F

SR

(с)

» Ч N. \ S \ V

jm JL "нут.! iJfm IM Iinpiii иш,......трип

А А

1

Рис. 9. Схемы а)касательиых напряжений т, Ь) функции учета раскалывания бетонной

обоймы Кь, с) параметра эффективности X

Тогда при известных относительных деформациях арматуры в среднем сечении ¿?sm и сечении с трещиной в8 определяется минимальный шаг трещин L сгс.

(Л ) ' Es ' ds • ^J (24)

crc 2 • T

-max

где ттах - наибольшие касательные напряжения на контакте арматурного стержня и бетона.

Смещение арматуры относительно бетона gL= асгс/2 определяется:

F -d • Ш Í \3

ns us . р I 2 • т \

^ = 6-т ■ V¿4 (25)

W \ Es-ds-JI /

В соответствии с рекомендациями Американского Института Бетона ACI 224R [42] средневзвешенный установившийся шаг трещин принимается равным:

о* - of

L = 2- -г--— ■ ds (26)

4 • т

^ '■max

где as и ams - напряжение в растянутой арматуре в сечении с трещиной и в сечении с нулевыми перемещениями арматуры, эквивалентному среднему сечению, соответственно.

Ширина раскрытия трещин для изгибаемых железобетонных элементов здесь определяется по эмпирической формуле:

асгс = 0.076 • (/г - х - а) • gs4cTa • 103 (27)

где А - площадь сечения элемента на один арматурный стержень.

Имеются разноречивые оценки наибольших касательных напряжений ттах на контакте арматурного стержня и бетона:

Тшах=3л/^1 [43],

W=1,8R* [42],

ттах=2,25 Rbt [44],

Tmax=3Rbt [41].

Кратность увеличения объема продуктов коррозии относительно объема вступившего в реакцию металла по разным оценкам составляет от 1,6 до 3,0 (см., например, [11, 12, 23, 27]). Избыточное внутреннее давление продуктов коррозии на бетонную обойму обусловливает растрескивание

защитного слоя бетона. Наложение двух факторов повышает риск образования и развития раскалывающих трещин с соответствующим повреждением сцепления арматуры с бетоном.

Сталь, подвергшаяся

Рис. 10. Схема коррозии стальной арматуры

Снижение сцепления можно учесть, например, методом, предложенным в работе [45]. Повреждение контакта растянутой арматуры с бетоном учитывается путем трансформации локального закона сцепления (рис. 11). Для получения расчетной зависимости «т^» график «нормального» закона сцепления как жесткое целое сдвигается на Ag=m•Ar(t) в отрицательную область по оси 0% (Аг(1:) - глубина коррозии арматуры в [мм] за период времени V, т=8,1 - коэффициент пропорциональности). Тогда взаимные смещения, соответствующие моменту выхода на лицевую грань трещины раскалывания при наличии коррозии арматуры дсс%г можно определить по следующей зависимости:

дсс°ггсг = 9сгс - Ьд (28)

Напряжения смещения

Локальный закон сцепления . Трансформированный закон сцепления

■ Речулыурующая зависимость

ч

Заключение диссертации по теме «Строительные конструкции, здания и сооружения», Никитин, Станислав Евгеньевич

4.5. Выводы по главе 4

По предлагаемой диахронной модели сопротивления железобетонных элементов произведено обоснование усиления существующих балок производственного цеха, расположенных в осях 22-31/А-В на отметке +6.000, при реконструкции Камского целлюлозно-бумажного комбината. Определена долговечность существующих железобетонных ригелей перекрытия цеха автокартона на отметке +5.000 при реконструкции Каменской бумажно-картонной фабрики.

Предложена методика подбора изгибаемой железобетонной балки на примере ригелей серии 1.020-1/87, работающей в агрессивной промышленной среде, с учетом срока службы.

Даны предложения по совершенствованию нормативных документов по одновременному учету силовых и агрессивных воздействий, повышению экономичности проектирования железобетонных элементов и определения целесообразности использования вторичной защиты.

Простота применения в инженерной практике обеспечивается расчетной программой, составленной в вычислительном комплексе Maple, позволяющей производить вычисления по предлагаемой методике в автоматическом режиме.

Заключение

Выполнен анализ теоретических и экспериментальных исследований, нормативных методов оценки напряженно-деформированного состояния железобетонных элементов, подверженных коррозионным воздействиям.

Предложена и апробирована диахронная модель коррозионно-поврежденных элементов различного сечения учитывающая:

• деградацию сжатого и растянутого бетона, с дифференциацией геометрических и механических параметров повреждения в зависимости от направления действия (одно-, двух- и всестороннего), а также вида и интенсивности агрессии;

• коррозию металлической арматуры учитывается непосредственно независимым либо согласованным уменьшением исходных поперечных сечений растянутой А5 и сжатой А'в арматуры с учетом неравномерности коррозии арматуры по длине блока;

• повреждение контакта растянутой арматуры с бетоном;

• возможность расслоения сечения.

