Содержание к диссертации
Введение
ГЛАВА 1. Цели работы 10
1.1. Постановка задачи 10
1.2. Наследственность и режимное сопротивление бетона деформированию 15
1.3. Влияние режимов и длительности нагружения на прочность материалов 29
1.4. Влияние старения на прочность материалов 33
Выводы (Гл. 1) 40
ГЛАВА 2. Основы прикладных методов нелинейной теории железобетона
2.1. Общие положения 41
2.2. Силовое сопротивление железобетона осевому нагружению 51
2.3. Силовое сопротивление железобетона сжатой зоны изгибаемых элементов 70
2.4. Силовое сопротивление железобетона растянутой зоны изгибаемых элементов 85
Выводы (Гл. 2) 98
ГЛАВА 3. Специфика расчетной модели силового сопротивления железобетона 100
3.1. Расчетные оси поперечных сечений 100
3.2. Напряженно-деформированное состояние сечений и элементов 107
3.3. Сопротивление деформированию 116
3.4. Сопротивление разрушению 120
3.5. Деформирование железобетонных элементов 122
3.6. Сравнение опытных и теоретических результатов 129
Выводы Гл. 3 132
ГЛАВА 4. Исследования силового сопротивления железобетона в условиях коррозионных воздействий 133
4.1. Виды и источники агрессивных воздействий 133
4.2. Коррозионное воздействие среды на бетоп 135
4.3. Основные виды коррозионных повреждений стальной арматуры в железобетонных конструкциях 142
4.4. Аналитическая оценка силового сопротивления железобетона, подверженного повреждению коррозионными воздействиями 148
4.5. Прочность и жесткость сечений железобетонных элементов, частично пораженных коррозией 160
Выводы гл. 4 169
ГЛАВА 5. Повышение несущей способности железобетонных элементов стеснением поперечного деформирования
5.1. Повышение несущей способности косвенным армированием без преднапряжения 170
5.2. Повышение несущей способности косвенным армированием (обжатием) с помощью предварительного натяжения 183
5.3. Методика расчета изгибаемых элементов по образованию трещин с учетом реологии и нелинейности
деформирования материалов 179
5.4. Аналитическая оценка и инженерный расчет предварительно напряженного железобетонного элемента 183
Выводы Гл. 5 217
ГЛАВА 6. Усиление стержневых железобетонных элементов
6.1. Задача восстановления силового сопротивления железобетона, специфика усиления наращиваниям 220
6.2. Расчет анкеровки арматуры в железобетонных конструкциях 224
6.3. Расчет силового сопротивления усиленного железобетонного элемента 232
6.4. Последовательность и алгоритм восстановления силового сопротивления 239
6.5. Экспериментальные исследования 263
Выводы Гл 6 287
Общие выводы 289
Литература
- Влияние режимов и длительности нагружения на прочность материалов
- Силовое сопротивление железобетона сжатой зоны изгибаемых элементов
- Сопротивление деформированию
- Основные виды коррозионных повреждений стальной арматуры в железобетонных конструкциях
Введение к работе
Актуальность работы. Сокращение объемов капитального строительства новых промышленных мощностей, жилищного, коммунального строительства и в то же время значительное увеличение объемов их реконструкции и реновации становится в настоящее время одним из основных направлений в сфере деятельности строительного комплекса страны.
Существующие ограничения сроков службы железобетонных конструкций в различных агрессивных средах диктуют уже в ближайшем будущем увеличение объемов работ по их восстановлению и усилению.
Железобетонные конструкции, в большинстве случаев составляющие несущие части современных зданий и сооружений массового и уникального строительства, наряду с несомненными преимуществами, имеют ряд несовершенств. Выявление, изучение, учет, прогнозирование и адекватный конструктивный ответ на них весьма актуален и особенно необходим в связи возрастающим значением модернизации и реконструкции основных зданий и сооружений. В особенности актуальна оценка несовершенств силового сопротивления железобетонных конструкций, которая, несмотря на наличие многочисленной информации, еще требует дальнейших обобщений.
Реакция материалов на силовые и средовые воздействия взаимосвязаны. Однако, количественно эту взаимосвязь до настоящего времени всеобъемлюще описать не удалось. На практике применяются различные упрощения и гипотезы, важнейшими из которых являются принцип взаимонезависимости и принцип сложения частных деформаций, изучаемых раздельно при некоторых базовых условиях эксперимента. Поэтому назрела необходимость расширить и углубить исследования, весьма существенные для оценки работы бетона и железобетона, особенности их существования и силового сопротивления, ранее недостаточно привлекавшие исследователей.
