Оценка остаточного ресурса по деформативности железобетонных перекрытий промышленных зданий

Павел Амелин

Оценка остаточного ресурса по деформативности железобетонных перекрытий промышленных зданий

В строительных сводах правил присутствуют указания по проектированию и расчету конструкций без учета появления в них коррозионных повреждений, при этом нет возможности детального прогнозирования поведения конструкций, бетон и арматура которых подвержены коррозионным процессам, в особенности их деформативности. В данной работе были проведены исследования для нахождения остаточного ресурса по деформативности железобетонных перекрытий промышленных зданий.

Строительство. Архитектура

Дипломы

Вуз: Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова (БГТУ им. В.Г. Шухова)

ID: 5f463dcfcd3d3e000172ac47

UUID: 7e90af50-c9b7-0138-2153-0242ac180006

Язык: Русский

Опубликовано: около 4 лет назад

Просмотры: 230

20.9

Павел Амелин

Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова (БГТУ им. В.Г. Шухова)

Комментировать 0

Рецензировать 1

Скачать - 5,9 МБ

Поделиться работой

МИНОБРНАУКИ РОССИИ ФЕДЕРАЛЬНОЕ ГОСУДАРСТВЕННОЕ БЮДЖЕТНОЕ ОБРАЗОВАТЕЛЬНОЕ УЧРЕЖДЕНИЕ ВЫСШЕГО ОБРАЗОВАНИЯ «БЕЛГОРОДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ им. В.Г. ШУХОВА» (БГТУ им. В.Г. Шухова) Институт магистратуры Кафедра строительства и городского хозяйства Амелин Павел Андреевич «Оценка остаточного ресурса по деформативности железобетонных перекрытий промышленных зданий» Выпускная квалификационная работа на соискание квалификации (степени) магистра Направление 08.04.01 - Строительство образовательная программа Теория и проектирование зданий и сооружений Научный руководитель: док. техн. наук, профессор Смоляго Г.А. Допущен к защите Заведующий кафедрой СиГХ док. техн. наук, проф. _________________ /Л. А. Сулейманова / «___» _______________ 2019 г. Белгород 2019 г.

ЗАДАНИЕ на выпускную квалификационную работу Амелина Павла Андреевича Тема ВКР «Оценка остаточного ресурса по деформативности железобетонных перекрытий промышленных зданий» Научный руководитель док. техн. наук, профессор Смоляго Г.А. Исходные данные для ВКР Обьект исследования - деформативность железобетонных изгибаемых элементов. Предмет исследования – оценка остаточного ресурса по деформативности перекрытий промышленных зданий. Содержание (перечень подлежащих разработке вопросов) 1. Деградационные явления в железобетонных элементах при воздействии агрессивных сред. Общие сведения расчета железобетонных элементов, подверженных коррозии. 2. Методика расчета деформативности поврежденных коррозией железобетонных элементов. 3. Экспериментальные исследования влияния дефектов железобетонных перекрытий на величину остаточного ресурса по деформативности. 4. Численные исследования деформативности поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных перекрытий. Календарный график выполнения Семестр Задание Отметка о выполнении I Деградационные явления в железобетонных элементах при воздействии агрессивных сред II Методика расчета деформативности поврежденных коррозией железобетонных элементов III Экспериментальные исследования влияния дефектов железобетонных перекрытий на величину остаточного ресурса по деформативности IV Численные исследования деформативности поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных перекрытий Дата выдачи задания «___» ___________2017 г. Срок сдачи студентом в завершенном виде «___»_________2019 г. Научный руководитель ___________ Смоляго Г.А. Студент Амелин П. ___________

3 Оглавление Введение………………………………………………………………………...…5 1.ДЕГРАДАЦИОННЫЕ ЯВЛЕНИЯ В ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТАХ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ АГРЕССИВНЫХ СРЕД. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ РАСЧЕТА ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ, ПОДВЕРЖЕННЫХ КОРРОЗИИ……………………………………………………………………...10 1.1. Физические и расчетные модели сопротивления железобетона, подверженного коррозии………………………………………………………10 1.2. Воздействия, влияющие на поведение железобетонных конструкций……………………………………………………………………...12 1.3. Коррозионные процессы в бетоне………………………………………….13 Коррозионные 1.4. процессы в стальной арматуре…………………………………………………………………………..19 1.5. Расчет по деформациям (прогибам) изгибаемых железобетонных элементов…………………………………………………………………………26 1.6. Остаточный ресурс железобетонных конструкций перекрытий……………………………………………………………………….31 2. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ДЕФОРМАТИВНОСТИ ПОВРЕЖДЕННЫХ КОРРОЗИЕЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ…………………………..33 2.1. Исходные положения и рабочие гипотезы…………………………………33 2.2. Расчет деформативности поврежденных коррозией железобетонных изгибаемых элементов……………………………………………………….…..37 2.3. Оценка остаточного ресурса деформативности железобетонных изгибаемых элементов……………………………..……………………………51

4 2.4. Выводы………………………………………………………………………53 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ НА ВЕЛИЧИНУ ОСТАТОЧНОГО РЕСУРСА ПО ДЕФОРМАТИВНОСТИ………………………………………..55 3.1. Диагностика железобетонных перекрытий при проведении обследования их технического состояния…………………………………...…………………55 3.2. Результаты натурных обследований железобетонных перекрытий……...67 3.3 Выводы…………………………………………………………………….....73 4. ЧИСЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ДЕФОРМАТИВНОСТИ ПОВРЕЖДЕННЫХ КОРРОЗИЕЙ ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ…………………………………………………………………...75 4.1. Алгоритм расчета деформативности поврежденных коррозией железобетонных перекрытий……………………………………………………75 4.2. Численные исследования деформативности поврежденных коррозией железобетонных перекрытий…………………………………………………....77 4.3. Прогнозирование сроков службы железобетонных перекрытий…………88 4.4 Рекомендации по повышению остаточного ресурса железобетонных перекрытий…………………………………………………………………...…..89 Заключение……………………………………………………………………….94 Список литературы………………………………………………………………95

5 Введение Актуальность темы исследования. В процессе эксплуатации промышленных зданий их конструкции испытывают влияние агрессивной жидкой и газообразной среды, способствующей возникновению коррозии в железобетонных элементах со значительными повреждениями бетона и арматуры, изменением их напряженно-деформированного состояния, их прочностных и деформативных параметров. Поврежденный железобетон может перестать воспринимать проектные нагружения. Процессы коррозии железобетона в большей степени начинаются с разрушения защитного слоя бетона с последующей коррозией арматурной стали внутри конструкции. Бетон подвержен разрушению различными видами агрессивных сред, среди которых наиболее вредны кислоты и соли ряда кислот. Исходя из этого, наиболее подвержены разрушительным процессам конструкции промышленных химических предприятий и очистных сооружений. Одной из причин разрушения железобетонных конструкций во времени является коррозия стальной арматуры. Она может привести к повышению напряжений в конструкции, снижению площади поперечного сечения арматуры, разрушениям защитного слоя бетона и ухудшению сцепления арматуры и бетона [2]. Коррозия арматуры может быть вызвана недостаточным количеством цемента в бетоне, введением чрезмерного количества вредных добавок в бетон (таких как поваренная соль при строительстве в зимний период), большим количеством пор и недостаточной толщиной защитного слоя бетона, малой плотностью бетона, наличием большого количества хлоридов и сульфидов в бетоне.