Диахронная модель деформирования изгибаемых коррозионно-поврежденных железобетонных элементов позволяет определить параметры эксплуатационных и предельных напряженно-деформированных состояний железобетонных элементов при силовых и коррозионных воздействиях. Задаваясь характером и интенсивностью деградационного воздействия окружающей среды, диахронная модель деформирования позволяет определить проектный ресурс вновь возводимых и остаточный ресурс эксплуатируемых изгибаемых железобетонных конструкций по наступлению следующих предельных состояний:

• достижение растянутой арматурой в трещине предела текучести по с1еег условию е5 = с5; еь при коррозионном повреждении арматуры в5 е1 ;

• исчерпание несущей способности сжатого бетона в сечении с трещиной по условиям 8ь = вь иь ПРИ коррозионном повреждении бетона в^1";

• разрушение системы сцепления с продергиванием растянутой арматуры из условия (3 < 1;

• образование вторичных трещин откола сжатой зоны бетона, исходящих из вершины нормальной трещины, по условию а5р| = 1^;

• чрезмерность прогибов

• чрезмерность раскрытия трещин асгс = аСГС;иц.

Выполненный параметрический анализ показал, что среднеквадратическое отклонение результатов расчета по СП 52-101-2003 и дихаронной модели по вычислению предельного изгибающего момента составило 2,58%, а ширины раскрытия трещин - 28,6%, что является приемлемым для применения в инженерной практике.

Выявлено, что коррозионное воздействие наиболее опасно для элементов из бетонов низких классов. Поэтому в условиях воздействия агрессивных сред рекомендуется использовать бетон не ниже класса В30. Особенно опасно коррозионное воздействие на переармированные элементы, разрушение которых происходит более хрупко. Расчеты показали, что коррозия со сжатой и боковой поверхности оказывает более существенное воздействие, нежели агрессивное воздействие с растянутой грани сечения.

В результате выполненного исследования могут быть даны следующие рекомендации по совершенствованию норм проектирования:

• совершенствование методик расчета статически неопределимых нетрещиностойких конструкций при силовых и коррозионных воздействиях;

• вести проектирование железобетонных изгибаемых конструкций, работающих при совместном действии силовых и агрессивных факторов, по предлагаемой методике с учетом временного фактора;

• пересмотреть рекомендации прогибов 1/200, 1/250 (в зависимости от пролета конструкции), раскрытия нормальных трещин 0,3 мм или 0,4 мм (в зависимости от длительности раскрытия), с учетом хрупкого разрушения;

• уточнить зависимость относительной высоты сжатой зоны от СП коррозионных повреждении, которая может отличаться от в большую или меньшую сторону;

• в дополнение к [2, 3] расчетом по предлагаемой модели определять целесообразность использования вторичной защиты при непродолжительном воздействии малоагрессивных сред, или же, в противном случае, за счет наличии такой защиты, получать экономию за счет сокращения армирования, снижения марок бетона и уменьшения габаритов элементов.

На основании предлагаемой модели в программном комплексе Maple составлена программа по расчету изгибаемых коррозионно-поврежденных железобетонных элементов, позволяющая производить вычисления в автоматическом режиме.

Проведена оценка состояния существующих несущих конструкций и целесообразность реконструкции конструкций двух производственных объектов - Камского целлюлозно-бумажного комбината, г. Краснокамск Пермской области и Каменской бумажно-картонной фабрики, г. Кувшиново Тверской области. Дана методика подбора серийной изгибаемой железобетонной балки, работающей в агрессивной промышленной среде, с учетом её долговечности.

Важно отметить, что применение предлагаемой методики впервые открывает возможность актуального повышения экономической эффективности проектных решений путем обеспечения однородной долговечности железобетонных конструкций с синхронизацией проектного ресурса отдельных зон, элементов и частей зданий и сооружений.

Дальнейшие направления исследований по данной тематике могут быть направлены на расширение области применения предлагаемой методики - создание расчетных моделей для плитных конструкций, оболочек, анализ потери устойчивости, развитие модели для случая косого изгиба. Кроме учета воздействий агрессивных сред, перспективным направлением развития будет учет температурных и радиационных воздействий.

