CC BY
143
УДК 624.012.45: 620.193
Никитин Станислав Евгеньевич
ФГАОУ ВО "Санкт-Петербургский политехнический университет"
Россия, Санкт-Петербург1
Инженерно-строительный институт, кафедра Строительной механики и строительных конструкций
Кандидат технических наук, доцент E-Mail: [email protected]
Белов Вячеслав Вячеславович
ОАО "Атомпроект" Россия, Санкт-Петербург Главный специалист Доктор технических наук, профессор E-Mail: [email protected]
Прогнозирование срока службы железобетонных конструкций транспортных сооружений
Аннотация. В статье рассматриваются основные виды воздействия агрессивных сред природного и техногенного происхождения на конструкции транспортного хозяйства. Отмечается актуальность разработки методологически единых подходов к оценке эксплуатационных и предельных состояний железобетонных элементов при одновременном воздействии силовых нагрузок и агрессивных сред. Предлагается диахронная модель деформирования коррозионно-поврежденных изгибаемых железобетонных элементов с макротрещинами (швами). Приводятся результаты численных экспериментов. Проводится верификация предлагаемой модели с лабораторными экспериментами различных авторов. Обсуждается возможность прямой оценки проектного и остаточного ресурса элементов. Предлагается графоаналитическая методика определения проектного ресурса вновь возводимых и остаточный ресурс эксплуатируемых изгибаемых железобетонных конструкций. На базе диахронной модели сопротивления железобетонных элементов выполнена оценка проектного ресурса типовых изгибаемых железобетонных балок, работающих в агрессивных газовоздушных средах. Производится подбор конструкции изгибаемой балки, работающей в агрессивной среде с требуемым сроком службы. Обсуждается возможность повышения долговечности за счет повышения класса прочности бетона, назначения класса бетона по водонепроницаемости, усиления армирования или применения вторичной защиты. Обосновывается 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.
Ключевые слова: железобетон; долговечность; срок службы; коррозия; блочная модель; диахронная модель; нормальные трещины.
1 195251, Санкт-Петербург, Политехническая, 29, Инженерно-строительный институт, кафедра Строительной механики и строительных конструкций
Актуальность
Затраты на ремонт и усиление строительных конструкций, испытывающих воздействие агрессивных атмосферных и производственных сред, превышают 5% мирового валового продукта. В Российской Федерации ущерб оценивается в настоящее время в 20^25 млрд. рублей ежегодно. Недостаточная эффективность парирования этой глобальной угрозы обусловлена в том числе и неполнотой современной научно-методической базы. Нормами проектирования бетонных и железобетонных конструкций влияние агрессивных сред и режимов на сопротивление железобетона учитывается косвенно и чрезмерно обобщенно (аппарат коэффициентов надежности). Прямая оценка проектного ресурса возводимых либо остаточного ресурса эксплуатируемых зданий и сооружений из железобетона существующими Нормами не регламентируется. Акцентация на защите конструкций от коррозии либо преодолении последствий коррозионных повреждений сдерживает рациональное использование ресурсных возможностей железобетона и зачастую экономически не оправдано из-за чрезмерности затрат и ограниченности срока службы сооружения. Помимо материальных издержек нерешенность вопросов прогнозирования предельных состояний железобетонных конструкций при совместных силовых и средовых воздействиях чревата гуманитарным и экологическим ущербами. О наличии неуправляемых технических рисков прямо свидетельствует неблагополучная статистика аварий и чрезвычайных ситуаций на строительных объектах.
В статье представляются результаты комплексного анализа экспериментальных и теоретических исследований изменения характеристик бетона, арматуры и их контактного взаимодействия, прочности и жесткости изгибаемых железобетонных элементов под воздействием агрессивных сред природного и техногенного происхождения. Междисциплинарный и системный характер проблем обусловил ограниченность предложений по развитию механики железобетона с коррозионными повреждениями (В.М. Бондаренко, И.Г. Овчинников, А.И. Попеско, A. Castellani, D. Coronelli). До сих пор мало исследованы особенности корродированного сцепления арматуры с бетоном (J. Rodriguez, H. Schlune). В ущерб надежности проектных решений комплексный подход к оценке сопротивления железобетонных элементов силовым и агрессивным средовым воздействиям заменяется преимущественно решением задач частного вида (А.А. Землянский, Л.М. Пухонто, Б.А Ягупов, G. Horrigmoe и др.). Сохраняется актуальность разработки прикладного метода оценки эксплуатационного состояния, несущей способности и проектного/остаточного ресурса коррозионно-поврежденных железобетонных элементов.
