Содержание к диссертации
Введение
1. Современное состояние проблемы расчета армированных конструктивных элементов с учетом воздействия агрессивных сред 13
1.1. Условия работы и примеры повреждений конструкций, взаимодействующих с агрессивными средами 13
1.2. Существующие подходы к моделированию поведения элементов конструкций в условиях воздействия агрессивных сред 20
1.2.1. Моделирование поведения элементов конструкций в условиях воздействия агрессивных сред 20
1.2.2. Моделирование поведения элементов конструкций в условиях воздействия агрессивных хлоридсодержащих сред 31
1.3. Методы решения уравнений, описывающих проникание хлоридсодержащих сред в конструктивные элементы 37
1.4. Моделирование деформирования и разрушения армированных элементов конструкций в условиях хлоридной коррозии 46
Выводы по главе 1 52
2. Моделирование проникания хлоридсодержащей среды в армированный конструктивный элемент 54
2.1. Экспериментальные данные по кинетике проникания хлоридов в железобетонные конструктивные элементы 54
2.2. Построение и идентификация диффузионной модели проникания хлоридсодержащей среды в объем конструктивного элемента 57
2.2.1. Диффузионная модель проникания хлоридов в объем конструктивного элемента 57
2.2.2. Краевые условия 60
2.2.3. Учет влияния различных факторов на кинетику проникания хлоридов в объем конструктивных элементов 64
2.2.4. Идентификация модели проникания по экспериментальным данным 71
2.3. Применение метода контрольного объема к решению задачи диффузии хлоридов в объем конструктивного элемента 74
2.4. Особенности моделирования проникания хлоридсодержащей среды в армированные конструктивные элементы 82
Выводы по главе 2 96
3. Моделирование напряженно-деформированного состояния армированного конструктивного элемента в условиях воздействия хлоридсодержащей среды 98
3.1. Анализ экспериментальных данных по влиянию хлоридсодержащей среды на механические характеристики композита (железобетона) 98
3.1.1. Анализ влияния хлоридсодержащей среды на механические характеристики бетона 99
3.1.2. Анализ влияния хлоридсодержащей среды на механические характеристики стальной арматуры 113
3.1.3. Влияние хлоридсодержащих сред на сцепление арматуры с бетоном 120
3.2. Модель деформирования бетона в условиях воздействия хлоридсодержащей среды 121
3.2.1. Нелинейная разномодульная модель деформирования бетона 121
3.2.2. Модель деградации механических свойств бетона, вызванной воздействием хлоридсодержащей среды 123
3.2.3. Идентификация модели деформирования бетона по экспериментальным данным 125
3.3. Модель деформирования стальной арматуры в условиях воздействия хлоридсодержащей среды 130
3.3.1. Модель деформирования стальной арматуры 130
3.3.2. Характеристики коррозионного поражения стальной арматуры в условиях воздействия хлоридсодержащей среды 132
3.3.3. Модели коррозионного износа материала конструкции 135
3.3.4. Модель коррозионной поврежденности стальной арматуры в условиях воздействия хлоридсодержащеи среды 139
3.3.5. Влияние коррозионного поражения на работу армирующего элемента 144
Выводы по главе 3 159
4. Численное исследование поведения армированного конструктивного элемента при различных схемах воздействия хлоридсодержащеи среды и нагружения 161
4.1. Модель деформирования армированного конструктивного элемента с учетом воздействия хлоридсодержащеи среды 161
4.2. Методика расчета армированного конструктивного элемента с учетом воздействия хлоридсодержащеи среды 166
4.3. Характерные типы элементов конструкций, работающих в условиях воздействия хлоридсодержащих сред 172
4.4. Численное моделирование деформирования армированных конструктивных элементов, работающих на сжатие в условиях воздействия хлоридсодержащеи среды 176
4.4.1. Сжатие стержневого армированного элемента квадратного поперечного сечения (сваи) 176
4.4.1.1. Верификация модели деформирования конструктивного элемента 177
4.4.1.2. Влияние напряженно-деформированного состояния на кинетику проникания хлоридов в объем конструктивного элемента 178