Условные обозначения

Характеристики материалов Еь - начальный модуль упругости бетона при сжатии и растяжении; Яъ - расчетное сопротивление бетона осевому сжатию;

- расчетное сопротивление бетона осевому растяжению; аь - напряжение в бетоне; вьк и - относительные деформации укорочения и удлинения бетона при пиковых напряжениях Ыь и соответственно, 8ъя=Кь/Еь и Выя^ы/Еы 8Ьи1 и 8ыи1 - предельные относительные деформации укорочения и удлинения бетона соответственно;

8ь - относительная деформация сжатого бетона, в сечении с трещиной; 8ы - относительная деформация растянутого бетона, в сечении с трещиной; я™ - относительная деформация сжатого бетона, в среднем сечении;

- относительная деформация растянутого бетона, в среднем сечении;

Е8 - модуль упругости арматуры;

- расчетное сопротивление арматуры; а5 - напряжение в арматуре; с5Я - относительные деформации арматуры при пиковых напряжениях рг^з/Ед; в5 - относительная деформация растянутой арматуры, в сечении с трещиной; е8С - относительная деформация сжатой арматуры, в сечении с трещиной; £т относительная деформация растянутой арматуры, в среднем сечении; £ш относительная деформация сжатой арматуры, в среднем сечении;

Геометрические характеристики И - высота прямоугольного сечения; Ь - ширина прямоугольного сечения; а, а' - расстояние от равнодействующей усилий в растянутой и сжатой арматуре соответственно до ближайшей грани сечения; h0 - рабочая высота сечения, равная h-a;

Lcrc ~ длина характерного блока;

L - длина половины характерного блока, L= Lcrc/2;

Р - участок потери сцепления растянутой арматуры с бетоном; х - высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной;

- относительная высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной, равная x/h0; xm - высота сжатой зоны бетона в среднем сечении;

- относительная высота сжатой зоны бетона в среднем сечении, равная xm/h0;

As, A's - площади сечения растянутой и сжатой арматуры соответственно; |i - коэффициент армирования, определяемый как ¡i=As/h-b; асгс - ширина раскрытия трещины; gL - смещение арматуры относительно бетона, gL=acrc/2; gcrc - предельное продергивание арматуры относительно бетона, соответствующее раскалыванию бетонной обоймы; f - прогиб элемента; р - локальная кривизна.

Деградационные характеристики St, 5ь, 5S - глубина повреждения бетонного сечения со стороны сжатой и растянутой зоны и с боковой поверхности соответственно, в сечении с трещиной;

8d - глубина корродирования арматуры, в сечении с трещиной;

5mt 8ms 8ть - глубина повреждения бетонного сечения со стороны сжатой и растянутой зоны и с боковой поверхности соответственно, в среднем сечении;

8md - глубина корродирования арматуры, в среднем сечении.

Список литературы диссертационного исследования кандидат технических наук Никитин, Станислав Евгеньевич, 2012 год

Литература

1. СНиП 2.03.11-85. Защита строительных конструкций от коррозии.

- Введ. 01.01.1986. - М.: Госстрой СССР. 1986. - 46 с.

2. РВСН 20-01-2006 Санкт-Петербург (ТСН 20-303-2006 Санкт-Петербург). Защита строительных конструкций, зданий и сооружений от агрессивных химических и биологических воздействий окружающей среды.

- Введ. 27.03.2006. - СПб. 2010.- 55 с.

3. ГОСТ 31384-2008. Защита бетонных и железобетонных конструкций от коррозии. Общие технические требования. - Введ. 01.03.2010. - М. Стандартинформ. 2010. - 44 с.

4. Дементьев, Г. К. Условия устойчивости бетона в минерализованных водах / Г. К. Дементьев // Нефтяное хозяйство. - 1929. -№9.-С. 356-361.

5. Москвин, В. М. Коррозия бетона / В. М. Москвин. - М. : Госстройиздат, 1952. - 344 с.

6. Коррозия бетона в агрессивных средах : сб. тр. / НИИЖБ ; под общ. ред. В. М. Москвина. - М. : Стройиздат, 1971. - 223 с.

7. Долговечность железобетона в агрессивных средах / С. Н. Алексеев [и др.] -М. : Стройиздат, 1990. - 315 с.

8. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты / В.М.Москвин [и др.]; под общ. ред. В. М.Москвина. - М. : Стройиздат, 1980.

- 536 е., ил.

9. Москвин, В. М. Коррозия бетона в кислых средах и методы ее исследования / В. М. Москвин, Т. В. Рубецкая, Г. В. Любарская // Бетон и железобетон. - 1971.-№ 10.-С. 17-19.

10. Бондаренко, В. М. Жесткость и отпорность поврежденного коррозией железобетона, оцениваемые с учетом диссипации энергии / В. М. Бондаренко, Б.А. Ягупов // Бетон и железобетон. - 2008. - №6. - С. 24-28.

11. Попеско, А. И. Работоспособность железобетонных конструкций, подверженных коррозии / А. И. Попеско ; С.-Петерб. гос. архитектур.-строит. ун-т.-СПб., 1996.-182 с.