В отдельное направление можно выделить нормативные документы и исследования, направленные на оценку долговечности транспортных сооружений. Строительные конструкции транспортных сооружений при переменных статических и динамических нагрузках подвержены циклам увлажнения-высыхания и замораживания-оттаивания, многократным проливам масел и обработкам соляными составами.
Определение предельных сроков службы железобетонных пролетных строений транспортных сооружений с учетом специфики данных воздействий предлагается проводить по ведомственной методике2. Среди научных трудов можно выделить исследования А.И. Васильева [1] Б.В. Савчинского [2], Л.И. Иосилевского, И.В. Федулова [3], А.А. Потапкина [4]. Отличительными чертами данных работ являются глубокая специализация использования и
2 Методика расчетного прогнозирования срока службы железобетонных пролетных строений автодорожных мостов. [Текст]: утв. М-вом транспорта Рос. Федерации 18.04.01: ввод в действие с 18.04.01. - М: Транспорт, 2001. -140 с.
Интернет-журнал «НАУКОВЕДЕНИЕ» Выпуск 5 (24), сентябрь - октябрь 2014
http://naukovedenie.ru [email protected]
частные наборы эмпирических коэффициентов, затрудняющие применение моделей в широкой практике железобетонных конструкций.
Диахронная модель
Предлагается диахронная модель сопротивления и методика оценки эксплуатационного и предельного состояний изгибаемых поврежденных коррозией железобетонных элементов различного профиля с поперечными трещинами. Здесь термин «диахронность», происходящий от древнегреческих «через» и «время», указывает на способ изучения явлений и систем в их историческом развитии. Изгибаемый элемент рассматривается детерминированно как регулярная контактная система деформируемых блоков, разделенных равноотстоящими трещинами изменяемого шага. Смежные блоки взаимодействуют в области сохраняющего сплошность бетона, а также посредством сжатой и растянутой стержневой арматуры. При этом напряженно-деформированное состояние нетрещиностойкого элемента является циклически симметричным относительно характерных сечений двух типов: с трещинами (1=±Ц) и равноудаленных от смежных трещин-близнецов (1=0) (рис. 1).
расслоение сечения
коррозионно-поврежденный бетон Р^3
бетонной обоймы
Рис. 1. Схема элемента при силовых и коррозионных воздействиях
Проблема определения напряженно-деформированного состояния элемента сводится к решению задачи для симметричной половины характерного блока. Диахронная модель построена на основе «метода двух сечений» - инженерно-ориентированного варианта блочно-контактной модели сопротивления железобетона. При таком подходе расчетные зависимости в рамках одномерной задачи строятся только для «опорных» сечений 1=±L и 1=0 (рис. 2). Необходимая взаимосвязь расчетных сечений обеспечивается только посредством краевых деформаций.
С этой целью эпюра относительных деформаций крайнего сжатого волокна бетона еЬ(1) представляется состоящей из двух частей: прямоугольной с высотой е™ (е™ - деформации сжатого бетона в сечении 1=0) и криволинейно-треугольной с высотой Аеь = еь — еЬ при 1=ь (рис. 3). Аналогичный прием использован для оценки деформаций растянутой арматуры по
Рис. 2. К определению смещений крайнего сжатого волокна бетона
£
т
е
ь
I
длине блока. При этом учитывается мнение ряда исследователей (в частности, Ю.П. Гущи, Е.Н. Пересыпкина), что, в отличие от площади, вид функции сцепления арматуры с бетоном тсц = f (x) мало влияет на значения относительных деформаций бетона sb и арматуры ss в
сечении с трещиной и на высоту сжатой зоны х. Таким образом, для оценки смещений Ub и Us имеем функциональные зависимости:
ub=smL+(sb-sm )• l, (i)
us =sfl + (ss-sm )• l , (2)
где ab = , as = —--коэффициенты полноты эпюр sb(l) и ss(l).
sb,ul ss,el
Stl ГТТТГП~ГГГт-пгп-п Sb
а) б) в)
Рис. 3. Расчетный блок с эпюрами: а) перемещений, б) относительных деформаций, в) внутренних усилий
Постулируя вследствие симметрии относительно сечения с трещиной (l=±L) плоскую форму контакта блоков, изменение продольных перемещений иЬ(у) в зоне сплошного бетона, а также их связь с осевыми перемещениями продольной арматуры и принимается линейной по высоте сечения:
^ = . (3)
и Ь - х - а
В центральном сечении (/=0) расчетного блока принимается линейное распределение по высоте элемента h продольных относительных деформаций бетона:
ет и - кт
= и и (4)
т ит
ь.ч п\Л
Деформации сжатой арматуры е' и е[т (рис. 2) принимаются равными деформациям сжатого бетона, соответственное, и 1 вплоть до достижения предельной сжимаемости бетона
еъ и/.В центральном сечении деформации растянутой арматуры и растянутого бетона считаются совместными только до е£ =еык. После е£ >еъгк, имея в виду образование при стесненных деформациях системы неслитных микротрещин, используется условный прием: совместность деформаций растянутой арматуры и бетона нарушается при ограничении максимальных деформаций арматуры =Ез,е/.