Долговечность, продление и восстановление сопротивления конструкций зданий и сооружений возрастным, деструктивным, средовым, температурным, гигрометрическим и силовым воздействиям -многомерная проблема, непосредственно увязанная с условиями жизнеобеспечения, безопасностью и вопросами ресурсо- и энергосбережения. При этом материалы, находящиеся в несущих и ограждающих конструкциях, для которых и актуальна проблема долговечности, испытывают одновременно как физические, химические, биологические, климатические и другие несиловые воздействия, так и силовые нагрузки.
В настоящее время развивается создание методов расчета железобетонных конструкций, опирающиеся на базовые данные о силовом
сопротивлении материалов, о наличии несиловых и силовых повреждений,
основанные на принципе критической энергоемкости деформирования.
Таким образом, состояние конструкции оценивается их
работоспособностью и долговечностью.
Данная работа посвящена исследованию, разработке методов прогноза
развития, количественной оценке, расчету и конструктивным ответам на
несовершенства силового сопротивления железобетонных конструкций в
условиях коррозионных повреждений и восстановления несущей
способности.
Реализация результатов работы ориентирована на повышение надежности,
долговечности и восстановление или усиление силового сопротивления
железобетонных конструкций.
Целью работы является построение научно-обоснованных методов
теоретического прогноза вліиния, временного развития, аналитического
учета несовершенств силового сопротивления железобетонных
конструкций в условиях коррозионных повреждений с целью обеспечения
их надежности, долговечности и (при необходимости) усиления.
В соответствии с целью работы осуществлены исследования по:
изучению несовершенств силового сопротивления железобетона и железобетонных конструкций;
учету депланации сечений изгибаемых элементов и раздвоения нейтральных осей деформаций и нулевых осей напряжений в сечениях;
анализу и количественной оценке нелинейности, неравновесности, необратимости, анизотропии деформирования и коррозионной повреждаемости материалов, составляющих железобетонные конструкции;
- изучению особенностей несовершенств силового сопротивления
составляющих компонент железобетона в зависимости от исходной
прочности, режима и длительности нагружения, уровня и вида
напряженного состояния конструкций;
г учету влияния трещин в растянутой зоне неоднородно напряженных железобетонных элементов при кратковременном и длительном приложении нагрузки;
- расчету длительной прочности и длительного деформирования
железобетонных элементов в зависимости от режима и длительности
нагружения;
- разработке вариантов учета уровневой и временной изменчивости
жесткости сечений в условиях коррозионных повреждений и
соответствующего расчета прогибов железобетонных конструкций;
методам расчетной оценки напряженно-деформированного состояния для многокомпонентного сечения железобетонных элементов в условиях нелинейной ползучести;
уточнению расчетов анкеровки закладных деталей в преднапряженных железобетонных конструкциях, связанного с восстановлением (или
повышением) силового сопротивления железобетонных элементов;
-методам и алгоритмам расчета восстановления (или повышения) силового сопротивления железобетонных конструкций с учетом выявленных несовершенств и повреждений. Научную новизну работы составляют:
Метод расчета силового сопротивления железобетонных конструкций с учетом совместного действия нагрузок, коррозионных повреждений, факторов нелинейности, наследственности и реальной работоспособности. В частности:
классификация несовершенств силового сопротивления железобетона и составляющих его компонент;
предложения по учету и оценке значимости депланации сечений при поперечном изгибе и оценка значимости учета раздвоения во времени нейтральной оси деформаций и нулевых осей напряжений при поперечном изгибе;
- предложения и алгоритм по обобщению учета влияния трещин в
растянутой зоне неоднородно напряженных элементов в зависимости от
вида, уровня и длительности нагружения;
предложения и алгоритмы по расчетной оценке длительной прочности и длительного деформирования бетонов в зависимости от режимов нагружения;
предложения по учету уровневой и временной изменчивости жесткости сечений при расчете прогибов (и соответствующих контактных задач) железобетонных конструкций, включая учет влияния коррозионных повреждений;
предложения и алгоритм расчетной оценки напряженно-деформированного состояния многокомпонентных центрально нагруженных конструктивных элементов с учетом нелинейности деформирования и ползучести, при режимных нагружениях, свободные от известных существующих ограничений;
-предложения и аппарат уточненного расчета анкеровки закладных деталей в преднапряженных железобетонных конструкциях;
-предложения по повышению эффективности усиления сжатых железобетонных элементов с помощью стеснения поперечного деформирования;
- предложения и алгоритмы расчета восстановления (или усиления)
железобетонных конструкций с учетом несовершенств силового
сопротивления.