4.4.2. Сжатие цилиндрического центральноармированного стержневого элемента 181
4.4.3. Сжатие стержневого армированного элемента трубчатого поперечного сечения 185
4.4.3.1. Верификация модели деформирования конструктивного элемента 186
4.4.3.2. Влияние схемы воздействия агрессивной среды на работу конструктивного элемента 187
4.5. Численное моделирование деформирования армированных конструктивных элементов, работающих на изгиб в условиях воздействия хлоридсодержащей среды 193
Выводы по главе 4 233
Основные результаты и выводы по диссертации 235
Литература 240
Приложение 266
- Моделирование поведения элементов конструкций в условиях воздействия агрессивных сред
- Учет влияния различных факторов на кинетику проникания хлоридов в объем конструктивных элементов
- Идентификация модели деформирования бетона по экспериментальным данным
- Влияние схемы воздействия агрессивной среды на работу конструктивного элемента
Моделирование поведения элементов конструкций в условиях воздействия агрессивных сред
Вопросу учета воздействия различных факторов, в том числе и агрессивной внешней среды, при расчете элементов конструкций в настоящее время начинает уделяться весьма большое внимание. Многие ученые, как в нашей стране, так и за рубежом, занимаются исследованиями влияния различных агрессивных сред на механические характеристики материалов, изучается кинетика деформирования и разрушения и материалов и элементов конструкций.
Учет воздействия агрессивных сред вносит трудности в расчет элементов конструкций, так как их влияние, как правило, не ограничивается поверхностным воздействием, а имеет объемный характер. Скорости процессов диффузии агрессивных сред в конструкции в основном весьма малы, поэтому изменение физико-механических свойств по объему конструкции имеет нестационарный характер и может продолжаться в течение всего срока ее эксплуатации. Очевидно, что расчету полей напряжений, необходимых для оценки прочности конструкции, должен предшествовать расчет полей концентрации агрессивной среды в данной конструкции, который сам по себе представляет сложную задачу. Расчет полей концентрации осложняется влиянием полей напряжений на характеристики массопереноса.
Достаточно общий обзор существующих подходов к описанию поведения элементов конструкций, эксплуатирующихся в агрессивных средах приведен в работах [116, 117, 122, 130, 131], поэтому в данном разделе кратко рассмотрим лишь некоторые из них.
Многочисленные опытные данные, накопленные к сегодняшнему дню, позволяют считать [167, 184], что не только деформирование, но и разрушение есть не мгновенный акт, а длительный процесс, который начинает развиваться практически с момента приложения к телу внешней нагрузки. Температура и агрессивная среда приводят к значительному ускорению этого процесса. Поэтому необходимо считать, что деформация и разрушение тел определяется как приложенными нагрузками, так и другими внешними воздействиями. В то же время интенсивность этих внешних воздействий сильно зависит от величины и характера механических напряжений в теле, от уровня его поврежденности.
В работе [64] отмечается, что, в силу ряда объективных причин, пока еще нет достаточно надежной физической теории, которая позволила бы описать поведение материалов в агрессивных средах. Поэтому и возникает необходимость использовать феноменологический подход при построении математических моделей, учитывающих влияние агрессивной среды. При построении моделей деформирования и разрушения тел в присутствии агрессивной среды обычно используются методы механики сплошной среды и феноменологической термодинамики необратимых процессов [39, 42, 170].
Для того чтобы математические модели, описывающие поведение материалов и элементов конструкций в агрессивных средах, учитывали физико-химические явления при воздействии агрессивных сред, в систему параметров, характеризующих состояние материала, следует включать не только механические, но и физико-химические параметры [118, 125].