Следуя рекомендациям действующих СНиП, деформирование растянутой и сжатой стержневой арматуры при М<Ми/г ограничивается линейно-упругой областью. Работа бетона в условиях одноосного напряженного состояния описывается расчетной диаграммой деформирования:
(У) = Еъ еь (У)■[!-У-еЪ (у)],
где у=1/2еък (у=1/2еъя) - характеристика нелинейных деформаций, еъя и еъгя-деформации при пиковых напряжениях Къ и Къг.
Основными факторами негативного влияния агрессивных воздействий на железобетонный элемент являются:
• деградация прочностных и деформационных свойств сжатого и растянутого бетона;
• коррозия арматурных стержней;
• повреждения сцепления растянутой арматуры с бетоном.
Изменение геометрических и механических параметров бетона и их комбинаторика зависят от направленности агрессивного воздействия по отношению к сторонам сечения, а также вида и интенсивности агрессии. В общем случае вариации свойств бетона по глубине моделируются по трехзонной схеме (рис. 4):
• полностью разрушенный бетон (уменьшение начальных габаритов сечения);
• слой частично-поврежденного бетона (у боковых граней сечения со стороны сжатой 5г и/или растянутой 8ъ зоны сечения), в пределах которого деформационные (Еъ, еъи/, еъш/, еъя, еъгя) и прочностные (Къ, Къ?) характеристики линейно изменяются от нулевого (минимального) до номинального значения;
• неповрежденный бетон, сохранивший номинальные характеристики.
При отсутствии полностью разрушенного бетона, пониженные характеристики краевых волокон бетона эксплуатируемых сооружений устанавливаются по результатам технического обследования. Для проектируемых сооружений аналогичные параметры определяются в соответствии с принятыми моделями деградации (например, диссипативная модель В. М. Бондаренко, степенные функции А. И. Попеско [6]).
Одновременно, за счет снижения начального модуля деформации Еъ, сопротивлений Къ, Къг и базовых деформаций еъя и еъ и/ в пределах коррозионно-поврежденного слоя трансформируются исходные диаграммы деформирования сжатого и растянутого бетона (рис. 5).
й :
с^)
(8ь)
/еёГ=к-у,к<1
¥
Рис. 4. Зонирование бетона у поверхностей элемента (у -обобщенная характеристика)
бы бьм и1 ^--т---г
Rbt
У °Ы
Рис. 5. Трансформация диаграмм деформирования бетона при сжатии и растяжении
К
с^г Ь*
Равномерная и питтинговая коррозия металла [12] отражается независимым либо согласованным (в зависимости от направленности и характера агрессивного воздействия) уменьшением площади исходных поперечных сечений растянутой и сжатой Ларматуры с учетом неравномерности коррозии арматуры по длине блока. Учитывается влияние уровня напряжений и вида напряженного состояния на степень коррозии. Так, усиленная деструкция бетона имеет место в сечении с трещиной. За счет прямого доступа агрессивных сред через раскрытую трещину здесь формируется и локальный максимум потери сечения площади растянутой арматуры (рис. 1).
Коррозионные повреждения контактной системы «арматура-бетон» обусловлены суперпозицией избыточного давления продуктов коррозии арматуры, превышающих первоначальный объем металла в 2-4 раза, и расклинивающего эффекта при выходе профилированного арматурного стержня из бетона. Сложные физические процессы отражаются путем трансформации закона сцепления и снижения длины активного сцепления.
Локальный закон сцепления «Тсц - g» трансформируется в соответствии с предложением И Schlune [7] за счет введения дополнительных смещений арматуры
относительно бетона Ag=m■Sd, где 8<— глубина коррозии арматуры, т - эмпирический коэффициент. При этом формально исходный график « Тсц—§» как жесткое целое смещается на Ag в отрицательную область оси абсцисс.