Достоверность результатов работы подтверждается согласованностью с
основными законами силового сопротивления при деформировании и
разрушении конструкций, экспериментальными и тестово-контрольными
оценками.
На защиту выносятся:
- комплекс теоретических результатов работы по учету несовершенств
силового сопротивления материалов и коррозионных воздействий для
элементов железобетонных конструкций, выявленных при
высокоуровневом режимном и длительном нагружении;
-комплекс теоретических уточнений расчета силового сопротивления железобетона, как многокомпонентного объекта нагружения, представленный способами расчета центрально нагруженных элементов, свободного от известных существующих ограничений; способы расчета анкеровки преднапряженных железобетонных конструкций;
-способы оценки несущей способности (1-ое предельное состояние) и деформации (2-ое предельное состояние) железобетонных конструкций при их нормальной работе, восстановлении и усилении. Практическое значение работы заключается:
- в выявлении, классификации и учете основных несовершенств силового
сопротивления и создании способов решения ряда задач теории
железобетона повышенной сложности;
-в разработке аппарата и алгоритмов расчета и оценки влияния анкерных устройств, а также влияние стеснения деформирования на силовое сопротивление железобетона;
-подготовки методов расчета несущей способности и сопротивления силовому деформированию железобетонных конструкций при реконструктивных восстановлениях или усилении зданий и сооружений;
- в использовании результатов в научных исследованиях, при преподавании
курсов железобетонных конструкций в строительных вузах и внедрении
результатов на конкретных объектах.
Апробация работы. Настоящее диссертационное исследование
проводилось автором на кафедре железобетонных конструкций МИКХИС в
рамках научно-технической тематики Российской академии архитектуры и
строительных наук, выполненной на базе Научно-исследовательского
института Строительной физики РААСН. Диссертация заслушивалась,
обсуждалась, и получила одобрение на расширенном заседании кафедры
строительных конструкций Белгородской Государственной
технологической академии строительных материалов и кафедры железобетонных конструкций Московского института коммунального хозяйства и строительства.,
Основные результаты получили положительную оценку на: Всесоюзной научно-технической конференции "Актуальные проблемы строительства" (Воронеж, 1987 г.); Областной научно-технической конференции "Социально-экономические, научно-технические проблемы перестройки строительства и подготовки инженеров-строителей" (Иваново, 1988 г.); VI научно-практической конференции молодых ученых и специалистов ЦНИИПромзданий (Москва, 1988 г.); Научно-технической
конференции молодых ученых и специалистов НИИЖБ Госстроя СССР и
ЦП НТО Стройиндустрии (Москва, 1988 г.); Международной научно-
практической конференции Уральского ПромстройНИИпроекта
(Свердловск, 1988 г.); Международной научно-технической конференции
"Научно-технический прогресс в строительстве" (Брянск, 1989 г.);
Международной конференции по бетону и железобетону "Инженерные
проблемы современного железобетона" (Иваново, 1995 г.); Международной
конференции "Ресурсы и энергосберегающие технологии строительных
материалов, изделий и конструкций" (Белгород, 1995 г.); Международной
научной конференции "Долговечность строительных материалов и
конструкций" (Саранск, 1995 г.); Научной конференции "Развитие малых
городов Центрально-Черноземного региона России" (Воронеж, 1996 г.);
XXI Научно-методической конференции МИКХИС (Москва, 1996 г.);
Международной конференции "Инженерные проблемы современного
бетона и железобетона" (Минск, 1997 г.); Международной конференции
"Промышленность стройматериалов и стройиндустрия, энерго- и
ресурсосбережение в условиях рыночных отношений" (Белгород, 1997 г.);
Международной научно-технической конференции
"Сииергобетонирование изделий и конструкций" (Владимир, 1997 г.); V конференции Межрегиональной ассоциации "Железобетон" (Москва, 1998 г.); Международном конгрессе "Ресурсосберегающие и энергосберегающие технологии реконструкции и нового строительства" (Новосибирск, 1999 г.); Международной научно-практической конференции "Гуманизм и строительство на пороге третьего тысячелетия" (Барнаул, 1999 г.); Международной научно-практической конференции "Передовые технологии в промышленности и строительстве на пороге XXI века" (Белгород, 1999 г.); Научно-практическом семинаре "Проблемы реконструкции и возрождения исторических городов" (Казань, 1999 г.).