12. Попеско, А.И. Расчет железобетонных конструкций, подверженных коррозии : автореф. дис. ... докт. техн. наук / А.И. Попеско -СПб.: СПбГАСУ, 1996. - 36 с.

13. Кузнецов, Ю.Д. Обеспечение долговечности железобетонных конструкций при реконструкции промышленных предприятий / Ю.Д. Кузнецов, И.Н. Заславский. - Харьков: К.Ж Буд1вельник, 1985.-112с.

14. Ширяева, JI. А. Влияние минеральных масел на прочность бетона / Л.А. Ширяева // Известия ВНИИГ им Б.Е. Веденеева. - 1988. - Т. 206. - С. 96-100. !

15. Hanjari, К. Z. Analysis of mechanical behavior of corroded reinforced concrete structures / K. Z. Hanjari, P. Kettil, K. Lundgren // ACI Structural Journal. - 2011. - Vol. 108, № 5. - P. 532-541.

16. Coronelli, D. Structural assessment of corroded reinforced concrete beams: modeling guidelines / D. Coronelli, P. Gambarova // Journal of structural engineering, ASCE. - 2004. - Vol. 130, № 8. - P. 1214-1224.

17. Алексеев, С. H. Коррозия и защита арматуры в бетоне / С.Н. Алексеев. -М.: Госстройиздат, 1962. - 186 с.

18. Алексеев, С. Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне / С.Н. Алексеев. - М.: Стройиздат, 1968. - 228 с.

19. Долговечность железобетона в агрессивных средах: Совм. изд. СССР - ЧССР - ФРГ / С. Н. Алексеев [и др.]. - М.: Стройиздат, 1990. - 320 с.

20. Алексеев, С.Н. Коррозионная стойкость железобетонных конструкций в агрессивной промышленной среде / С. Н. Алексеев, Н. К. Розенталь. - М.: Стройиздат, 1976. - 208 с.

21. Цикерман, Л.Я. Долгосрочный прогноз опасности грунтовой коррозии металлов / Л.Я. Цикерман - М.: Недра, 1966. - 176 с.

22. Цикерман, Л.Я. Диагностика коррозии трубопроводов с применением ЭВМ / J1. Я. Цикерман. - М.: Недра, 1977. - 319 с.

23. Гарибов, Р. Б. Модель коррозионной поврежденности стальной арматуры в условиях воздействия хлоридсодержащей среды / Р. Б. Гарибов, И. И. Овчинников // Эффективные строительные конструкции: теория и

практика: сборник статей 4-й междунар. науч.-техн. конф. - Пенза, ПензГУАС. - 2005. - С. 24-35.

24. Saetta, A. Coupled environmental-mechanical damage model of RC structures / A. Saetta, R. Scotta, R. Vitaliani // Journal of engineering mechanics. -1999. - Vol. 125(8). - P. 930-940.

25. Frangopol, D. M. Reliability of reinforced concrete girders under corrosion attack / D. M. Frangopol, K.-Y. Lin, A. C. Estes // Journal of Structural Engineering. - 1997. - Vol. 123, № 3. - P. 286-297.

26. Corrosion of Steel in Concrete. RILEM Report. - 1980. - 102 p.

27. Roberts, M.B. A proposed empirical corrosion model for reinforced concrete / M. B. Roberts, C. Atkins, V. Hogg // Struct. Bldg. I.C.E. - 2000. - № 140(1).-P. 1-11.

28. Шишков, И.А. Исследование долговечности промышленных дымовых железобетонных труб в агрессивных средах и методы её повышения / И.А. Шишков. Автореф. дис. канд. техн. наук. - М.: НИИЖБ, 1971.-32 с.

29. Леонович, С.Н. Коррозия арматуры: общие подходы к расчету долговечности железобетонных конструкций / С. Н. Леонович // Вестник Брестского государственного технического университета. Строительство и архитектура. - 2002. - №1. - С. 38-43.

30. Зайцев, Ю. В. Прочность и долговечность конструкционных материалов с трещиной: монография / Ю. В. Зайцев, С. Н. Леонович. — Минск: БИТУ, 2010. — 360 с.

31. Hakkinen, Т. Influence of high slad content on the basic mechanical proporties and carbonation of concrete / T. Hakkinen. - Espoo, Finland: technical research center of Espoo, publicatons 144,1993. - 99 p.

32. Холмянский, M.M. Контакт арматуры с бетоном / М.М. Холмянский. - М.: Стройиздат, 1981. - 184 с.

33. Рекомендации по дифференцированному назначению передаточной прочности бетона. - М.: НИИЖБ, 1986. - 53 с.