Как показывают экспериментальные данные, нагруженный материал конструкции, взаимодействующей с агрессивной средой, необходимо рассматривать с позиций теорий сложных сред. В таких условиях эксплуатации конструкционный материал проявляет свойства физической нелинейности при нагружении, с течением времени изменяются его физико-механические характеристики, появляется неоднородность его свойств по объему, степень которой зависит от вида и уровня напряженного состояния, времени и характера воздействия внешней агрессивной среды. Причем физико-механические характеристики материала зависят не только от значений параметров напряженно-деформированного состояния и концентрации среды в определенный момент времени, но и от истории изменения их значений во времени.
Рассмотрим основные методы, с использованием которых учитывается воздействие агрессивных сред.
Процессы деформирования и разрушения, развивающиеся в конструкциях с течением времени, являются термодинамически необратимыми. Поэтому во многих работах построение моделей деформируемых тел с учетом физико-химических явлений на поверхности и в объеме предлагается производить, используя положения неравновесной термодинамики и механики сплошной среды [144 - 149, 24, 45, 50, 69 - 71, 106, 134, 192, 194].
Энтропийный подход при учете воздействия агрессивной среды является наиболее общим, однако, как отмечается в [195], исследование физических полей и напряженного состояния в такой общей постановке представляет большие, иногда непреодолимые математические трудности.
Поэтому внимание исследователей привлекли также пути, связанные с выбором упрощенных теоретических моделей, позволяющих получать относительно простые расчетные схемы, достаточно точно описывающие поведение материалов и элементов конструкций в агрессивных средах.
При расчете напряженно-деформированного состояния вязкоупругих тел, вызванного внешними нагрузками и воздействием газообразных и жидких агрессивных сред, диффундирующих через поверхность, в [179, 180] предлагалось использовать аналогию между задачами термовязкоупругости и задачами влагоупругости. Считается, что уравнения и их решения в задачах термовязкоупругости, справедливы для задач влагоупругости при замене в них деформации, вызванной тепловым расширением на деформацию, вызванную увеличением концентрации диффундирующей среды - набуханием. Если диффундирующая среда существенно влияет на механические свойства материала, то коэффициенты в этих уравнениях будут функциями концентрации агрессивной среды. Распределение концентрации агрессивной среды по объему конструктивных элементов находится из решения нелинейного уравнения массопереноса [179], коэффициенты которого зависят от уровня напряженно-деформированного состояния. Задачи расчета элементов конструкций, работающих в агрессивной среде с учетом связанности полей напряжений и концентрации диффундирующей среды очень сложны и еще не достаточно исследованы. Решение подобных задач в большинстве случаев оказывается возможным лишь численными методами.
Следующий подход к описанию поведения материалов и конструкций в агрессивных средах заключается в том, что механическое разрушение (полимеров) рассматривается как «химическая реакция разрыва межатомных связей, несущих механическую нагрузку, причем скорость разрыва напряженных связей определяется не только температурой и глубиной превращения, как в случае термической деструкции, но и величиной растягивающего напряжения» [43]. Такой подход рассматривается в работах [91, 1]. Вводится гипотеза, что механические напряжения не изменяют механизма реакций деструкции полимеров, и механодеструкция проходит те же стадии, что и деструкция в отсутствии напряжений, однако при этом соотношение между стадиями существенно меняется [43]. Для решения задачи прогнозирования долговечности полимерной конструкции нужно установить химический механизм процесса деструкции материала, выяснить количество стадий процесса и зависимость скорости этих стадий от напряжения, температуры, концентрации агрессивной среды и продуктов реакции, определить законы изменения напряжения, температуры и концентрации с течением времени в точках объема конструкции. Тогда долговечность определится из решения уравнения кинетики деструкции с учетом законов изменения температуры, напряжений и концентрации. В общем случае эта зависимость очень сложна [26], так как приходится учитывать взаимовлияние рассматриваемых процессов, поэтому в настоящее время исследованы только отдельные частные случаи [91 - 94].