Основные положения диссертации изложены в монографии и 42 научных статьях.
Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, шести глав, общих выводов, списка литературы. Работа изложена на 331 странице, в том числе 30 таблиц, 56 рисунков, 425 наименования литературных источников, а также актов о внедрении на 3 страницах.
Влияние режимов и длительности нагружения на прочность материалов
Основы нелинейной механики были заложены еще в прошлом веке Сен-Венаном [419], Г.Кирхгофом [381] и др., а основы теории ползучести - в конце прошлого и начале этого века Л.Больцманом [360], В.Вольтерра [84], В.Фойгтом и др.
Однако теория нелинейного и длительного деформирования развивалась сравнительно медленно как из-за чисто математических трудностей и неприменимости в обычной трактовке ряда упрощающих гипотез (например, принципа аддитивности и закона сохранения энергии), так и ввиду недостаточности накопленных экспериментальных данных. Между тем неотложные задачи инженерной практики требовали кратчайших решений. Поэтому основное развитие получила идеально упругая линейная постановка, позволяющая применять простейшие энергетические теоремы и принцип независимости действия сил. Вместе с тем такая постановка приводила к результатам, которые не только не объясняли ряда известных экспериментальных фактов, но часто даже противоречили им.
Нелинейность деформирования заключается в отсутствии пропорциональной связи между напряжениями и деформациями. Это относится как к деформациям ползучести, так и к упругомгновенным деформациям. Применительно к деформациям ползучести под непропорциональностью связи между напряжениями и деформациями понимается следующее: если несколько образцов-близнецов нагрузить различными силами то деформации ползучести накопленные образцами за равные промежутки времени, не пропорциональны этим силам.
Во времени и по мере увеличения нагрузок перечисленные свойства деформаций бетона и арматуры при совместной работе вызывают перераспределение напряжений между ними, уменьшают жесткость сечений вплоть до появления пластических шарниров и изменения статической схемы конструкции и увеличивают прогибы.
Несущая способность определялась в предположении, что эпюра нормальных напряжений в бетоне в момент разрушения получает заранее известное очертание с наибольшей полнотой, а напряжения равны пределу прочности. При этом предлагаются различные формы очертания эпюры сжимающих напряжении в бетоне, описываемые параболическими, степенными и другими функциями, очерчиваемые трапецией и т.п. (А.Я.Штаерман, Я.А.Столяров, О.Я.Берг, Н.Г.Стулий и др.). Однако, как известно, уточнение очертания эпюры сжимающих напряжений при определении разрушающих усилий лишено практического смысла, так как не приводит к существенным изменениям результатов расчета. Однако одинаковая во всех случаях идеализированная эпюра нормальных напряжений в сжатом бетоне не отражает влияния класса бетона, процента армирования и т.п. При высоких прочностях бетона назначение прямоугольного очертания этой эпюры не обеспечивает удовлетворительного совпадения опытных и теоретических результатов. Кроме того, при этом исключена возможность анализч напряженно-деформированного состояния железобетонных элементов при основных эксплуатационных нагружениях а также отсутствует методологическое единство между расчетом прочности и расчетом жесткости что само по себе представляет существенное противоречие С помощью этого метода невозможно оценить перераспределение напряжений между компонентами и слоями сечения в зависимости от уровня напряжения. Учет нелинейности деформирования нелинейности Длительное деформирование учитывается в такой гЬорме проследить эффект перераспределения напряжений между компонентами сечений во времени. Введение различных эмпирических коэффициентов, отражающих свойства ползучести материалов, хотя и приближает результаты расчета к опытным результатам, не может не только осветить сложные процессы трансформаций во времени напряженно-деформированного состояния железобетонных элементов, знание которых необходимо при проектировании конструкций, но и не дифференцирует влияние класса бетона и марки стали, возраст бетона, температурно-влажностных эффектов окружающей среды и многих других факторов. Наконец, такой подход не позволяет проследить за перераспределением усилий во времени в статически неопределимых системах.
В связи с этим необходимо указать, что в последнее время В. М Бондаренко (1959 г.), а затем В. И. Гвоздовским (1963 г.), Н. Ф. Давыдовым и СШ.Донченко (1964 г.), О. А. Коковиным (1968 г.) для кратковременного нагружения сделаны предложения, позволяющие учесть трансформацию эпюр напряжений в сжатой зоне изгибаемых элементов (их переход от треугольного очертания к прямоугольному) в зависимости от уровня нагружений, класса бетонов и т. п., а следовательно, изменения формы эпюры по длине элементов.