6 Актуальным является нахождение остаточного ресурса эксплуатируемых в агрессивной среде железобетонных конструкций. Расчет остаточного ресурса дает возможность определить продолжительность периода от начала эксплуатации конструкции до момента достижения в ней предельного состояния. Игнорирование данной проблемы может привести к значительным материальным затратам на усиление и защиту железобетонных конструкций. В строительных сводах правил присутствуют указания по проектированию и расчету конструкций без учета появления в них коррозионных повреждений, при этом нет возможности детального прогнозирования поведения конструкций, бетон и арматура которых подвержены коррозионным процессам, в особенности их деформативности. В данной работе были проведены исследования для нахождения остаточного ресурса по деформативности железобетонных перекрытий промышленных зданий. Обьект исследования - деформативность железобетонных изгибаемых элементов. Предмет исследования – оценка остаточного ресурса по деформативности перекрытий промышленных зданий. Цель исследования – выполнить экспериментальное исследование железобетонных изгибаемых элементов , их коррозионных повреждений и оценить их влияние на деформативность. В рамках данной работы определены задачи исследования: 1. Изучить основные физические модели деградационных процессов бетона и стальной арматуры железобетонных конструкций.

7 2. Выполнить обзор существующих методик расчета деформативности железобетонных перекрытий под влиянием агрессивных сред. 3. Проработать наиболее подходящую методику расчета деформативности железобетонных перекрытий под влиянием агрессивных сред. 4. Провести обследования железобетонных безбалочных перекрытий, подверженных воздействию агрессивных сред, а так же имеющих конструктивные дефекты. 5. Выполнить численное моделирование железобетонных конструкций и перекрытий, подверженной влиянию агрессивных сред с вычислением их деформативности (прогибов). Научная новизна исследования: обоснована вероятностная модель для прогнозирования и оценки, долговечности, надежности железобетонных конструкций, учитывающие кинетику деградационных процессов. Публикации: основные результаты магистерской работы отражены в 3 публикациях. Апробация работы. Результаты магистерской работы были представлены и рассмотрены на: - Международной научно-технической конференции молодых ученых БГТУ им. В.Г. Шухова. Белгород, 2017 г.; - Международной научно-технической конференции молодых ученых БГТУ им. В.Г. Шухова. Белгород, 2018 г.; Объем работы. Работа состоит из введения, четырех глав, заключения в виде основных выводов по результатам магистерской работы, списка использованной

8 литературы из 51 наименований. Общий объем составляет 99 страниц, содержит 40 рисунков, 7 таблиц. Во введении обоснована актуальность темы диссертационной работы, цели и задачи исследования, их научная новизна, теоретическая и практическая значимость работы, степень достоверности и апробация результатов положения, выносимых на защиту. В первой главе приведен обзор основных физических моделей деградационных процессов бетона и стальной арматуры железобетонных конструкций, расчетные модели сопротивления железобетонных конструкций, подверженных коррозии, анализ дефектов железобетонных конструкций перекрытий и покрытий. Во второй главе изложены математическая модель накопления коррозионных повреждений арматуры, методика расчета железобетонных изгибаемых элементов с коррозионными повреждениями по деформативности, алгоритм расчета и определения параметров напряженнодеформированного состояния сечений. В третьей главе приведен анализ натурного обследования безбалочного перекрытия производственной части здания фабрики мороженого в осях 2-10, А-Д ОАО «Белгородский хладокомбинат» (инвентарный номер 24415, кадастровый номер 31:16:0214007:9:024415-00/003:1001/Б11) расположенного по адресу: г. Белгород ул. Дзгоева, 1, выполненного ООО «Строительная экспертиза» в 2015 г. В четвертой главе представлен алгоритм расчета деформативности поврежденных коррозией железобетонных перекрытий, результаты численных исследований железобетонного безбалочного перекрытия производственной части здания фабрики мороженого с коррозионными повреждениями по деформативности, а также рекомендации к прогнозированию деформативности железобетонных конструкций покрытий

9 и перекрытий с коррозионными повреждениями и оценке их остаточного ресурса. В заключении приведены основные результаты и выводы исследования.

10 1. ДЕГРАДАЦИОННЫЕ ЯВЛЕНИЯ В ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТАХ ПРИ ВОЗДЕЙСТВИИ АГРЕССИВНЫХ СРЕД. ОБЩИЕ СВЕДЕНИЯ РАСЧЕТА ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ, ПОДВЕРЖЕННЫХ КОРРОЗИИ. 1.1. Физические и расчетные модели сопротивления железобетона, подверженного коррозии. Пригодность конструкций к нормальной эксплуатации в ряде случаев определяют их расчетами по второй группе предельных состояний. Для изгибаемых железобетонных элементов прогиб от нормативной нагрузки не должен превышать предельно допускаемого строительными нормами. Долгое время считалось, что железобетонные конструкции имеют неограниченный срок службы, потому как бетон со временем только набирает прочность. Дальнейшие исследования показали, что данная закономерность выполняется лишь при определенных влажностных и температурных условиях. Зачастую в процессе эксплуатации конструкции испытывают влияние агрессивных воздействий, которые со временем приводят к их разрушению. Учитывая опасность процессов коррозии бетона под воздействием агрессивных сред и появления различных повреждений с изменением деформативно-прочностных характеристик материала, актуальной является оценка остаточного ресурса эксплуатации железобетонных конструкций по деформативности и прогнозирование их сроков службы [23]. Разработкой методики расчета железобетонных конструкций занимались В.М. Бондаренко, В.П. Селяев, В.И. Римшин, Е.А. Гузеев, Н.В. Савицкий, А.А Мутин и др.[25 -36] С.Е. Никитиным и В.В. Беловым [36] рассмотрены основные виды воздействия агрессивных сред природного и техногенного происхождения на конструкции, предложена диахронная модель деформирования коррозионно-