Существенным фактором является раскалывание бетонной обоймы арматуры с соответствующим уменьшением участка активного сцепления. При этом по разным источникам остаточные касательные напряжения сцепления Тост оцениваются от 0,4- Ттах (CEB-FIP
199°, Ттах- пр°чность сцепления) до нуля Рис. 6. Красчету длины трещины
(А.А. Прокопович). раскалывания
Длина трещины раскалывания (А<1) (рис. 6) в предположении линейного
распределения взаимных смещений арматуры и бетона по длине стержня равна:
ß = 1 -
gc
= 1 -
gi
gcrc - m ■ Öd gL
(5)
где gcrс - смещение арматуры, вызывающее раскалывание бетонной обоймы при отсутствии коррозионных воздействий.
Критерием образования
вторичных продольных трещин, исходящих из вершин поперечных и обусловливающих прогрессирующее расслоение элемента, принимается: Ospl=Rbt (рис. 7). Здесь нормальные напряжения откола сжатой зоны бетона в соответствии с предложением Е.Н. Пересыпкина определяются в долях от краевых сжимающих напряжений над пионерной трещиной оь: Ospl=k -ab, k=f(x/h) при Lcrc=2h.
Ob
^—1—I—L 1 1 11 II LXJ-J-^-
Lcrc
Ospl
Рис. 7. Расчетная схема расслоения элемента
Ширина раскрытия трещины acre и шаг трещин Lcrc определяются с использованием мультиплексной модели сцепления [9]:
1
a„„ = — •
3
2 6- т
f г- 2•т
е--— •L
max V
3
(6)
R,
где 3 = Es ■ ds ■ —;
E.
L_ =
es_^jem I•3 2• т
(7)
Математическая модель сопротивления поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных элементов с магистральными трещинами представляет собой систему нелинейных алгебраических уравнений из условий статической эквивалентности ЕК = 0, ЕМ = 0 и условий совместности (1) и (2) для характерных сечений [10].
Так, система уравнений, для сечения с трещиной имеет вид:
j b(y)ob (y)dy + j b(y)ar (y)dy + e'sEsÄs -esEsAs - N = 0
Jb(y)°b (y)[\ - a + У^jdy + jb(y)a? r (У)\
h \ h
— - a + y Idy + es EsAs(h - a - a) - N (— - а) - M = 0
U h - h - а
U
h
(8)
3
Неизвестными в разрешающей системе уравнений являются: высота сжатой зоны бетона xc, относительные деформации наиболее сжатого волокна бетона вь и растянутой арматуры Ss в сечении с трещиной l=L, и три аналогичных параметра в центральном сечении l=0 (xm, smb, Sms).
Расчетная процедура начинается с анализа центрального сечения (l=0) при заданном изгибающем моменте М и нормальной силе N. Исходными данными здесь являются:
• геометрические характеристики сечения и параметры армирования;
• прочностные и деформационные характеристики бетона и арматуры;
• локальные параметры коррозионного повреждения бетона и арматуры
/от от от от \
(st ,sb л , и sd).
Относительная высота сжатой зоны элемента относительная деформация сжатого бетона sbm и растянутой арматуры sSm в среднем сечении l=0 используются далее при определении основных неизвестных задачи в сечении с трещиной l=±L. Для этого при тех же внутренних усилиях М и N, геометрических характеристиках сечения и параметрах армирования решается система (8) с заданными параметрами коррозионных повреждений бетона и арматуры в сечении l=±L. Далее, зная для сечения с нормальной трещиной относительную высоту сжатой зоны относительную деформацию сжатого бетона Sb и растянутой арматуры Ss , вычисляются ширина раскрытия (6) и шаг (7) поперечных трещин,
локальная кривизна элемента р = Р = U^ = —U-. При необходимости (¡0) длина
2 • L x h - x - a
участка активного сцепления (1-¡)L уточняется методом простой итерации.
Полученный комплекс параметров напряженно-деформированного состояния бетона и арматуры в пределах расчетного блока позволяет с методологически единых позиций оценивать расширенную номенклатуру предельных состояний элемента:
• достижение растянутой арматурой в трещине предела текучести, Ss = Ss,el, (при коррозионном повреждении арматуры Ss = Ssdegr);
• исчерпание несущей способности сжатого бетона в сечении с трещиной, Sb = Sb,ui (при коррозионном повреждении бетона Sb = ef^fr;
• откол защитного слоя бетона и потеря сцепления арматуры с бетоном, ¡3=1;
• расслоение сечения вторичными продольными трещинами, Cspl = Rbt;
• чрезмерное раскрытие нормальной трещины, acrc = acrc,ul;
• чрезмерный угол поворота (р = (ры и/или прогиб f=ful.
Определение ресурса железобетонных изгибаемых элементов
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 [11 - 18].