В соответствии со вторым направлением учитывается ползучесть только бетона и используются решения обычной, так называемой классической (упруголинейной), теории железобетона с помощью замены постоянного модуля упругости бетона некоторым условным, уменьшающимся во времени вследствие ползучести, «эффективным» модулем деформаций бетона. Этим, по сути, в какой-то мере учитывается длительность действия нагрузки, а влияние режима нагружения не говоря уже о других факторах присущих реологической постановке задачи не отражается В итоге гголл/чатотся весьма приближенные результаты. Усовершенствованием указанного способа явилось предложение С.Е.Фрайфельда о временном модуле деформации в предшествующего нагружения, уточняемого в процессе последовательных приближений [326].
Реологическая, хотя и линейная, постановка задачи привела к тому, что удалось осветить ряд особенностей напряженно-дефомированного состояния железобетонных конструкций.
К настоящему времени с учетом нелинейной ползучести решен ряд задач об изгибе и кручении бетонных призматических брусьев и валов переменного сечения, задачи о напряженно-деформированном состоянии железобетонных стержней и о потерях предварительного напряжения в арматуре при осевых нагружениях.
С математической точки зрения, решение нелинейных задач теории железобетона с учетом реологических свойств материалов в известной степени зависит от вида принятой в качестве исходной предпосылки так называемой теории ползучести. Если применяется теория старения, то система разрешающих уравнений состоит из нелинейных дифференциальных уравнений с переменными коэффициентами. При этом в одних случаях возможны замкнутые решения; в других случаях применяются приближенные решения: либо асимптотическими методами по степеням малого параметра нелинейности (если множитель нелинейности мало отличается от единицы), либо итерационными приемами, основанными на принципе последовательного уточнения решений, получаемых с помощью условного временного омертвления реологических свойств материалов, что приводит к системам нелинейных алгебраических уравнений.
Силовое сопротивление железобетона сжатой зоны изгибаемых элементов
Непосредственное применение уравнения (1.1) для описания напряженно-деформированного состояния тел, материалы которых деформируются нелинейно и длительно, встречает в общем случае непреодолимые математические трудности, приводя исследования к недостаточно изученным системам нелинейных дифференциальных и интегро 71 дифференциальных уравнений в частных производных. В тех немногочисленных задачах, в которых все же удается получить замкнутые решения, они всегда имеют такую сложную алгоритмию, что понти не реализуются в практических расчетах.
Указанные трудности дополнительно усугубляются для железобетонных конструкций, которые характеризуются внутренней статической неопределимостью, перераспределением во времени усилий между бетоном и арматурой, развитием собственных напряжений от деформаций усадки или набухания, возрастными изменениями механических свойств, трешинообразованием и неравномерным участием в работе растянутой зоны бетона и т.п.
При инженерном расчете бетонных и железобетонных конструкций практическая целесообразность дифференцированного учета всех перечисленных факторов сомнительна. Здесь, конечно, более рациональна интегральная оценка деформативных свойств железобетона.
В нелинейной строительной механике рассматриваются идеальные нелинейно-деформирующиеся системы, не имеющие внутренней статической неопределимости и материалов с различными свойствами при растяжении и сжатии. При этом в большинстве случаев для преодоления даже части упомянутых трудностей применяются те или иные приемы формальной математической линеаризации, причем изменения физической сущности решаемой задачи часто остается невыясненным, например, без достаточного обоснования стержневые системы заменяются системами безразмерных в поперечном направлении жестких нитей.
При изгибе нормальные напряжения меняются от нуля на нейтральной оси до некоторого экстремального значения в фибровых волокнах. При этом нелинейность деформирования материала предопределяет различие модулей деформаций в точках с разными напряжениями и, следовательно, приводит задачу к упомянутым выше трудностям. Значит, необходимо так оценивать реальную деформативность элементов, чтобы оперировать не различными модулями деформаций в каждой дискретной точке, а единым модулем деформаций для бетона каждого сечения, который бы интегрально учитывал уровень его напряженного состояния и отражал нелинейность, длительность и все другие важнейшие особенности деформирования материала конструкций. Такой единый модуль назван интегральным модулем деформации. Пусть реологическое уравнение сопротивления материала (?,?„) отражает нелинейность, неравновесность и другие особенности деформирования. Вне зависимости от характера нелинейности и термодинамического содержания этого уравнения оно заменяется записью где E""(V,t) - искомый интегральный модуль деформации для сечения с абсциссой К (ось V направлена вдоль стержня).