11 поврежденных изгибаемых железобетонных элементов с макротрещинами (швами). графоаналитическая методика определения проектного ресурса вновь возводимых и остаточный ресурс эксплуатируемых изгибаемых железобетонных конструкций. В.П. Селяевым [26,27] рассмотрены виды деградации бетонных и железобетонных конструкций, проведены исследования процессов взаимодействия железобетонных конструкций с агрессивными средами, которые показали деформирования и что для теоретического разрушения, оценки описания химического процессов сопротивления железобетонных конструкций можно разработать единую модель деградации, параметры которой можно определить по физико-механическим характеристикам. При построении теории сопротивления железобетона действию агрессивных сред исходят из следующих предположений: в процессе эксплуатации в конструкциях возникает комплекс явлений и реакций физико-химического взаимодействия материала с окружающей средой; под действием которой происходит изменение (как правило, ухудшение) свойств; процесс деградации завершается разрушением структуры материала; В.М Бондаренко[25] предложил методику оценки силового сопротивления железобетона, учитывающую нелинейность, неравновестность деформирования и коррозионные повреждения. В.М. Бондаренко, Е.А. Гузеевым и Н.В. Савицким [28] предложен метод интегрального модуля для оценки напряженно-деформированного состояния конструкций, основанный на упрощении закономерности изменения свойств бетона по глубине действия коррозионного фронта. В работе В.М. Бондаренко, А.В. Боровских, С.В. Маркова, В.И. Римшина [35] рассмотрено развитие теории прочности силового сопротивления железобетонных конструкций, внесены дополнения в методах и алгоритмах учета влияния предыстории нагружения и воздействия повреждений. Предложен расчет остаточного силового сопротивления

12 железобетонных элементов. При этом в сжатой зоне сечения железобетонного элемента выделены три характерные области: область полного разрушения, переходная область постепенного уменьшения коррозионных повреждений и неповрежденная область. 1.2.Воздействия, влияющие на поведение железобетонных конструкций Поведение железобетонных конструкций, начиная от ввода их в эксплуатацию до разрушения, описывается тремя стадиями напряженнодеформированного состояния. На достижение той или иной стадии оказывают влияние многих факторов: 1) заложенные конструктивные решения; 2) протекающие в материалах различные физико-химические процессы; 3) качества материалов; 4) механические нагрузки; 5) климатические и биологические воздействия; 6) агрессивность окружающей среды; 7) условия эксплуатации конструкции. Не соблюдение всех этих условий может привести к уменьшению срока службы конструкции, а в последующем и здания в целом. Результаты обследований проведенных в конструкциях зданий, пострадавших в результате аварий показали, что повреждения конструкций зарождались еще процессе изготовления и процесса строительства зданий. К основным дефектам железобетонных конструкций на этапе изготовления и транспортировки до строительной площадки можно отнести [2]: - нарушение величины защитного слоя бетона;

13 - отклонение от проектных геометрических размеров конструкций - несоблюдение с расчетом площади поперечного сечения армирования, ее расположения в теле конструкции. - занижение классов бетона и качества состава. - механические повреждения, сколы, каверны. После введения здания в эксплуатацию одним из самых опасных воздействий, уменьшающих срок его службы, является воздействие на его конструкции агрессивной среды. Под влиянием агрессивной окружающей среды в железобетонной конструкции развиваются деградационные процессы, значительно изменяется распределение напряжений и деформаций, что в результате может привести к чрезмерным деформациям, исчерпанию несущей способности и разрушению конструкции. Изучение влияния агрессивных сред на физико-механические свойства бетона и стальной арматуры позволит углубить знания о поведении элементов подверженных коррозии и дополнить расчеты железобетонных конструкций. 1.3.Коррозионные процессы в бетоне В работе Н.К.Розенталя[1] изложены наиболее частые повреждения эксплуатируемых конструкций, вызванные протеканием в них различных физико-химических процессов: - деструкция бетона вследствие периодического замораживания и оттаивания, в особенности при одновременном действии растворов солей; - утрата бетоном защитного действия по отношению к стальной арматуре из-за карбонизации и проникания в бетон агрессивных к стали солей; - разрушение бетона техногенными и природными растворами кислот;

14 - разрушение бетона в зоне капиллярного подсоса и испарения кристаллизирующими солями из растворов при наличии испаряющейся поверхности; - разрушение бетона от выщелачивания при фильтрации воды через слой бетона. Наибольшую опасность для железобетонных элементов представляют жидкие агрессивные среды, так как большинство коррозионных процессов – это химические реакции, возможность прохождения которых при обычных температурах требует наличия жидкой среды. Скорость и полнота коррозионных процессов в бетоне под воздействием жидких и газообразных сред в значительной степени зависят от скорости переноса среды в объем изделия и определяются первым законом Фика: ; (1.1) где j – поток вещества через единицу поверхности, D – коэффициент диффузии (в общем случае – коэффициент взаимодиффузии, зависит от температры), C - концентрации по толщине мембраны, равная разнице концентраций переносимого вещества по обе стороны мембраны, x - толщина мембраны. В том случае, когда количество вещества, поступающего извне вглубь материала, не соответствует количеству отводимого вещества, используют второй закон Фика: (1.2)

15 В работе В.М.Москвина[3] описано три основных вида коррозии бетона в жидкой среде : 1. Коррозия «выщелачивания». Этот процесс проходит за счет растворения и выноса из бетона соединений, которые определяют прочность кристаллизационных контактов в цементном камне. Наиболее растворимым составляющим цементного камня на основе портландцемента является известь (гидроксид кальция). Ca(OH)2 + СO2 = CaСO3 + H2O. (1.3) После карбонизации гидроксида кальция и выноса его наружу, поверхность бетона покрывается белым налетом. Существует прямая зависимость интенсивности коррозии выщелачивания от проницаемости бетона и от минерального состава цементного камня. Коррозия I вида наиболее ярко выражена при фильтрации воды малой жесткости. Зависимость выщелачивания от скорости фильтрации можно проследить по кривой. Рис 1.1. Зависимость удаления извести из бетона от скорости фильтрации. Для сохранности конструкции и продления периода ее эксплуатации следует предусмотреть мероприятия по защите ее от коррозии. Большое значение имеет обеспечение стойкости к коррозии I вида для градирен, при непрерывном омывании мягкой водой. Стойкость бетона при коррозии I вида зависит от плотности бетона, площади соприкосновения бетона с водой, наличия у цементного камня карбонизированного слоя. Процесс коррозии на