Предлагаемая диахронная модель деформирования позволяет определить напряженно-деформированное состояние эксплуатирующихся железобетонных элементов и остаточный срок их эксплуатации. Расчет проводится в следующей последовательности:
1. На основании данных технического обследования определяются фактические характеристики и параметры бетона и арматуры в зонах с трещинами и за их пределами, габариты сечения, параметры повреждения бетона и арматуры, шаг и ширина раскрытия трещин, наличие расколов и расслоений.
2. Определяется напряженно-деформированное состояния элемента, предельного момента Mult тек, шага и ширины раскрытия трещин acre, прогиба f, наличие расколов и расслоений на текущий момент времени W.. При превышении Mult тек требуемого изгибающего момента Мпроект, ширине раскрытия трещин менее допустимой нормируемой, не превышения предельного прогиба fult и сохранения сплошности элемента производится дальнейший расчет. При фиксации возможности наступления предельного состояния хотя бы по одному из параметров делается вывод о необходимости усиления или замены элемента.
3. На основании данных об агрессивной среде эксплуатации по моделям деградации бетона арматуры определяется дальнейшая кинетика физико-механических свойства материалов для моментов времени ti, t2 и т. д. (рис. 8).
4. Определение напряженно-деформированного состояния элемента и предельного момента Mult i, Mult 2 и т.д. и всех других факторов наступления предельных состояний во время соответственно ti, t2 и т.д.
5. Определение остаточного ресурса ^ст железобетонного элемента по следующей
схеме:
Рис. 7. Схема определения остаточного ресурса железобетонного элемента по графику предельного момента
Аналогично определяется наступление предельных состояний по другим предельным факторам.
По результатам расчета принимается решение о необходимости усиления рассматриваемого элемента или использовании вторичной защиты.
Внедрение при проектировании
На базе диахронной модели сопротивления железобетонных элементов выполнена оценка проектного ресурса типовой изгибаемой железобетонной балки, работающей в агрессивной промышленной газовоздушной среде3.
Рассматривается железобетонная балка марки РДП4.56-70 ЛШв по серии 1.020-1/87 выпуск 3-11 «Ригели высотой 450 мм с ненапрягаемой арматурой класса А-Шв и Ат-ГУС для опирания многопустотных плит перекрытий». Длина ригеля 5560 мм, расчетный пролет 5400 мм, высота сечения 450 мм, расчетная ширина 300 мм, армированием ненапрягаемой арматурой ЛГГГв, класс бетона В30 (рис. 9).
Рис. 8. Ригель РДП 4.56-70 АШв
Для используемого класса бетона выполнен прогноз роста глубины нейтрализации бетона и корродирования арматуры от времени (таблица 1).
Таблица 1
Прогнозируемые коррозионные повреждения ригеля РДП 4.56-70 AIПв.
№ Длительность Глубина Глубина коррозии Глубина коррозии
эксплуатации, лет нейтрализации арматуры в арматуры в
бетона, мм трещиностойком нетрещиностойком
бетоне, мм бетоне, мм
1 1 2,0 0,008 0,019
2 3 4,0 0,043 0,057
3 5 4,3 0,117 0,171
4 10 5,69 0,119 0,342
5 20 8,51 0,12 0,684
6 50 13,3 0,12 1,71
Фронтальность нейтрализации бетона принимается со стороны растянутой зоны и с боковых граней сечения.
3 Гигиенический норматив ГН 2.2.5.1313-03. Предельно допустимые концентрации (ПДК) вредных веществ в воздухе рабочей зоны. - Введ. 15.06.2003. - 108 с.
Время инициации коррозии растянутой арматуры при заданных условиях эксплуатации прогнозируется 9 месяцами.
Результаты расчетов по диахронной модели представлены в таблице 2.
Таблица 2
Расчетная несущая способность ригеля РДП 4.56-70 AШв.
№ Длительность эксплуатации, лет Прогнозируемая несущая способность, кН-м Снижение несущей способности, %
1 - 259 -
2 1 258,5 0,2
3 3 257,5 0,5
4 5 255,7 1,4
5 10 251 2,5
6 20 244,5 5,1
7 50 225,5 12,4
Выполненный расчет показал, что даже при обеспечении предельно допустимых концентраций содержания паров щелочей, кислот и других агрессивных газов в воздухе рабочей зоны, прогнозируется снижение несущей способности железобетонных элементов на 12,4% за 50 лет. Данное снижение необходимо учитывать при подборе ригеля на заданную проектную нагрузку.