Использование единого модуля деформации приводит для большинства точек сечения к неравенству A = e[o{z,t),t,t(s]-e-[o{z,t\t,t O (236)
Это неравенство неизбежно вытекает из произведенной замены дискретного модуля деформаций в каждой точке неоднородно напряженного сечения единым модулем.
Дальнейшая задача состоит в том, чтобы обеспечить минимизацию отклонения. Очевидно, что минимизация должна осуществляться не для каждой точки в отдельности, а для всего сечения в целом. Поэтому принимается интегральная минимизация указанного отклонения и проводится минимизация квадратичного т-моментального отклонения по формуле 1 д ч, т - показатель моментности отклонения, определяемый из дополнительных условий, ри q - пределы интегральной минимизации. Решение уравнения (2.37) относительно E""(V,t) дает искомое значение интегрального модуля деформаций на абсциссе V для момента времени t в зависимости от уровня напряженного состояния сечения в пределах отр до q. Так как пределы интегральной минимизации есть величины постоянные, то уравнение (2.37) представляется в виде
Сопротивление деформированию
Как показали исследования В.М.Бондаренко, Е.А.Гузеева, Б.В.Гусева, В.Т.Ерофеева, П.Г.Комохова, В.М.Москвина, А.Ф.Полака, А.И.Попеско, Ш.М.Рахимбаева, Р.С.Санжаровского, В.И.Соломатова, В.П.Селяева, В.Ф.Степановой, В.П.Чиркова, В.С.Федорова, А.Г.Юрьева и др. [61, 63, 101, 102, 105, 109, 111, 165, 167, 209, 211, 233, 236, 239, 240, 258, 293, 295, 312, 332, 345], воздействие агрессивной среды на нагруженный железобетонный элемент может вызвать значительные изменения прочностных и деформативных свойств бетона. Изменения свойств материалов во времени имеет необратимый характер, зависит от истории деформирования и взаимодействия со средой. В связи с этим, работы в области теоретических и феноменологических основ по коррозии бетона и арматуры, способов обеспечения коррозионной стойкости железобетонных конструкций в агрессивных средах требуют еще значительного развития и уточнений.
По физическому состоянию агрессивные среды классифицируются на газовлажные, жидкие и твердые.
Газовлажные среды характеризуются относительной влажностью воздуха в пределах от 60 до 100% и содержанием в воздухе газов по концентрации.
По характеру взаимодействия с бетоном и цементным камнем газы подразделяются на три группы [1. 73, 81, 101, 166, 312 ].
Газы первой группы, проникая в норовое пространство бетона, образуют с раствором гидроксида кальция малорастворимые соли кальция. Объем продуктов взаимодействия несколько увеличивается и проницаемость перового пространства уменьшается. Основная схема действия газов 1 -й группы на бетон - нейтрализация щелочности цементного камня и исключение защитного действия арматуры.
Газы второй группы образуют в поровом пространстве цементного камня слаборастворимые соли (например, гипс), способные увеличиваться в объеме более двух раз. Возникающие напряжения превышают Rbl и наблюдается послойное шелушение поверхности.
Газы третьей группы образуют в поровом пространстве хорошо растворимые соли кальция (например, хлористый кальций) - гигроскопичные вещества, активно засасываемые в капилляры и транспортирующие хлор-ионы к арматуре. В зоне контакта с бетоном наблюдается существенное размягчение бетона в слое 5-Ю мм.
Жидкие среды характеризуются взаимодействием воды и растворов солей в них с цементным камнем бетона: происходят обменные реакции на замещение иона кальция. В мягких обессоленных водах - процессы выщелачивания с понижением прочности бетона конструкции в зоне растворения и выноса гидрата окиси кальция. Грунтовые воды, как правило, многокомпонентны и в них протекают процессы параллельно с образованием хлористых, сульфатных и магнезиальных солей кальция. Наиболее интенсивно развиваются процессы сульфатной коррозии и процессы образования кристаллогидратов [101, 108, 110, 165, 313, 348 ].