16 пуццолановых портландцементах проходит намного медленнее, чем на портландцементах. 2.Коррозия, характеризующаяся развитием обменных реакций между кислотами или солями с цементными камнями. Разрушение цементного камня проходит на поверхности, в слоях которые непосредственно соприкасаются с агрессивной средой. Наиболее часто можно увидеть коррозию от действия углекислых вод. Угольная кислота диссоциирует ступенчато: H2CO3=H++HCO3-; (1.4) HCO3=H++CO32-. (1.5) Вода, в которой угольная кислота и соотношение ионов H+ , HCO3-,CO32будут в равновесии, не сможет растворить карбонатную пленку бетона и не будет считаться по отношению к нему агрессивной. Под действием гидроксида кальция выделится CaCO3. Увеличение количества CO2 сверх допустимого может растворить карбонатную пленку, и вода может стать агрессивной. В результате образуется бикарбонат СаСО3 + СО2 + Н2О = Са (НСО3)2, который хорошо растворяется и вымывается водой из цементного камня. Так же следует отметить опасность коррозии бетона при взаимодействии его с соляной, серной кислотой с pH=1.2. Для защиты бетона от разрушения от растворов кислот необходимо заменять обычные цементы кислотоупорными и применять кислотоупорные бетоны, или хорошо изолировать поверхность бетонов покраской, облицовкой. 3.Коррозия, при которой происходит накопление в порах бетона солей, которые кристаллизируются, увеличивая обьем твердой фазы. Соли образуются после реакции взаимодействия цементного камня с агрессивной средой. Кристаллизованные соли могут вызвать растягивающие усилия в стенках пор и капилляров, вызвать остаточные деформации и разрушить структурные элементы бетона.

17 В отличии от коррозии I и II вида на начальных стадиях при накоплении солей в порах бетон уплотняется и его прочность на короткий период увеличивается, что усложняет распознавание начальной стадии разрушения. Лишь после возникновения значительных растягивающих усилилий в стенках пор и капилляров начинают разрушаться структурные элементы цементного камня и наблюдается стремительное снижение прочности бетона. Начальная стадия разрушения может проходить довольно долго, поэтому оценку состояния бетона не стоит проводить после кратковременных испытаний. Опасным считается совмещение коррозии III вида с попеременным замораживанием и оттаиванием бетона и в условиях частого изменения температуры окружающей среды. Наиболее часто встречается коррозия бетона при воздействии на него сульфатов и хлоридов, которые содержаться в большинстве природных вод. Инкубационный период бетона в хлоридной и сульфатной среде зависит от продолжительности диффузии их ионов через бетон защитного слоя и времени повышения их концентрации до критических значений [14]. Небольшая величина защитного слоя бетона , большая концентрация ионов и недостаточная проницаемость бетона значительно укорачивают инкубационный период. В ходе экспериментальных исследований по влиянию хлоридосодержащей среды на железобетонные конструкции [14—16],а также существующих моделей взаимодействия конструкций с различными агрессивными средами, С.Н. Леоновичем была предложена диаграмма разрушения прокородировавших железобетонных элементов от воздействия хлоридной среды (рис. 1.2).

18 Рис.1.2. Диаграмма снижения несущей способности под воздействием хлоридсодержащей среды где 1 — работа защитного покрытия в течение инкубационного периода до начала проникания хлоридов в железобетонный элемент; 2 — проникание хлоридов в железобетонный элемент и распределение их по его объему; 3 — наступление условий коррозии для арматуры; 4 — развитие коррозионного поражения арматуры с уменьшением ее сечения и образованием продуктов коррозии; 5 — коррозионное растрескивание бетона вокруг корродирующей арматуры; 6 — прорастание трещины сквозь бетон до поверхности конструктивного элемента; 7— отслаивание защитного слоя бетона под давлением продуктов коррозии арматуры; 8 — работа конструктивного элемента с отслоившимся защитным слоем и нарушение сцепления прокорродировавшей арматуры с бетоном; 9 — разрушение конструктивного элемента вследствие наступления предельного состояния. Сульфаты натрия и калия могут повысить растворимость цементного камня и привести к ускорению коррозии I вида, а так же в процессе обменных реакций заменить катионы К+,Na+,Mg2+ на ионы Ca2+ и привести к коррозии II вида. Значительные разрушения цементного камня и бетона в коррозии III вида проходят с образованием гипса и гидросульфоалюмината кальция (эттрингита)[10,11]: H2SO4 + Ca(OH)2 = CaSO4·2H2O; (1.6) 3CaSO4·2H2O + 3CaO·Al2O3·6H2O + 24H2O = 3CaO·Al2O3·3CaSO4·32H2O. (1.7)

19 Рис 1.3.Структура эттрингита Во всех системах с клинкерными цементами эттрингит является устойчивым структурным элементом[7]. По мнению В.И.Бабушкина[6] разрушение бетона от действия сульфатов и хлоридов объясняется возникновением в нем осмотического давления. Существует зависимость для сульфатостойкости бетона: чем тоньше помол цемента, тем больше гипса может быть в него введено и для получения большей сульфатостойкости после твердения бетона[4,5]. Полностью сульфатостойким цементом можно считать тот, который при введении в него избытка гипса не дает расширение бетона. Это глиноземистый и гипсошлаковый цементы, имеющие пониженное количество извести в поверхностном слое бетона. Так же более сульфатостойкими считаются портландцементы, в клинкере которых окись кальция заменена окисью бария. 1.4.Коррозионные процессы в стальной арматуре Большой срок службы железобетонных конструкций в основном зависит от способности бетона защищать стальную арматуру от коррозии. Одной из основных причин развития деградационных процессов арматуры в железобетонных элементах является разрушение защитного слоя бетона под воздействием механических повреждений, а так же агрессивных сред[17].