34. Yasojima, A. Bond splitting strength of RC members based on local bond stress and slip behavior / A. Yasojima, T. Kanakubo // Institute of Engineering Mechanics and Systems, University of Tsukuba, Ibaraki, Japan -2003.-6 p.

35. Холмянский, M. M. Бетон и железобетон: Деформативность и прочность / М. М. Холмянский - М.: Стройиздат, 1997. - 576 с.

36. Гольдфайн, Б.С. Исследование раскалывания бетона с арматурой с различным периодическим профилем. Исследование свойств и условий применения арматурной проволоки в железобетонных конструкциях /Б.С. Гольдфайн, Н.Н. Ерин, В.В. Курилин. - М.: 1977.

37. Tian, X. Modeling reinforcement concrete cracking due to corrosion with a fracture mechanics approach / X. Tian, B. Martin-Perez. - University of Ottawa, Canada: 2006. - 127 p.

38. Rabczuk, T. Application of particle methods to static fracture of reinforced concrete structures / T. Rabczuk, T. Belytschko // International Journal of Fracture. - 2006. - № 137.-P. 19 - 49.

39. Veen, C. van der. Cryogenic bond stress-slip relationship / C. van der Veen // Thesis, Delft university of technology. - Delt, 1990. - 111 p.

40. Tepfers, R. Cracking of concrete cover along anchored deformed reinforcing bars / R. Tepfers // Magazine of concrete researches. - 1979. - № 31 (106).-P. 3.

41. Fernández, R. M. Analytical modeling of the pre- and postyield behavior of bond in reinforced concrete / R. M. Fernández, A. Muttoni, P. G. Gambarova // Journal of structural engineering. - 2007. - October. - P. 1364-1372.

42. ACI 224R. Control of cracking of concrete structures. Report by ACI Committee 224. - ACI, 2008. - 45 P.

43. Tension chord model for structural concrete / Marti P. et al. // Struct. Eng. Int. (IABSE, Zurich, Switserland). - 1998. - № 8(4). - P. 287-298.

44. Timosidis D. Anchorage of longitudinal column reinforcement in bridge monolithic connections / D. Timosidis, S. J. Pantazopoulou // Journal of structural engineering ASCE. - 2009. - April. - P. 344-355.

45. Schlune, H. Bond of Corroded Reinforcement. Analytical description of the bond-slip response. Chalmers University of Technology / H. Schlune. Masteris thesis 2006:107. - Gôteborg, Sweden.: 2006. - 85 p.

46. Васильев, H.M. Влияние минеральных масел на сцепление арматуры с бетоном / Н.М. Васильев, В.М. Медведев, Л.И. Кошелева // Бетон и железобетон. - 1969. - №11. - С. 39-40.

47. Мурашев, В.И. Принципы построения теории сопротивления железобетона / В.И. Мурашев // Теория расчета бетонных и железобетонных конструкций. - 1949. - С. 47-58.

48. Мурашев, В.И. Трещиноустойчивость, жёсткость и прочность железобетона / В.И. Мурашев. - М.: Машстройиздат, 1950. - 268 с.

49. Холмянский, М.М. К использованию расширенной информации при расчете железобетонных элементов на чистый изгиб / М.М. Холмянский // Строительная механика и расчет сооружений. - 1978. - №2. - С. 12-14.

50. Мулин, Н.М. Особенности деформаций изгибаемых элементов / Н.М. Мулин // Теория железобетона: сб. тр. - М.: Стройиздат, 1972. - С. 3543.

51. Мулин, Н.М. Деформации железобетонных элементов при работе стержневой арматуры в упруго-пластической стадии / Н.М. Мулин, Ю.Д. Гуща // Бетон и железобетон. - 1970. - № 3. - С. 24-27.

52. Васильев, П.И. Метод расчета раскрытия швов и трешин в массивных бетонных конструкциях / П.И. Васильев, Е.Н. Пересыпкин // Предельные состояния гидротехнических сооружений: труды координац. совещ. - Л., 1970. - Вып. 58. - С. 72-79.

53. Белов, В.И. Исследование напряженно-деформированного состояния железобетонных балок как систем, составленных из упругих блоков: дисс. ... канд. техн. наук / В.И. Белов. - Киров, 1973. - 166 с.

54. Васильев, П.И. Метод раскрытия швов и трещин в массивных железобетонных конструкциях / П.И. Васильев, Е.Н. Пересыпкин // Предельные состояния гидротехнических сооружений: труды координац. совещ. - Л., 1970. - Вып. 58. - С 72-79.

55. Пересыпкин, С.Е. Внецентренное сжатие бетонных элементов с учетом влияния поперечных сил (расчет по деформированной схеме на основе блочной модели) / С. Е. Пересыпкин. Дисс. ... канд. тех. наук. - СПб., СПбГТУ, 1995.- 124 с.