Эти процессы в норовой структуре железобетонных конструкций протекают с увеличением объема новообразований вследствие присоединения воды. В бетоне наблюдается шелушение поверхности, появляется сетка трещин, фрагментация на блоки с выпадением заполнителя. Процесс продвигается вглубь бетона постоянно по стадиям: уплотнение - упрочнение -разупрочнение - разрыхление. В зависимости от пористости бетона и минералогического состава цемента скорость процесса составляет от 0 5-1 мм до 1-1 5 см в год. Рассматриваемый процесс ускоряется климатическими воздействиями: замораживанием - оттаиванием, намоканием - высушиванием.
К особой категории жидких сред следует отнести техногенные воды, к которым относятся: оборотные воды и воды замкнутого цикла. В этой группе вод содержатся кислоты, щелочи, растворители, масла. Как правило, очистка 135 этих вод является неудовлетворительной и как следствие значительно ускоряются деградационные процессы в конструкциях.
К твердым агрессивным средам по классификации можно отнести сухие минерализованные грунты, содержащие соли, удобрения, производственные пыли.
Агрессивность твердых веществ определяется растворимостью в воде и гигроскопичностью.
Результаты обработки экспериментальных данных [101, 295, 305, 346, 385, 409] показали, что повреждения железобетонных конструкций зависят от многих факторов: вида, состава, среды и условий контакта, от влажности среды и температуры, а также от химических свойств вяжущего бетона, его структурной проницаемости, от конструктивных решений и, в частности, от вида, количества и расположения арматуры, вида и уровня напряженного состояния в бетоне и в арматуре.
К внешним факторам, определяющим интенсивность коррозионных процессов железобетона относят: вид среды, ее химический состав, концентрацию, температуру и режим действия.
Основными внутренними факторами, определяющими сопротивление железобетона, считаются: вид вяжущего в бетоне, его химический, минеральный состав, химический состав заполнителей, плотность бетона, его структура и вид применяемой арматуры.
Опыт эксплуатации железобетонных конструкций показывает, что с течением времени в них накапливаются дефекты и повреждения, которые в значительной степени зависят от воздействия среды.
Анализ большого экспериментального материала и результатов исследований сооружений, подвергавшихся действию различных агрессивных сред, позволил В.М.Москвину [209, 210, 211] выделить три основных вида коррозии бетона. По сумме ведущих признаков может быть определен каждый из этих видов.
К первому виду могут быть отнесены все процессы коррозии, которые возникают в бетоне при действии жидких сред (водных растворов), способных растворять компоненты цементного камня. При этом составные части цементного камня растворяются и выносятся из структуры бетона, значительно ослабляя несущие характеристики железобетонной конструкции. Особенно интенсивно эти процессы могут протекать при фильтрации воды через толщу бетона. Если в воде содержатся соли, не реагирующие непосредственно с составными частями цементного камня, они могут повысить растворимость гидратированных минералов цементного камня вследствие повышения ионной силы раствора. В основном, такой вид коррозии бетона характерен для гидротехнических мелиоративных сооружений (плотины, опоры мостов, каналы и др.), а иногда и для железобетонных фундаментов под здания, сооружения и оборудование при высоком горизонте грунтовых вод [79, 110, 153, 156, 170,286,320].
Ко второму виду коррозии можно отнести процессы, при которых происходят химические взаимодействия - обменные реакции - между компонентами цементного камня и раствора, в том числе обмен катионами (положительно заряженными ионами)-.образующиеся продукты реакции или легкорастворимы и выносятся из структуры в результате диффузии или фильтрационным потоком, или отлагаются в виде аморфной массы, не обладающей вяжущими свойствами и не влияющей на дальнейший разрушительный процесс [53, 295, 309, 323].
Такой вид коррозии представляют процессы, возникающие при действии на бетон растворов кислот и некоторых солей, что характерно для отдельных строительных конструкций, эксплуатирующихся на предприятиях химической, целлюлозно-бумажной и некоторых других отраслях промышленности.
Основные виды коррозионных повреждений стальной арматуры в железобетонных конструкциях
Для апробации теоретических расчетов по определению несущей способности и деформативности железобетонных балок, усиленных наращиванием, были использованы три серии опытных образцов балок в количестве 18 штук. 10 из них в дальнейшем наращивались: пять сверху и пять снизу, затем повторному испытанию. Таким образом, испытанию подвергались 28 образцов балок.
В первой серии, состоящей из десяти образцов, балки имели размеры 120 X 150 X 2000 мм. Их армировали двумя стержнями диаметром 14 класса А-Ш в растянутой зоне и двумя - диаметром 4 мм класса В-1 в сжатой (рис. 6.3).