20 Первые наблюдения В.М. Москвина [3] за длительным поведением железобетонных конструкций показали, что коррозия арматуры проходит не только когда разрушен защитный слой бетона, но и при его наличии, когда арматура находится в нем. Внутри пор бетона и на поверхности стали присутствуют вещества, а именно влага и кислород, при участии которых происходит электрохимическая коррозия арматуры, при этом на ее поверхности образуются анодные и катодные участки. Наиболее существенная коррозия стальной арматуры протекает при воздействии на нее растворов кислот (соляной, серной и др.) и солей. Электрохимический механизм проходит при таких условиях: - присутствие разницы потенциалов между отдельными участками поверхности металла; - присутствие электрохимической связи между этими участками; - активное состояние поверхности на анодных участках где происходит следующая реакция (рис. 1.4) : Fe → Fe2+ + 2e; (1.8) - наличие достаточного количества деполяризатора, в частности кислорода, необходимого для ассимиляции на катодных участках поверхности металла избыточных электронов: O2 + 4e + 2H2O → 4OH-.; (1.9)

21 Рис 1.4. Электрохимический механизм коррозии металла. Термодинамические расчеты, выполненные В. И. Бабушкиным [6] показали, что в воздушно-влажном бетоне имеется достаточное для протекания коррозии количество кислорода. Высокая щелочность в бетоне, то есть когда уровень pH > 7, позволяет металлу оставаться в пассивном состоянии, то есть быть в состоянии повышенной коррозионной устойчивости, вызванной торможением анодного процесса и образованием защитной пленки из гидрата окиси [18]. Процессы коррозии не начинаются пока пленка не разрушена. Наиболее существенная коррозия стальной арматуры протекает при воздействии на нее растворов кислот (соляной, серной, хлоридной и др.) и солей. При определенных условиях корродирующий металл может покрываться безпористым слоем продуктов реакции, например окислом, который будет препятствовать непосредственному взаимодействию металла электролита, в таком случае наступит пассивное состояние металла. Но здесь возможна другая проблема. Продукты реакции составляют объем в 2-3 раза больший, по сравнению с первоначальным. В этом случае возникают дополнительные напряжения в окружающем арматуру бетоне, которые могут привести к появлению трещин и последующем отслаивании защитного слоя бетона. При этом еще больше возрастает доступ агрессивной среды к арматуре.

22 Согласно работе С.Н. Леоновича [15] конструкция рассматривается в виде модели цилиндра испытывающая радиальное давление(рис.1.5) Рис. 1.5. Образование трещин под давлением продуктов коррозии: D диаметр арматурного стержня; d0 - толщина слоя продуктов коррозии в зоне сцепления арматуры и бетона; а и b - внутренние и внешние радиусы толстостенного бетонного цилиндра; с - толщина защитного слоя бетона Уравнение увеличения внутреннего радиуса бетонного цилиндра a(t): 𝑎(𝑡) = [𝐷 + 2𝑑0 2 ] + 𝑑𝑠 (𝑡), (1.10) где ds(t)- толщина продуктов коррозии, вызывающих растягивающие напряжения. В свою очередь ds(t) выражается: 𝑑𝑠 (𝑡) = 𝑊𝑟𝑢𝑠𝑡 𝜋(𝐷+2𝑑0 ( ) 𝜌 1 𝑟𝑢𝑠𝑡 − 𝛼𝑟 𝜌𝑠𝑡 ), (1.11) где αr — коэффициент, зависящий от типа продуктов коррозии; 𝜌rust, — плотность продуктов коррозии; 𝜌st — плотность арматуры; Wrust — масса продуктов коррозии (ржавчина), которые вызывают критическое растягивающее напряжение. Напряжение, достаточное для образования трещин в зоне защитного слоя бетона: 𝜎𝑟 = 2𝑐∙𝑓1 𝐷+2𝑑0 с - толщина защитного слоя бетона f1- прочность бетона на растяжение. Развитие трещин начинается при условии: (1.12)

23 𝜎с 𝑓1 = 0.5+𝑐/𝑑 1.665 (1.13) d-диаметр арматуры Трещина достигает поверхности защитного слоя при условии: 𝜎с 𝑓1 𝑐 = 2( + 0.5) 𝑑 (1.14) Коррозия в предварительно напряженных конструкциях проходит в более тяжелой форме, это вызвано тем, что на арматуру действуют большие напряжения. При разрушении окисных пленок на поверхности арматуры напряжения могут возрасти до уровня предела текучести. Так как предварительно напряженные стержни лучше работают на прочность, то для тех же нагрузок используется арматура меньшего диаметра, и относительные коррозионные повреждения и ослабления сечения в ней больше. Хотя диаметр поперечного сечения не играет здесь большую роль, так как даже используя предварительно напряженную арматуру большего диаметра не изменяется такое ее свойство как коррозионное растрескивание. Коррозионная стойкость арматуры в большой степени зависит от химического состава стали. В строительстве используются углеродные и низколегированные стали. Виды коррозии арматуры по характеру повреждения показаны на рис. 1.6. Рис 1.6. Виды коррозии арматуры.

24 Коррозия углеродистых сталей мало зависит от содержания углерода в щелочной среде. Так же и присутствие добавки марганца мало влияет на коррозионную стойкость. Хром может повысить стойкость стали пропорционально его количеству. Кремний в малых количествах немного повышает стойкость стали в солевых растворах, но при содержании его в составе стали более чем 1% скорость коррозии наоборот увеличивается. Анализируя исследования можно сказать, что улегродистые стали являются менее стойкими к коррозии, чем низколегированные. Чем выше температура и влажность среды, тем быстрее проходят процессы коррозии. Коррозия арматуры чаще всего проходит не по всей поверхности, а в локальных участках, где имеются дефекты защитного слоя и агрессивная среда способна воздействовать непосредственно на арматуру. На этих участках уменьшается поперечное сечение арматуры и возрастают напряжения, которые приводят к зарождению микроскопических трещин, их накоплению, развитию и внезапному хрупкому разрушению арматуры. При локализации коррозионных поражений наблюдаемые остаточные деформации снижаются более резко, чем при общей коррозии. Обрыв арматуры происходит на участке язвенного поражения, где быстро достигается предел текучести. При этом остаточные удлинения и прогибы всего образца весьма малы. Обычно локализованная коррозия арматуры наблюдается в трещинах бетона. Высокопрочная стержневая арматура отличается пониженной пластичностью, и достижение высокой ее прочности сопровождается появлением склонности к коррозионному растрескиванию. Этот вид коррозии выражается в том, что при одновременном действии растягивающих напряжений и агрессивной среды в структуре стали развиваются трещины,