56. Белов, В.В. Особенности деформирования системы бетонных блоков при совместном действии изгибающего момента, продольного и поперечного усилий (плоская задача) / В.В. Белов, С.Е. Пересыпкин // Матер, конф. и совещ. по гидротехнике «Предельные состояния бетонных и железобетонных конструкций энергетических сооружений». - СПб.: Изд-во ВНИИГидротехники, 1994.-С. 120-125.

57. Белов, В.В. Силовое сопротивление массивных бетонных и железобетонных конструкций с трещинами и швами: дис. ... докт. техн. наук / В.В. Белов. - СПб., 1998. - 372 с.

58. Белов, В.В. Особенности деформирования системы бетонных блоков при совместном действии изгибающего момента М, продольного N и поперечного усилий С) / В.В. Белов, С.Е. Пересыпкин // Матер, конф. и совещ. по гидротехнике. ПРЕДСО-93. - СПб, ВНИИГ, 1994. - С. 113-117.

59. Белов, В.В. Блочная модель деформирования массивных бетонных и железобетонных элементов с макротрещинами / В. В. Белов // Гидротехническое строительство. - 1994. - №9. - С. 26-30.

60. Бровкина, М. В. Прикладные методы расчета прочности и деформативности изгибаемых железобетонных элементов блочной структуры: дис. ... канд. техн. наук / М. В. Бровкина. - СПб., 2003. - 194 с.

61. Бровкина, М. В. Оценка эксплуатационных и предельных4 состояний изгибаемых железобетонных элементов с магистральными трещинами / М. В. Бровкина // Новое в архитектуре, проектировании строительных конструкций и реконструкции: Материалы третьей всероссийской конференции. - Ч. 1. - Чебоксары: изд-во Чуваш, ун-та, 2001. -С. 59-64.

62. Белов, В.В. Расчет предельных состояний изгибаемых железобетонных элементов с позиции блочной модели деформирования /

B.B. Белов, M.B. Бровкина // Межвуз. сб. научн. трудов по гидротехническому и специальному строительству - М.: МГСУ, 2002. - С. 116-122.

63. Parland, Н. On the mechanics of contact and cracking of segmental beams / H. Parland // Journal of structural engineering. - 1990. - Vol. 23, No 4. -P. 62-89.

64. Guiriani, E. An analytical model for the study of the crack prolongation in plane concrete elements under bending / E. Guiriani, G. Rosati // Studi e riserche. - 1987. - Vol. 9. - P. 107-127.

65. Пересыпкин, E.H. Расчет стержневых железобетонных элементов / E.H. Пересыпкин. - М.: Стройиздат, 1988. - 168 с.

66. Овчинников, И.Г. Модели поведения железобетонных элементов конструкций в условиях воздействия хлоридсодержащих сред / И.Г. Овчинников, В.В. Раткин, A.A. Землянский. - Саратов: СГТУ, 2000. - 232с.

67. Овчинников, И.Г. Прочность и долговечность железобетонных конструкций в условиях сульфатной агрессии / И.Г. Овчинников, P.P. Инамов, Р.Б. Гарибов. - Саратов: изд-во СГУ, 2001. - 163 с.

68. Гарибов, Р.Б. Сопротивление железобетонных элементов конструкций воздействию агрессивных сред / Р.Б. Гарибов. - Саратов: изд-во СГУ, 2003.-228 с.

69. Маринин, А.Н. Сопротивление железобетонных конструкций воздействию хлоридной коррозии и карбонизации / А.Н. Маринин, Р.Б. Гарибов, И.Г. Овчинников. - Саратов: изд-во PATA, 2008. - 260 с.

70. Пухонто, JI.M. Долговечность железобетонных конструкций инженерных сооружений. Монография / JI.M. Пухонто- М.: изд-во АСВ, 2004. - 424 с.

71. Пухонто, JI. М. Деградационная модель износа железобетонных конструкций инженерных сооружений при малоцикловых нагрузках и коррозионных воздействиях: теоретические основы строительства / JL М. Пухонто // Сборник научных трудов московского гос. строит, ун-та и Варшавского политех, ин-та. - М., 1996. - С. 33-42.

72. Пухонто, JI. М. Применение деградационных моделей для оценки долговечности железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений / Л. М. Пухонто // Материалы международной конференции МКД31Г99 Долговечность и защита конструкций от коррозии. Строительство, реконструкция, 25-27 мая 1999, г. Москва. - М., 1999. - С. 98104.

73. Mechanical properties of corrosion-damaged reinforcement / J.

Cairns [et al]. // ACI Materials Journal. - 2005. - Vol. 102, No. 4. - P. 256-264.

74. Бондаренко, B.M. Некоторые вопросы несиловых повреждений, конструктивной безопасности и живучести железобетонных сооружений / В. М. Бондаренко, Б.А. Ягупов // Бетон и железобетон. - 2007. - №1. - С. 18-21.