Еще один подход к учету воздействия агрессивной среды при описании поведения материалов и элементов конструкций заключается в построении математических моделей с использованием методов механики сплошной среды с включением в систему определяющих параметров не только механических, но и физико-химических параметров, учитывающих влияние агрессивной среды на кинетику процессов деформирования и разрушения [68, 89]. Этот подход был развит в работах Саратовской школы механики [107, 109, 112, 118 - 121, 133, 138 - 142]. Согласно этому подходу модель конструкции, взаимодействующей с агрессивной средой, представляется в виде совокупности моделей: модели конструктивного элемента, модели материала, модели воздействия среды, модели наступления предельного состояния. В качестве моделей воздействия агрессивной среды используются модели слоистой неоднородности (описывающие кинетику коррозии металлов), модели наведенной распределенной неоднородности, пригодные для описания кинетики деградации механических свойств композитов. Для описания слоистой неоднородности используется закон движения фронта изменения механических свойств, а для описания распределенной неоднородности - скалярная функция пространственных координат и времени. Использование рассмотренного подхода позволяет достаточно корректно описать поведение композиционных конструкций в агрессивных средах.
Учет влияния различных факторов на кинетику проникания хлоридов в объем конструктивных элементов
Коэффициент диффузии является не физической константой для материала конструктивного элемента, а переменной, зависящей от ряда параметров. Согласно экспериментальным исследованиям [117, 130, 131, 232, 255] можно заключить, что наиболее важными параметрами являются: водоцементное отношение, температура, количество добавок, напряженное состояние, концентрация агрессивной среды.
Воздействие данных факторов на коэффициент диффузии можно учесть с помощью функций влияния [116, 131]. В случае рассмотрения зависимости коэффициента диффузии от водоцементного отношения (W), температуры (7) и напряженного состояния бетона (СУ) выражение для его определения будет иметь вид.
Температура. Значительное влияние температуры на кинетику проникания (см. рис. 2.2.) главным образом вызвано тепловой активацией диффузионного процесса. С повышением температуры интенсивность теплового движения и его энергетические характеристики возрастают, а свободный объем, один из факторов необходимых для элементарного акта диффузии - перемещения молекулы среды, увеличивается (тепловое расширение), что определяет возрастание коэффициента диффузии по закону Больцмана.
Водоцементное отношение. Влияние в/ц отношения можно объяснить закреплением хлорида. Только свободные ионы хлора важны для коэффициента диффузии D. С увеличением в/ц отношения меньшее количество хлорида связывается, и D соответственно увеличивается.
Экспериментальные данные [204] свидетельствуют, что зависимость коэффициента диффузии от водоцементного отношения может быть описана функцией.
Зависимость коэффициента диффузии от водоцементного отношения и температуры отражена на рис. 2.8.
На рис. 2.9 приведены экспериментально определенные значения коэффициента диффузии [224] для бетонов с различным водоцементным отношением при экспозиции в морской среде более пяти лет.
В работе [200] отмечается, что значение коэффициента диффузии хлоридов в значительной степени зависит от качества бетона, в том числе и от водоцементного отношения (см. табл. 2.2).
Концентрация хлоридов. Неравномерность распределения среды возрастает и ближе соответствует экспериментальным данным, если считать, что коэффициент диффузии увеличивается с повышением концентрации: D = D(C, t, х, у, z).
В работе [255] отмечается, что:
- коэффициент диффузии зависит от концентрации хлоридов, возможно в результате гидратации ионов хлора;
- диффузия хлорида должна быть сбалансирована или одновременной диффузией противоположно заряженных ионов или встречной диффузией идентично заряженных ионов;
- значительное количество проникшего хлорида связывается в защитном слое или адсорбцией или химической реакцией. Более 50% хлоридов в цементной пасте может быть связано, что задерживает проникание хлоридов;
- проникание хлоридов может изменять структуру пор и, как следствие, влиять на эффективный коэффициент диффузии и механические свойства материала.
Анализ экспериментальных данных по глубине нейтрализации бетона агрессивными растворами [158] также свидетельствует о зависимости коэффициента диффузии от концентрации диффундирующего вещества.