280
270
± 260
I 250 х ю
8 240
0 с
к 230 л
=т
^ 220
01 х
210 200
013
Длительность
Рис. 9. Прогнозируемая несущая способность ригеля РДП 4.56-70 АШв
Таким образом, при проектной нагрузке 70 кН/м, вызывающей максимальный изгибающий момент в середине пролета 255,15 кН м, при указанном воздействии агрессивной среды срок службы ригеля составит 6,5 лет (рис. 10). Следовательно, при использовании данного ригеля при проектировании для требуемого ГОСТ срока эксплуатации 50 лет необходимо применение вторичной защиты.
На рис. 11 и рис. 12 приведена зависимость относительной высоты сжатой зоны, приведенных деформации сжатого бетона и растянутой арматуры от относительного
5 10
эксплуатации, лет
20
50
изгибающего момента для ригелей с разной длительность эксплуатации. Результаты расчетов показывают, что элементы являются нормально армированными, разрушение будет
^ шЪ, nos, q
(а)
Î; шЬ, tos, q
(Ь)
- lîthoChï сльнал высота 11жатОЙ зоны
--ири&еденнал дефюрмацнл инатого бетона
---приведенная деформацнл растянутой арматуры
- крнйнДна племен IА
.....момен I I plu, и н ооё разован ин
.....IIРВД4£Пьн ын момен I по СП
-----граннч нал относит ольнал высота <1жатой зоны ^ по СП
Рис. 10. Зависимость относительной высоты сжатой зоны, приведенные деформации сжатого бетона и растянутой арматуры от относительного изгибающего момента: а) неповрежденная балка, Ь) срок эксплуатации 5 лет
Рис. 11. Зависимость относительной высоты сжатой зоны, приведенные деформации сжатого бетона и растянутой арматуры от относительного изгибающего момента при
сроке эксплуатации: a)20 лет, Ь) 50 лет
0,385
0,38
§ 0,375
1 0,37
е
1- 0,365
и т 5 0,36
к с а 0,355 0,35
0,345 0 1 3 5 10 20 Длительность эксплуатации, лет
5 0
Рис. 12. Прогнозируемое раскрытие трещин ригеля РДП 4.56-70 АШв
Длительность эксплуатации, лет
Рис. 13. Прогнозируемый прогиб ригеля РДП 4.56-70 АШв
Снижение прогибов балки (рис. 14) и уменьшение ширины раскрытия трещин (рис. 13) говорит о проявлении охрупчивания.
Расчет по предлагаемой модели позволяет произвести подбор конструкции изгибаемой балки, работающей в агрессивной среде с требуемым сроком службы.
Заключение
Основными достоинствами диахронной модели сопротивления являются:
• отказ от априорного задания схемы разрушения элемента;
• учет коррозионных повреждений бетона и арматуры, в том числе с учетом влияния неравномерности повреждений на шаге трещин;
• возможность определения проектного и остаточного ресурса элемента;
• расчетное обеспечение однородной долговечности элементов (за счет обеспечения одновременности наступления локальных предельных состояний) и конструкции в целом (путем обеспечения равного ресурса составляющих её элементов);
• уточненная оценка несущей способности переармированных элементов;
• расчет ширины раскрытия нормальных трещин на расширенном диапазоне изменения изгибающих моментов;
• количественная оценка «охрупчивания» разрушения коррозионно-поврежденных элементов, которое сопровождается обманчивым снижением прогибов и раскрытий нормальных трещин;
• обоснование необходимости применения вторичной защиты.
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.
ЛИТЕРАТУРА
1. Васильев А.И. Оценка коррозионного износа рабочей арматуры в балках пролетных строений автодорожных мостов/ А.И. Васильев // М.: Бетон и железобетон, 2000.
2. Костюченко, С. М. Обеспечение эксплуатационной надежности и долговечности железобетонных конструкций автодорожных мостов. / С. М. Костюченко, Б. В. Савчинский // Автомобильные дороги и дорожное строительство. - 2002. — К.: НТУ. - № 64. - С. 147-149.
3. Иосилевский Л.И. Прогнозирование сроков службы железобетонных пролетных строений./Л.И. Иосилевский, И.В. Федулов //Путь и путевое хозяйство. -1997. № 8. С. 11 - 14.
4. Потапкин А.А. Оценка ресурсов мостов с учётом дефектов и повреждений. / А.А. Потапкин // М.: Вестник мостостроения, 1997.-с. 22-23.
5. Москвин, В.М. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты / В.М.Москвин [и др.]; под общ. ред. В.М.Москвина. - М.: Стройиздат, 1980. - 536 с., ил.