75. Ягупов, Б.А. К вопросу оценки несущей способности эксплуатируемых железобетонных конструкций, поврежденных коррозией / Б. А. Ягупов, Р. Е. Мигаль // Бетон и железобетон. - 2007. - №3. - С. 28-30.

76. Ягупов, Б.А. Расчетные предпосылки комплексной оценки силового сопротивления железобетонных конструкций при интенсивных коррозионных воздействиях / Б. А. Ягупов // Бетон и железобетон. - 2008. -№ 3 (552).-С. 16-18.

77. Попеско, А.И. Инженерный метод расчета усиленных железобетонных стержней с коррозионными повреждениями / А.И. Попеско, О.И. Анцыгин, А.А. Дайлов // Бетон и железобетон. - 2006. - №2. - С. 11-13.

78. Попеско, А.И. Новый метод расчета несущей способности железобетонных конструкций, работающих в условиях газовой коррозии / А.И. Попеско, О.И. Анцыгин, А.А. Дайлов // Бетон и железобетон. - 2006. -№3.-С. 20-22.

79. Попеско, А.И. Расчет усиленных под нагрузкой железобетонных стержней с коррозионными повреждениями / А.И. Попеско, О.И. Анцыгин, А.А. Дайлов // Бетон и железобетон. - 2006. - №9. - С. 22-24.

80. Попеско, А.И. Численный расчет железобетонных стержней при коррозионных воздействиях / А.И. Попеско, О.И. Анцыгин, А.А. Дайлов // Бетон и железобетон. - 2007. - №3. - С. 25-27.

81. Попеско, А.И. Модель расчета железобетонных конструкций с коррозионными повреждениями / А.И. Попеско, О.И. Анцыгин, А.А. Дайлов // Бетон и железобетон. - 2009. - № 2 (557). - С. 17-20.

82. Horrigmoe, G. Residual Strength of deteriorated and retrofitted concrete structure: a numerical approach / G. Horrigmoe, B. Sand - Narvik, Norway: 2004. - 8 p.

83. Castellani, A. Beams with corroded reinforcement: evaluation of effects of cross section losses and bond deterioration by finite element analysis / A. Castellani, D. Coronelli // Proc. 8th Int. Conf. on Structure Faults and Repair 99. -Engineering Tech. Press. - Edinburgh, U.K., 1999.

84. Coronelli, D. Corrosion cracking and bond strength modeling for corroded bars in reinforced concrete / D. Coronelli // ACI Structural Journal. -2002. - №99 (3). - P. 267-276.

85 Steel-concrete bond deterioration due to corrosion: FE analysis for different confinement levels / Castellani A.[et al] // Magazine of concrete research. - 2003. - № 55(3). - P. 237-247.

86. Стеценко, E. Я. Коррозия в цехах улавливания химических продуктов коксования. Опыт и рекомендации по ее предупреждению / Е.Я. Стеценко // Кокс и химия. - 1992. - № 4. - С. 40 - 43.

87. Шевяков, В. П. Состояние железобетонных конструкций цехов по производству хлора и каустика / В. П. Шевяков // Тезисы докладов н.-т. конференции "Антикоррозионная защита строительных конструкций, трубопроводов и оборудования на предприятиях химической промышленности". - Могилёв, Минск, 1974. - С. 75-77.

88. Крашенинников, О.Н. Коррозионная стойкость арматуры в шунгизитозолобетоне / О.Н. Крашенинников // Бетон и железобетон. - 2004. - № 6 (537). - С. 26-27.

89. Васильев, А. И. Оценка коррозионного износа рабочей арматуры в балках пролетных строений автодорожных мостов / А. И. Васильев // Бетон и железобетон. - 2000. - №2. - С. 20-22.

90. Гарибов, Р.Б. Моделирование поведения фибробетонных конструкций в условиях радиационного облучения / Р.Б. Гарибов // Бетон и железобетон. - 2008. - № 3 (552). - С. 19-22.

91. СП 52-101-2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. - Введ. 01.03.2004. - М.: ФГУП ЦПП, 2004.-71 с.

92. СНиП 52-01-2003. Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. - Введ. 01.03.2004. - М.: ФГУП ЦПП, 2004. - 21 с.

93. СП 52-103-2007. Железобетонные монолитные конструкции зданий. - Введ. 15.07.2007. - М.: ФГУП НИЦ Строительство, 2007. - 18 с.

94. Лолейт, А.Ф. О подборе сечений железобетонных элементов по критическим усилиям / А.Ф. Лолейт. - М.-Л.: Госстройиздат, 1933.