Рассчитанные по методу наименьших квадратов, значения эффективного коэффициента диффузии ионов хлора в тяжелый бетон составили: 1.162-10" м2/с для 1 % НС1 и 1.539-10"1 м2/с для 0.1 % НС1.
Добавки в бетон. Добавление золы-уноса в бетон существенно влияет на проникание хлорида (рис. 2.1), замедление проникания объясняется изменениями в строении пор, вызванными добавкой.
В таблице 2.3 приведены экспериментальные значения [255] коэффициента диффузии хлорида в бетон для двух значений водоцементного отношения и различного количества добавок (% золы-уноса) при температуре Т= 20 С.
На рис. 2.10 графически представлены данные [224], отражающие зависимость коэффициента диффузии хлоридов в бетоны с различным водоцементным отношением от количества внесенных добавок.
Время. Коэффициент диффузии с течением времени уменьшается вследствие блокирования или уменьшения в размерах пор, вызванных увеличением степени гидратации, и ионами хлора, которые, проникая через бетон, вступают в реакцию с продуктами гидратации. В работе [202] предложена зависимость для определения коэффициента диффузии как функции времени. Зависимость основывается на данных, полученных при восьмилетнем исследовании бетонов в условиях морского климата в Шотландии. Напряженно-деформированное состояние. Как показывают экспериментальные данные [130, 131], напряженно-деформированное состояние конструктивного элемента оказывает существенное влияние на распределение концентрационного поля по его объему. Характер изменения характеристик массопереноса под влиянием напряженно-деформированного состояния определяется изменением структуры материала. Ввиду того, что в материале (бетоне) изначально имеется система случайно распределенных структурных дефектов в виде микротрещин, трещин капилляров и пор, определяющих характеристики массопереноса в материале, влияние на них внешних нагрузок и деформаций имеет следующую особенность.
При нагрузках, вызывающих увеличение объема, свободный объем также увеличивается (раскрытие внутренних дефектов, микротрещин), что приводит к возрастанию предельного поглощения внешней среды Ст и коэффициента диффузии. Нагрузки, вызывающие уменьшение объема, наоборот приводят к закрытию внутренних дефектов и, как следствие, уменьшению коэффициента диффузии.
В исследованиях влияния напряженного состояния на проницаемость материалов экспериментальные данные получают, проводя сопоставления с использованием начального напряжения а = N/F. Однако эти данные носят приближенный характер, так как в ходе эксперимента предполагается, что поле напряжений равномерно распределено по сечению образца и стационарно. В реальных условиях в процессе проникания агрессивной среды появляется наведенная неоднородность механических свойств материала, изменяется поле
Напряжений и поэтому детальное исследование влияния напряженного состояния на характеристики массопереноса весьма затруднительно.
Следует отметить, что значения коэффициентов, входящих в вышеприведенные уравнения, определяются из экспериментальных данных.
Идентификацию зависимостей (2.18) и (2.19) можно провести по экспериментальным данным о распределении концентрационных полей хлоридов в однотипных бетонных образцах, находящихся в нагруженном и ненагруженном состояниях в условиях воздействия хлоридсодержащей среды. Однако, ввиду отсутствия необходимых экспериментальных данных и дополнительных трудностей, вызванных влиянием на концентрационное поле наведенной неоднородности свойств материала, для идентификации зависимостей (2.18) и (2.19) воспользовались моделью (3.8), связывающей прочность образца со временем его экспозиции в хлоридсодержащей среде определенной концентрации. Вывод уравнения (3.8) и подробное рассмотрение вопросов влияния хлоридсодержащей среды на механические свойства материала приведены в следующей главе.
Идентификация модели деформирования бетона по экспериментальным данным
Для идентификации модели использовались экспериментальные данные, полученные А.И. Попеско [158] для тяжелого цементного бетона с водоцементным отношением 0.4 , подвергнутого воздействию 1 % раствора соляной кислоты, а также данные, приведенные в работе [186].