25 которые начинаются с поверхности и макроскопически ориентированные нормально направлению растяжения. В работах П. Мангата и М. Эльграфа [8,9] предложена зависимость между силой коррозионного тока и массой стали Δω (г), потерянной в процессе коррозии, описываемая с помощью закона Фарадея [51]: ∆ω= А𝐼𝑡 (1.15) 𝑍𝐹 где А – атомный вес железа, 56 г.; I – сила коррозионного тока, А; t – время коррозии, с; Z – валентность электрода, равная 2; F – константа Фарадея, F = 96500 A∙c. В итоге получаем выражение для определения глубины коррозии δ (см) с течением времени: δ= А𝑖𝑡 (1.16) 𝛾𝑍𝐹 где i – плотность коррозионного тока i = I/a, А/см2; γ – плотность стали, γ = 7,85 г/см3; a – площадь поперечного сечения арматуры, см2. Согласно работе Дронова А.В [19] глубина коррозии δ (см) с течением времени может быть выражена: 𝑘 𝛿 = ∙ 𝑡𝑛, (1.17) 𝑎 где k и n – эмпирические коэффициенты, а – величина защитного слоя, мм. Основными методами повышения коррозионной стойкости арматуры являются: - наличие защитного слоя оптимальной толщины - гидрофобизация органическими поверхности материалами) - бетона обмазка (зачастую арматуры полистирольными,цементно-битумными и другими растворами. кремнийцементно-

26 -при значительной влажности среды можно использовать оцинкованную арматуру. 1.5. Расчет по деформациям ( прогибам) изгибаемых железобетонных элементов Согласно СП 52.101.2003 [40] расчет железобетонных конструкций производится из условия по которому прогибы или перемещения конструкций от действия внешней нагрузки не должны превышать предельно допустимых значений прогибов или перемещений. f ≤ fult (1.18) где f - прогиб железобетонного элемента от действия внешней нагрузки; fult - значение предельно допустимого прогиба железобетонного элемента. Для свободно опертых и консольных элементов максимальный прогиб определяют по формуле: , где (1.19) - полная кривизна в сечении с наибольшим изгибающим моментом, от нагрузки, при которой определяется прогиб; S- коэффициент, зависящий от схемы загружения конструкции. l – расчетная длинна конструкции. Полную кривизну изгибаемых, внецентренно сжатых и внецентренно растянутых элементов определяют по формуле: - для участков без трещин в растянутой зоне (1.20)

27 где - кривизны соответственно от непродолжительного действия кратковременных нагрузок и от продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок; - для участков с трещинами в растянутой зоне (1.21) где - кривизна от непродолжительного действия всех нагрузок, на которые производят расчет по деформациям; - кривизна от непродолжительного действия постоянных и длительных нагрузок; - кривизна от продолжительного действия постоянных и длительных нагрузок Кривизну железобетонного элемента на участке без трещин определяют по формуле 1 𝑟 = 𝑀 𝐸𝑏1 𝐼𝑟𝑒𝑑 (1.22) где М - изгибающий момент от внешней нагрузки Ired - момент инерции приведенного сечения относительно его центра тяжести Eb1 - модуль деформации сжатого бетона, принимаемый равным: при непродолжительном действии нагрузки Eb1 = 0,85Eb; (1.23)

28 при продолжительном действии нагрузки: 𝐸𝑏1 = 𝐸𝑏,𝑡 = E𝑏 (1+𝜑𝑏,𝑐𝑟 ) (1.24) Кривизну изгибаемого железобетонного элемента на участках с трещинами в растянутой зоне определяют по формуле. 1 𝑟 = 𝑀 𝐸𝑏,𝑟𝑒𝑑 𝐼𝑟𝑒𝑑 (1.25) Eb.red - приведенный модуль деформации сжатого бетона, принимаемый равным , где значение εb1,red равно: - при непродолжительном действии нагрузки - 15·10-4; - при продолжительном действии нагрузки в зависимости от относительной влажности воздуха окружающей среды w%: - при w > 75% - 24·10-4; - при 75% ≥ w ≥ 40% - 28·10-4; - при w < 40% - 34·10-4. Можно отметить, что в строительных нормах не учитывается влияние коррозии при расчете железобетонных конструкций по деформативности [13]. Исследованиями данной проблемы занимались В.М. Бондаренко, В.П. Селяев и др. [25 -27]. В своих работах по исследованию силового сопротивления бетона [28,35] В.М. Бондаренко предположил, что коррозийные повреждения начинаются на внешней поверхности конструкции и далее продвигаются в ее глубину. При этом действующие напряжения не превышают предела длительной прочности бетона длительной прочности бетона, а процесс

29 продвижения фронта коррозионного повреждения затухает и, наконец, фиксируется. (рис.1.7) Рис.1.7. Схема изменения характеристик бетона по глубине коррозии в элементе где b0- ширина образца, b1- перпендикулярный размер образца, Х* вертикальный размер образца, Z* - высота (толщина) слоя полного разрушения бетона (табл.1), σ – толщина переходной зоны поврежденного образца, p – высота неповрежденного слоя образца, К* - коэффициент изменения характеристик образца. Таблица 1.1 Скорость образований 1*-мм/год Степень агрессивности Скорость мм/год среды слабая до 0,4 средняя от 0,4-1,2 сильная >1,2

30 На рисунке (рис. 1.7) видно, что в пределах зоны Z*, вплоть до границы с переходной зоны S, бетон полностью разрушен и К*= 0; в переходной зоне вплоть до границы с зоной неповрежденного бетона р коэффициент сохранения (0< К* < 1) постепенно повышается, а в зоне р становится равным единице К* = 1 Величина Z* устанавливается натурными замерами или по табл.1 Коэффициент К* можно выразить отношением модуля деформации в промежуточном слое, к модулю деформации неповрежденного бетона: 𝐾∗ = 𝐸2 𝐸1 ,0 < 𝐾 < 1 (1.26) E1=Eb,red- модуль деформации неповрежденного слоя бетона. E2- модуль деформации промежуточного слоя бетона. Изменение модуля деформации по глубине коррозионного повреждения влияют на величину ее прогиба. По мнению В.П. Селяева интенсивность ухудшения свойств (деградации) строительных материалов под действием жидких агрессивных сред зависит от механизма и скорости V1 переноса жидкости в твердое тело и от скорости V2 химического взаимодействия агрессивной среды с компонентами материала. Существует три типа деградации железобетонных конструкций: гетерогенный, гомогенный, диффузионный. Их можно представить в виде феноменологических моделей, которые показаны в виде эпюр модулей упругости по высоте поперечного сечения. В зависимости от вида изохрон эпюры могут быть линейными и нелинейными, симметричными и несимметричными. Эпюры деградации зависят от двух параметров a и α , где a – ордината фронта деструкции, характеризующая скорость деградации под действием напряжений и агрессивной среды; α – характеристика механизма деградации,