95. Ghandehari, М. Bond and cracking in reinforced concrete. Influence of size and geometry: a dissertation for the degree doctor of philosophy / M. Ghandehari. - Evanston, Illinois: Northwestern university, 1998. - 155 p.

96. Oh, H. B. Behavior of concrete under dynamic tensile loads // ACI material journal / H. Oh. - 1987. - № 84. P. 8-13.

97. Zongjin, L. Localization of microcracking in concrete under uniaxial tension / L. Zongjin, P. S. Surendra // ACI materials journal. - 1994. - № 94. - P. 372-381.

98. Ansari, F. Stress-strain response of microcracked concrete in direct tension / F. Ansari // ACI material journal. - 1987. - № 84. - P. 481-490.

99. Rots, J.G. Saw-tooth softening model for concrete structures / J.G. Rots, S. Invernizzi, B. Belletti // ACI material journal. - 2006. - № 237. - P. 277294

100. Sensitivity studies on IRIS 2010 bending wall / Saarenheimo A. [et al.] // SMiRT 21,6-11 November, 2011. - New Delhi, India: 2011. - P. 8.

101. Прокопович, A.A. Сопротивление изгибу железобетонных конструкций с различными условиями сцепления продольной арматуры с бетоном: автореф. дисс. ... докт. техн. наук / А.А. Прокопович. - Самара, 2000. - 32 с.

102. CEB-FIP Model code 1990. Comité Euro-international du beton. -London, 1993.-437 p.

103. Васильев, П.И. Работа приопорных зон преднапряженных балок, не имеющих сцепления арматуры с бетоном / П.И. Васильев, JI.A. Рочняк, JI.B. Образцов // Бетон и железобетон. - 1982. - №8. - С. 24-25.

104. Трещиностойкость, жесткость, предварительно напряженных балок не имеющих сцепления арматуры с бетоном / П.Р. Васильев [и др.]. -Л.-Брест, 1986.

105. Maaddawy Т. Е. Analytical model to predict nonlinear flexural behavior of corroded reinforced concrete beams / T. E. Maaddawy, K. Soudki, T. Topper // ACI Structural Journal. - 2005. - Vol. 102, No. 4. - P. 550-559.

106. Maaddawy T. E. Performance evaluation of carbon fiber-reinforced polymer-repaired beams under corrosive environmental conditions / T. E. Maaddawy, K. Soudki, T. Topper // ACI Structural Journal. - 2007. - Vol. 104, No. l.-P. 3-11.

107. Maaddawy T. E. Lond-term performance of corrosion-damaged reinforced concrete beams / T. E. Maaddawy, K. Soudki, T. Topper // ACI Structural Journal. - 2005. - Vol. 102, No. 5. - P. 649-656.

108. Mangat, P. S. Flexural strength of concrete beams with corroding reinforcement / P. S. Mangat, M. S. Elgarf// ACI Structural Journal. - 1999. -Vol. 96,No. l.-P. 149-159.

109. Пособие по проектированию предварительно напряженных железобетонных конструкций из тяжелых и легких бетонов (к СНиП 2.03.01-84). - М.: Госстрой СССР, 1988 - 192 с.

110. Заключение о техническом состоянии и пригодности к дальнейшей эксплуатации и реконструкции производственной части бумфабрики №2 в осях 1-44, А-П. Шифр О109-02-И0. - Пермь, ООО НПФ «Надежность». 2009. - 35 с.

111. Серия ИИ23-1 Железобетонные ригели пролетом 6 м с полками для опирания плит. - Утв. 29.08.1964. - М. Госстрой СССР. 1964. -23 с.

112. Вандаловская, JI.A. Кинетика нейтрализации бетона в газовоздушной среде прядильного цеха вискозного производства / JI.A. Вандаловская - Киев, 1972. - С. 57-62.

113. Алексеев С.Н. Влияние трещин в бетоне на интенсивность коррозии арматуры железобетонных конструкций / С.Н. Алексеев, В.И. Новгородский // Бетон и железобетон. - 1964. -№11.-С511-513.

114. Серия 1.020-1/87. Конструкции каркаса межвидового применения для многоэтажных общественных, производственных и вспомогательных зданий. Вып. 3-11. Ригели высотой 450 мм с ненапрягаемой арматурой класса А-Шв и Ат-IVC для опирания многопустотных плит перекрытий. - Утв. 25.12.1992. - М. Минстрой России. 1992. - 64 с.

115. Гигиенический норматив ГН 2.2.5.1313-03. Предельно допустимые концентрации (ПДК) вредных веществ в воздухе рабочей зоны. -Введ. 15.06.2003.- 108 с.

116. Р2.2.2006-05. Руководство по гигиенической оценке факторов рабочей среды и трудового процесса. Критерии и классификация условий труда. - Введ. 01.11.2005. - 87 с.