6. Попеско, А. И. Работоспособность железобетонных конструкций, подверженных коррозии / А.И. Попеско - СПб.: СПб гос. архит.-строит. ун-т., 1996. - 182 с.
7. Schlune, H. Bond of Corroded Reinforcement. Analytical description of the bond-slip response. / H. Schlune, Chalmers University of Technology. Master's thesis 2006:107. - Göteborg, Sweden.: 2006. - 85 p.
8. Belytschko, 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.
9. 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.
10. Белов, В.В. Диахронная модель деформирования коррозионно-поврежденных железобетонных элементов с трещинами / В.В. Белов, С.Е. Никитин // Вестник гражданских инженеров СПбГАСУ. - 2011. - № 4. - С. 18-25.
11. Belov. V.V., Nikitin. S.E. Durability of Reinforced Concrete Elements in Aggressive Environment // Proceedings of the Twenty-third (2013) International Offshore and Polar Engineering. Anchorage, Alaska, USA, June 30 - July 5, 2013. - Vol. 4. - P. 142-147.
12. Овчинников, И.Г. Модели поведения железобетонных элементов конструкций в условиях воздействия хлоридсодержащих сред / И.Г. Овчинников, В.В. Раткин, А.А. Землянский. - Саратов: СГТУ, 2000. - 232с.
13. Овчинников И.Г., Инамов Р.Р., Гарибов Р.Б. Прочность и долговечность железобетонных конструкций в условиях сульфатной агрессии. Изд-во СГУ. Саратов, 2001.163 с.
14. Овчинников И.Г., Раткин В.В., Гарибов Р.Б. Работоспособность сталежелезобетонных элементов конструкций в условиях воздействия хлоридсодержащих сред (монография). Изд-во СГУ. Саратов, 2002.155 с.
15. Овчинников И.Г., Кривцов А.В., Скачков Ю.П. Влияние хлоридсодержащих сред на прочность и долговечность пластин на упругом основании . Изд-во. ПензГАСА. Пенза. 2002. 214 с.
16. Овчинников И.Г.,Дядькин Н.С. Расчет элементов конструкций с наведенной неоднородностью при различных схемах воздействия хлоридсодержащих сред . Изд-во СГТУ. Саратов, 2003. 220 с.
17. Маринин А.Н., Гарибов Р.Б., Овчинников И.Г. Моделирование напряженно-деформированного состояния железобетонных элементов конструкций в условиях хлоридной коррозии и карбонизации. Саратов. Издат. Центр «Рица». 2008. 296 с.
18. Мигунов В.Н., Овчинников И.Г. Длительные экспериментальные исследования влияния продольных трещин в защитном слое бетона на изменение долговечности, кратковременной жесткости и прочности внецентреннно сжатых с малым эксцентриситетом строительных обычных железобетонных элементов//Известия вузов. Строительство. 2010. №2, с.125 - 130.
Рецензент: Заместитель Председателя Поволжского отделения Российской академии транспорта, академик РАТ, доктор технических наук, профессор Овчинников Игорь Георгиевич.
Stanislav Nikitin
Saint-Petersburg Polytechnic University Russia, Saint-Petersburg E-Mail: [email protected]
Vyacheslav Belov
JSC "Atomproject" Russia, St.Petersburg E-Mail: [email protected]
Reinforced Concrete Construction Durability Estimation of Transport Constructions
Abstract. In the paper the main types of corrosive environments of natural and anthropogenic origin in the construction of transport facilities are considered. The necessity of development of methodologically equal approaches to estimation of service and limit state of reinforced concrete elements is marked with combined mixing of influence of power loadings and corrosion environment. The diachronic deformation model of the corrosion-damaged bended reinforced concrete elements with macrocracks (joints) is offered. Results of numerical experiments are shown. Verification with laboratory experiments of different authors is developed. Possibility of a direct estimation of a design residual life of elements is discussed. Graphical-analytical methodic of project or remaining durability calculation of bended concrete constructions is suggested. On the basis of Diachronic model of resistance of reinforced concrete elements durability of typical bended reinforced concrete beams in corrosive gas environment is estimated. The selection of bended beams operating in aggressive environments with the required service life has been made. The possibility of durability increasing by increasing the strength or waterproofing class of concrete, reinforcement area or using of the secondary protection is discussed. Increasing the economic efficiency of the design decisions by providing a equal service life of reinforced concrete structures with synchronization design life of individual zones, elements and parts of buildings and structures is substantiated.
Keywords: reinforced concrete; durability; service life; corrosion; block model; diachronic model; orthogonal cracks.