31 определяемая как угол наклона прямолинейной изохроны к оси абсцисс. Если угол α равен нулю, то наблюдается деградация гетерогенного типа, применяемая для материалов, скорость взаимодействия которых с агрессивной средой значительно выше скорости ее переноса в объем элемента. Если угол α равен 𝜋/ 2, то деградация происходит по гомогенному механизму и характеризуется большой скоростью насыщения материала агрессивной средой и малой скоростью химического взаимодействия. Если скорость насыщения соизмерима со скоростью химических взаимодействий, то наблюдается диффузионный тип деградации и угол α изменяется в пределах от 0 до 𝜋/ 2 . Рис 1.8. Фенологическая модель деградации 1.6. Остаточный ресурс железобетонных конструкций перекрытий Под остаточным ресурсом следует подразумевать наработку конструкции от начала ее эксплуатации или возобновления после определенного вида ремонта до перехода в предельное состояние. Остаточный ресурс показывает состояние конструкции спустя некоторое время после начала его эксплуатации.

32 Анализ показывает, что в настоящее время экспертные организации применяют различные методики определения остаточного ресурса строительных конструкций: 1) Экстраполяция максимальных текущих значений повреждений до предельно допустимой величины, в том числе с учетом доверительной вероятности (гамма-процентный ресурс) или коэффициентов запаса по ресурсу [20]; 2) Различные модели изменения во времени нагруженности, сопротивления, деформаций, других параметров технического состояния, а также соответствующих коэффициентов запаса по различным видам предельных состояний [21]; 3) По изменению вероятности отказа конструкции [22]; 4) По степени физического износа, выраженного в процентах; 5) По нормативам сроков эксплуатации до капитального ремонта; 6) По срокам эксплуатации объектов–аналогов; Последние из указанных методов весьма условны и не учитывают особенности работы и условия эксплуатации конкретных конструкций. Остаточный ресурс по деформативности железобетонных конструкций можно выразить через фактический и предельно допустимый прогиб. В момент времен t, остаточный ресурс определяется как: ОР(𝑓𝑢,𝑡 ) = 1 − 𝑓факт 𝑓𝑢,𝑡 (1.27)

33 2. МЕТОДИКА РАСЧЕТА ДЕФОРМАТИВНОСТИ ПОВРЕЖДЕННЫХ КОРРОЗИЕЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ. 2.1. Исходные положения и рабочие гипотезы. Для основной части строительных расчетов используются упрощенные диаграммы деформирования бетона, такие как двухлинейная, трехинейная, а так же диаграмма деформирования стали Прандля и др.(рис.2.1). Эти диаграммы дают возможность решать инженерные задачи с минимально необходимой точностью, но при анализе напряженно деформированного состояния железобетонного элемента их не применяют. Рис.2.1.Диаграммы деформирования бетона: а - двухлинейная, б – трехлинейная. Анализ напряженно-деформированного состояния более целесообразно выполнять с помощью реальной диаграммы деформирования бетона (рис.2.2), которая наиболее приближено отображает данные, полученные экспериментальным путем [41,42]. Зависимость между напряжениями и деформациями бетона представляется в виде полинома k-той степенис целыми показателями степеней. 𝜀𝑏 (𝑡) 𝑘 ) , 𝜀𝑏𝑅 (𝑡) 𝜎𝑏 (𝑡) = 𝑅𝑏 (𝑡) ∑𝑛𝑘=1 𝑎𝑘 (𝑡) ( (2.1) где 𝜎𝑏 (𝑡) - напряжения в бетоне в определенный момент времени, 𝜀(𝑡) – полные деформации бетона в определенный момент времени, 𝑎𝑘 (𝑡) -

34 коэффициенты полинома для диаграммы деформирования бетона при длительном действии нагрузки. Рис.2.2.Реальная диаграмма напряжений и деформаций бетона Для выполнения расчетов по данной зависимости требуется только определить коэффициент ak исходя из рекомендаций по уточнённому расчёту железобетонных элементов с учётом полной диаграммы сжатия бетона [43]. Для того чтобы учесть постепенное снижение усилия, воспринимаемого бетоном растянутой зоны, при развитии трещин, в расчет вводится коэффициент 𝜓𝑏𝑡 [44]. Таким образом эпюру напряжений в зоне растянутого бетона после появления в нем трещин можно представить в виде прямоугольника с ординатой 𝜓𝑏𝑡 𝑅𝑏 . Использование коэффициента 𝜓𝑏𝑡 способно снизить погрешности расчета с применением гипотезы плоских

35 сечений. Значения коэффициента 𝜓𝑏𝑡 следует принимать в зависимости от уровня нагружения: при 𝜎𝑠 ≤ 𝜎𝑠𝑦 𝜓𝑏𝑡,1 = 𝑒 𝜀 −𝜀 𝑛𝑖 𝑑𝑖 1 × 𝑏𝑢,𝑢 𝑏𝑡 ∑𝑚 𝑖=1 ℎ 𝑘1 𝑘2 𝜀𝑏𝑡,𝑢 0𝑖 ; (2.2) при 𝜎𝑠 = 𝜎𝑠𝑦 (𝜎 ) 𝑥𝑦 𝜓𝑏𝑡,2 = 𝜓𝑏𝑡,1 = 𝑐𝑜𝑛𝑠𝑡; (2.3) при 𝜎𝑠 ≥ 𝜎𝑠𝑦 𝜓𝑏𝑡,3 = 𝜓𝑏𝑡,2 𝜀𝑏𝑡,𝜎𝑥𝑦 𝜀𝑏𝑡 , (2.4) где k1 – количество рядов арматуры; k2 – коэффициент, учитывающий профиль арматуры; 𝜀𝑏𝑡 – деформация наиболее растянутого волокна бетона на данной стадии нагружения; 𝜀𝑏𝑡,𝑢 –– предельные деформации растяжения бетона, 𝜀𝑏𝑡,𝑢 = 2𝑅𝑏𝑡 /𝐸𝑏 , ni– количество стержней одного диаметра; di – диаметр i-го стержня; h0i – расстояние от центра тяжести i-го стержня до наиболее сжатого волокна бетона; 𝜀𝑏𝑡, 𝜎𝑠𝑦 - деформации наиболее растянутого волокна бетона в момент перехода арматуры на упрочнение. При разработке методики оценки напряженно-деформированного состояния нормальных сечений железобетонных конструкций принимаются следующие предпосылки: Для расчета принимается сечение, напряженно-деформируемое состояние которого соответствует усредненному состоянию блока между трещинами [45]. Деформации в рассматриваемом соответствии с гипотезой плоских сечений. сечении распределяются в