Определенные по методу наименьших квадратов значения коэффициентов модели (3.13) для образцов из тяжелого бетона представлены в таблице 3.13.
Идентификация параметров модели вторым способом, через требование соответствия физическим свойствам диаграммы и постановку граничных условий, дает следующие результаты.
В таблице также указаны границы области деформаций бетона при растяжении и сжатии, при которых аппроксимирующая функция близка к каждой экспериментальной диаграмме деформирования. В таблицах 3.14, 3.15 приведены экспериментальные и теоретические значения напряжений, полученные при аппроксимации экспериментальных значений зависимостью (3.13) с различным набором коэффициентов, а также относительная погрешность аппроксимации.
Анализ результатов показывает, что модель деформирования (3.13) при значениях коэффициентов А и В, определенных двумя рассмотренными методами, имеет примерно одинаковую степень соответствия с экспериментальными кривыми одноосного деформирования, достаточную для проведения инженерных расчетов. Однако, вычисление параметров модели вторым рассмотренным способом менее затруднительно с математической точки зрения.
Как уже отмечалось в предыдущем параграфе, диаграмму деформирования пораженного хлоридами бетона можно аппроксимировать произведением функции (3.13), соответствующей деформированию непораженного бетона, и функции влияния 77(C), отражающей степень деградации механических свойств материала при насыщении его хлоридами. Идентификация функций влияния (С) в виде (3.9) и (3.10) уже была рассмотрена в начале данной главы.
Ввиду того, что достоверные экспериментальные данные по деформированию бетонных образцов, равномерно насыщенных агрессивными средами, отсутствуют, то справедливость выдвинутой гипотезы проверяли, проводя сопоставление результатов расчета, полученных с ее использованием, с экспериментальными данными [158] деформирования бетонных образцов сечением 10x10 см , подвергнутых двухлетней экспозиции в 1% растворе НС1.
Исходные свойства бетонного образца соответствуют свойствам непораженного агрессивной средой бетона. Воздействие раствора соляной кислоты вызывает появление распределенной по сечению образца наведенной неоднородности механических свойств бетона. Оценка степени деградации механических свойств образца, в зависимости от концентрации агрессивной среды и времени экспозиции, производилась с применением модели (3.8) с рассчитанными ранее параметрами. Произведенные расчеты показали, что механические свойства бетонного образца пораженного хлоридами составили 90.3% по отношению к исходному состоянию.
В таблицах 3.16, 3.17 приведены экспериментальные данные одноосного деформирования пораженного хлоридами бетонного образца и результаты, полученные при аппроксимации экспериментальных значений зависимостью (3.13) умноженной на коэффициент кдеградац-0.903, отражающий степень деградации механических свойств образца.
Как показал анализ результатов, модель деформирования (3.13) совместно с функцией влияния rj(C), отражающей степень деградации механических свойств материала при насыщении его хлоридами, и функцией (3.8), отражающей влияние формы образца на процесс деградации его свойств, в рассматриваемом интервале деформаций достаточно хорошо описывают поведение бетона при одноосном деформировании.
На рисунках 3.17-3.20 изображены диаграммы и - є при растяжении и сжатии тяжелого бетона в неповрежденном состоянии и состоянии насыщения 1% раствором соляной кислоты.
Теоретические значения напряжений отличаются от экспериментальных практически на всем интервале аппроксимации не более чем на 5 %. На начальных участках кривых деформирования, каждый из которых составляет не более 15 % полной длины кривой, погрешность аппроксимации может достигать 30 %, но так как величина напряжений на этих участках значительно меньше напряжений, соответствующих «рабочим» уровням, то такой погрешностью можно пренебречь. Проведена проверка устойчивости модели деформирования материала по отношению к возможным колебаниям значений коэффициентов модели. Расчеты показали, что при изменении коэффициентов АиВяа±2% значения OJ меняются тоже приблизительно на ± 2 %.