С обоих торцов балок первой и последующих серий бетонировали специально запроектированные закладные детали (ЗД) для фиксации образовавшихся в результате испытаний напряженно-деформированного состояния, в частности, прогибов и трещин балок (рис. 6.4).
Во второй серии, состоящей из четырех образцов, балки имели размеры 120 X 200 X 2000 мм и армировались в растянутой зоне двумя стержнями диаметром 14 мм класса А-Ш и в сжатой - двумя стержнями диаметром 4 мм класса В-1. Стержни располагали аналогично балкам первой серии.
В третьей серии, состоящей также их четырех образцов, балки имели размеры 120 х 200 х 2000 мм. Армирование растянутой зоны состояло из двух рядов стержней диаметром 14 мм класса А-Ш и сжатой - из двух стержней диаметром 4 мм класса В-1.
Диаметр и расположение поперечных стержней в балках всех трех серий были одинаковыми и изготавливались из арматуры диаметром 4 мм класса В-1.
Бетонирование балок всех трех серий производили одним замесом бетона класса В-25 с термообработкой в пропарочной камере. Одновременно формовали контрольные кубики размерами 10x10x10 (рис. 6.7, 6.8, 6.9).
Балки, подвергавшиеся наращиванию сверху, дополнительно не армировались, однако, особое внимание уделялось контактной поверхности старого и нового бетона. На тщательно очищенную и обработанную металлическими щетками поверхность старого бетона наносили набрызг специально изготовленной эмульсии, состоящей из смеси клея ПВАм и цемента в пропорции 1:1. Эмульсию наносили на поверхность старого бетона за сутки до бетонирования нового слоя. Во всех партиях набетонки опалубкой служили металлические листы.
Полученное в результате испытания напряженно-деформированное состояние балки фиксировалось с помощью тяжей и траверс, упирающихся в закладные детали балок (6.10, 6.11). Упорные траверсы (длиной 200 мм) изготавливали из двух швеллеров № 5 с просветом между ними 25 мм. Их скрепляли накладками и усиливали ребрами жесткости. В накладках просверливали отверстия для пропуска тяжей. Расстояние между отверстиями в накладках (150 мм) позволяло охватить балку с двух сторон без прикосновения тяжей к боковым стенкам балки и образования свободного пространства для опалубки предстоящего наращивания. Тяжи (длиной 2400 мм) изготавливали из арматурной стали диаметром 22 мм класса А-Шв. С двух сторон тяжей нарезали резьбу, чтобы иметь возможность с помощью гаек закрепить укорочения тяжей в процессе изгиба балки вавремя ее нагружения. Рис. 6.7. Опалубка балок перед бетонированием на комбинате железобетонных изделий
Подготовка балок к бетонированию. На дальнем плане наращиванием сверху, на ближнем плане - приварка к существующей арматуре балки дополнительной арматуры при помощи "уток" (наращиванием снизу)
Испытание балок на изгиб проводили по схеме однопролетных свободно лежащих балок с двумя симметрично расположенными силами в третях пролета.
Часть балок испытывали на кратковременное нагружение (маркировка образцов Бк), а часть на длительное (Бд), что обусловило изготовление и применение самостоятельных испытательных стендов.
Испытание на кратковременное нагружение проводили на металлическом стенде длиной 3,0 м, обладающем высокой жесткостью и изготовленного из профильных стальных элементов. Стенд оборудован 100 тонным гидравлическим домкратом, подвешенным на двух стойках, расположенных по обе стороны станины стенда по ее середине.
На этом стенде испытывали все образцы балок первой серии, эталонные балки кратковременного загружения, а также те балки, которые в дальнейшем наращивались добетонированием и подвергались кратковременному нагружению.
Осадку опор проверяли с помощью индикаторов часового типа с ценой давления 0,01 мм методом установки индикаторов сверху балки над опорами. Такими же индикаторами, закрепленными снизу балки, определяли прогибы: два индикатора - в местах приложения сил, один - по середине балки.
Для определения фибровых деформаций растянутой и сжатой зон образцов по середине пролета балки на верхней и нижней ее плоскостях на базовом расстоянии 200 мм крепили по одному индикатору часового типа с ценой деления 0,001.
Для измерения деформаций на боковых плоскостях образцов с каждой стороны балки по ее середине через 20 мм по высоте приклеивали тензорезисторы базой 50 мм, сопротивлением в пределах 401...402 мм.