REFERENCES
1. Vasilyev A.I. Ocenka korrozionnogo iznosa rabochey armatury v balkah proletnyh stroeniy avtodorojnyh mostov / A.I. Vasilyev // M.: Beton i jelezobiton, 2000.
2. Kostuchenko S.M. Obespechenie expluatacionnoy nadejnosti I dolgovechnosti jelezobetonnyh konstrukciy avtodorojnyh mostov. / S.M. Kostuchenko, HroMro Savchinsky// Avtomobilnye dorogi i dorojnoe stroitelstvoTpomenbCTBO. - 2002. — K.: NTU. - № 64. - s. 147-149.
3. Iosilevsky L.I. Prognozirovanie srokov slujby jelezobetonnyh proletnyh stroeny/L.I. Iosilevsky, I.V. Fedulov //Put i putevoe hozyaistvo. -1997. № 8. s. 11 - 14.
4. Potapkin A.A. Ocenka resursov mostov s uchetom defektov I povrejdeny / A.A. Potapkin// M.: Vestnik mostostroeniya, 1997.- s. 22-23.
5. Moskvin V.M. Korroziya betona I jelezobetona, metody ih zashity/ V.M. Moskvin [i dr.]; pod obsh. red. V.M. Moskvina. - M.: Stroyizdat, 1980. - 536 s.,
6. Popesko A.I. Rabotosposobnost jelezobetonnyh konstrukciy, podverjennyh korrozii / A.I. Popesko - SPb.: Spb gos. Arhit.-stroit. un-t., 1996. - 182 s.
7. Schlune, H. Bond of Corroded Reinforcement. Analytical description of the bond-slip response. / H. Schlune, Chalmers University of Technology. Master's thesis 2006:107. - Göteborg, Sweden.: 2006. - 85 p.
8. Belytschko, 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.
9. 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.
10. Belov. V.V. Diahronnaya model deformirovaniya korrozionno-povrejdennyh jelezobetonnyh elementov s treshinami/ V.V. Belov, S.E. Nikitin // Vestnik grajdanskyh injenerov. SPbGASU. - 2011. - № 4. - s. 18-25.
11. Belov. V.V., Nikitin. S.E. Durability of Reinforced Concrete Elements in Aggressive Environment // Proceedings of the Twenty-third (2013) International Offshore and Polar Engineering. Anchorage, Alaska, USA, June 30 - July 5, 2013. - Vol. 4. - p. 142147.
12. Ovchinnikov I.G. Ratkin V.V. Zemljanskij A.A. Modelirovanie povedenija zhelezobetonnyh jelementov konstrukcij v uslovijah vozdejstvija hloridsoderzhashhih sred. Saratov: Sarat. gos. tehn. un-t, 2000. 232 s.
13. Ovchinnikov I.G. , Inamov R.R, Garibov R.B. Prochnost I dolgovechnost zhelezobetonnyh konstrukcij v usloviyah sulfatnoi agressii. Izd-vo SGU.Saratov, 2001.163 s.
14. Ovchinnikov I.G., Ratkin V.V., Garibov R.B. Rabotosposobnost stalezhelezobetonnyh elementov konstrukcij v usloviyah vozdeistviya hloridsoderjashih sred. Izd-vo SGU.Saratov Cry. 2002.155 s.
15. Ovchinnikov I.G., Krivtsov A.V., Skachkov Yu. P. Vliyanie hloridsoderjashih sred na prochnost I dolgovechnost plastin na uprugom osnovanii. Izd-vo PenzGASA. Penza. 2002. 214 s.
16. Ovchinnikov I.G., Dyadkin N.S. Raschet elementov konstrukcij s navedennoy neodnorodnostiu pri razlichnyh shemah vozdeistviya hloridsoderjashih sred. Izd-vo SGTU.Saratov. 2003. 220 s.
17. Marinin, A.N., Garibov R.B., Ovchinnikov I.G. Modelirovanie napryajenno-deformirovannogo sostojanya zhelezobetonnyh jelementov konstrukcij v uslovijah hloridnoy korozii I karbonizacii. Saratov: Izdat. Centr «Rica», 2008. 296 s.
18. Migunov V.N. Dlitel'nye jeksperimental'nye issledovanija vlijanija prodol'nyh treshhin v zashhitnom sloe betona na izmenenie dolgovechnosti, kratkovremennoj zhest-kosti i prochnosti vnecentrenno-szhatyh s malym jekscentrisitetom stroitel'nyh obychnyh zhelezobetonnyh jelementov / V.N. Migunov, I.G. Ovchinnikov // Izv. vuzov. Stroitel'stvo. - 2010. - №2. - S. 125-130.