Влияние схемы воздействия агрессивной среды на работу конструктивного элемента
Для оценки влияния схемы воздействия хлоридсодержащей среды на работу конструктивного элемента производился расчет центрально сжатой армированной стойки трубчатого поперечного сечения для случаев проникания хлоридов через внешнюю и внутреннюю поверхность (рис. 4.18.а), через всю внешнюю поверхность (рис. 4.18), через половину внешней поверхности (рис. 4.18.с) и через четверть внешней поверхности (рис. 4AS.d). Размеры сечения конструктивного элемента и схема армирования приведены на рис. 4.3. Толщина защитного слоя бетона равна 49 мм.
При моделировании применялась диффузионная модель проникания хлоридов в объем конструктивного элемента (4.1) с эффективным коэффициентом диффузии хлоридов в бетоне D = 1.162-10" м/с. При расчете полагалось, что арматура непроницаема для хлоридов. Принималось, что в начальный момент времени хлориды в материале элемента отсутствуют. На части поверхности, через которую происходит проникание хлоридов, характер воздействия хлоридсодержащей среды соответствует граничному условию первого рода с концентрацией ионов хлора на поверхности конструктивного элемента 10 кг/м («0.42% по массе бетона), что соответствует средним значениям поверхностной концентрации хлоридов при морской экспозиции в приливно-отливных зонах и зонах брызг (см. табл. 2.1). Остальная часть поверхности считается изолированной от воздействий агрессивной среды, граничное условие на ней соответствует абсолютной непроницаемости (нулевой поток).
Результаты расчетов отражены на рис. 4.22-4.35.
Распределение концентрационных полей хлоридов по сечению конструктивных элементов и полей напряжений в бетоне после различных периодов экспозиции в условиях воздействия хлоридсодержащей среды приведены на рис. 4.22-4.25. Воздействие хлоридов вызывает изменение механических свойств бетона и коррозионное поражение арматуры, что приводит к перераспределению поля напряжений по сечению конструктивного элемента. При этом напряжения в непораженной хлоридами зоне бетона увеличиваются.
Кинетика напряжений в арматуре при разных схемах воздействия агрессивной среды на конструктивный элемент отображена на рис. 4.26-4.28.
Кинетика коррозионного поражения армирующих элементов в зависимости от их расположения и схемы воздействия агрессивной среды представлена на рис. 4.29-4.31.
Снижение несущей способности конструктивного элемента в зависимости от схемы воздействия хлоридсодержащей среды и времени экспозиции представлено на рис. 4.32. Кривые соответствуют различным схемам воздействия агрессивной среды на конструктивный элемент: 1 - среда проникает через внутреннюю и внешнюю поверхности; 2 - только через внешнюю поверхность; 3 - через половину внешней поверхности; 4 - через четверть внешней поверхности. Сравнение кривых изменения несущей способности показывает, что наименьшей долговечностью обладает конструкция в случае воздействия агрессивной среды с обеих сторон (26 лет). Большей долговечностью (46 лет) обладает конструкция при действии среды на половину внешней поверхности. Долговечность конструкции, на которую среда действует по всей внешней поверхности, составляет 50 лет. Время жизни конструкции при проникании среды через четверть внешней поверхности значительно больше.
Обращает на себя внимание тот факт, что, в случае проникания агрессивной среды через половину внешней поверхности, долговечность конструкции на 8% меньше, чем у конструкции, насыщаемой хлоридами через всю внешнюю поверхность. Причиной этого является несимметричное воздействие агрессивной среды, которое приводит к изменению схемы работы конструктивного элемента, из начального состояния центрального сжатия стойка переходит в состояние внецентренного сжатия. Это объясняется тем, что в результате неравномерной деградации механических свойств материалов, вызванной воздействием хлоридов, происходит изменение положения центра тяжести сечения. В данном случае деформирование элемента характеризуется не только продольной деформацией, но и кривизнами относительно базовых осей (см. рис. 4.33, 4.34)
Чем интенсивней происходит насыщение материала конструкции хлоридами, тем выше скорость нарастания продольных деформаций (рис. 4.35) в точке соответствующей начальному положению центра тяжести сечения.
На рис. 4.36 приведены эпюры распределения концентрации хлоридов по толщине армированной цилиндрической стойки в разные моменты времени, для случая, когда агрессивная среда действует и с наружной и с внутренней стороны стойки. Как видно, фронт с критической концентрацией хлоридов, достаточной для инициализации процесса коррозионного поражения арматуры, после 5-ти лет экспозиции проникает с двух сторон на глубину 0.03 м, после 10-ти лет - 0.04 м, а после 25-ти лет все сечение насыщено концентрацией хлоридов превышающей критическую.
На рис. 4.37 показаны эпюры действующих и предельных напряжений для этого же сечения для трех различных моментов времени. Анализ кривых показывает, что под воздействием агрессивной среды происходит снижение действующих напряжений в точках сечения наиболее пораженных хлоридами и увеличение напряжений в срединной зоне стенки трубчатого сечения, хотя в этой зоне также происходит увеличение содержания хлоридов. Такое перераспределение напряжений объясняется статической неопределимостью напряженного состояния по толщине стенки конструкции, из-за чего относительно более жесткие части сечения догружаются, а менее жесткие разгружаются. Что касается предельных напряжений, то они уменьшаются во всех точках сечения, но интенсивней в более пораженных хлоридами зонах.
На рис. 4.38 иллюстрируется распределение концентрации хлоридов по толщине стенки трубчатого стержня в разные моменты времени для случая, когда хлоридсодержащая среда действует по всей внешней поверхности. На рис. 4.39 приведены соответствующие этим моментам времени эпюры напряжений. Анализ этих эпюр показывает, что характер изменения действующих напряжений аналогичен предыдущему случаю, т.е. более пораженные хлоридами зоны сечения разгружаются, а менее пораженные догружаются.
Далее в работе приведены результаты расчета трубчатой цилиндрической стойки для случая воздействия хлоридсодержащей среды по половине внешней поверхности (см. рис. 4.18.с). На рис. 4.40 показаны эпюры концентрации хлоридов для двух характерных продольных сечений - 2 и 3 (см. рис. 4.41.а). Видно, что в сечении 2, находящемся на границе зоны воздействия агрессивной среды (зона изменения граничных условий) интенсивность изменения концентрации хлоридов ниже, чем в сечении 3. Например, в середине стенки трубчатого сечения, в точке соответствующей расположению центра тяжести армирующих элементов, концентрация хлоридов через 25 лет, для сечения 2, равна 0.7 г/л, а для сечения 3-1 г/л, что, соответственно, ниже и выше критической концентрации хлоридов, принятой в расчете 0.83 г/л. Разница в концентрации хлоридов в этих сечениях обусловлена тем, что из области, где расположено сечение 2, происходит более интенсивный отток хлоридов в менее насыщенную хлоридами часть сечения.
На рис. 4.41 приведены эпюры действующих и предельных напряжений в разные моменты времени для трех характерных продольных сечений. Анализ эпюр показывает, что даже в сечении 1, в область которого хлориды за рассчитываемый период времени не проникают, с течением времени происходит изменение действующих напряжений, причем снижение напряжений происходит в зонах прилегающих к внешней поверхности. В двух других сечениях характер изменения и действующих и предельных напряжений такой же, как и в ранее решенных задачах.
На рис. 4.42 показаны эпюры концентрации хлоридов в продольных сечениях 1 и 2 (см. рис. 4.43.а), для случая, когда агрессивная среда действует на четверть внешней поверхности армированной трубчатой стойки. Анализ эпюр показывает, что и данной задаче концентрация хлоридов в точках сечения 1 (где происходит смена граничного условия) ниже, чем в точках сечения 2, расположенного в зоне наиболее интенсивного насыщения хлоридсодержащей средой.