36 Зависимость между напряжениями и деформациями описывается согласно уравнения (2.1). Однако, для высоких уровней нагружения, при традиционных методах расчета, использование реальных диаграмм деформации бетона приводит к появлению значительных погрешностей, близких к предельным. Это происходит вследствии того, что на высоких уровнях нагружения одинаковым значениям момента соответствуют разные значения кривизны. Также на высоких уровнях нагружения при малых изменениях момента происходит значительный рост кривизны и, соответственно, жесткости, что усложняет итерационный процесс расчета. Наиболее точно описать зависимость «напряжение – деформация» арматурной стали можно с использованием диаграммы (рис.2.3), нахождение параметров которой производится согласно рекомендациям норм[27] и проведенных опытов. Рис.2.3.Реальная диаграмма напряжения и деформирования арматурной стали

37 2.2. Расчет деформативности поврежденных коррозией железобетонных изгибаемых элементов. Исследования под руководством В.П.Селяева [26,27,37,38] показали, что для теоретического описания процессов деформирования и разрушения, оценки химического сопротивления железобетонных конструкций можно разработать единую модель деградации, параметры которой можно определить по физико-механическим характеристикам. Долговечность железобетонных конструкций во многом зависит от сопротивления строительных материалов действию агрессивных сред (физических, химических, биологических воздействий), длительное действие которых сопровождается ухудшением (деградацией) структуры и свойств материала. Описать деградацию железобетонных конструкций можно с помощью нескольких механизмов: Первый механизм деградации называется гетерогенным и проходит на границе соприкосновения агрессивной среды с бетоном. Данный механизм возможен при химическом взаимодействии агрессивной среды с реакционно способными компонентами бетона на поверхности, механическом (ударном) повреждении верхних слоев элементов железобетонных конструкций, физических биоповреждениях, при действии больших положительных и отрицательных значений температур. Толщина верхних слоев не изменяется с течением времени, а происходит уменьшение площади поперечного сечения по мере продвижения реакционной зоны. При втором механизме деградации, который назван гомогенным, разрушение проходит равномерно по всему объему бетона. Особенностями данного механизма являются накопления микроповреждений от силовых факторов (циклическое, длительное нагружение сжатых, растянутых элементов); химически активной среды, равномерно распределенной по

38 объему материала, отрицательных или положительных температур, равных в любой точке объема; излучений (рентгеновских, магнитных, радиационных и т. д.). Этот случай характерен для гидрофильных материалов, пористых бетонов. Третий механизм деградации назван диффузионным и характеризуется неравномерным по обьему накоплением повреждений. Реакционная зона, в которой происходит деструкция, увеличивается во времени и долговечность конструкций зависит от коэффициента диффузии и размеров поперечного сечения. Данный механизм проявляется при одностороннем действии температур, агрессивных сред, неравномерном распределении механических напряжений. Изменение несущей способности и жесткости конструкции во времени можно представить в виде функции деградации. В общем виде функция выглядит так: 𝐷= 𝐵(𝑡) 𝐵(0) = 𝑓(𝑡, 𝑇, 𝜎, 𝑐, ℎ, 𝛼, 𝑎), (2.5) где t – время; T – температура; σ – напряжение; с – концентрация агрессивной среды; h – геометрическая характеристика; α и а – параметры деградации. Для элементов конструкций, работающих на осевое сжатие или растяжение, деградационная функция жесткости равна: D(Wc) = ∬𝐹(𝑡) 𝐸(𝑡, 𝑦, 𝑥)𝑑𝑥𝑑𝑦/ ∬𝐹(0) 𝐸(𝑡0 , 𝑦, 𝑥)𝑑𝑥𝑑𝑦. (2.6) Для изгибаемых элементов деградационная функция жесткости имеет вид: D(Wc) = ∬𝐹(𝑡) 𝐸(𝑡, 𝑦, 𝑥)𝑦 2 𝑑𝑥𝑑𝑦/ ∬𝐹(0) 𝐸(𝑡0 , 𝑦, 𝑥)𝑦 2 𝑑𝑥𝑑𝑦. (2.7)

39 Механизмы деградации можно представить в виде феномологических моделей, которые представлены в виде эпюр изменения модуля упругости по высоте поперечного сечения. В зависимости от вида изохрон деградации феномологические модели могут быть линейными и нелинейными, симметричными и несимметричными. В линейных моделях деградации положение изохрон характеризуется двумя параметрами α и a, где a — ордината фронта деструкции, характеризующая скорость деградации под действием напряжений и агрессивной среды; α — характеристика механизма деградации, определяемая как угол наклона прямолинейной изохроны к оси абсцисс (рис. 2.4.а). Если угол α равен нулю, то наблюдается деградация гетерогенного типа, применяемая для материалов, скорость взаимодействия которых с агрессивной средой значительно выше скорости ее переноса в объем элемента (рис 2.4.б). Если угол α равен 𝜋/2, то деградация происходит по гомогенному механизму и характеризуется большой скоростью насыщения материала агрессивной средой и малой скоростью химического взаимодействия (рис 2.4.в). Если скорость насыщения соизмерима со скоростью химических взаимодействий, то наблюдается диффузионный тип деградации и угол α изменяется в пределах от 0 до 𝜋 /2 (рис.2.4.г). Рис.2.4.Феноменологические модели деградации Более подробно описать диффузионный механизм деградации можно с помощью моделей, представленных на рис.2.5. Модель, представленная на

40 рис.2.5.(в) является наиболее общей. Эпюра данной модели разделена на три области: 1) Минимального значения модуля упругости. 2) Линейного увеличения модуля с ростом глубины. 3) Первоначального значения модуля упругости. Рис.2.5. Феноменологические модели диффузного механизма деградации Описание деградации бетонов в кислых растворах малой концентрации приводится в работе [28] в виде модели, отражающей позитивный эффект взаимодействия материала с агрессивной средой. Изохрон деградации состоит из трех зон: деструкции, позитивной коррозии, латентной деградации (рис.2.6.а).

41 Рис. 2.6.Феноменологические модели деградации, учитывающие явление позитивной коррозии В отдельных случаях можно отметить не только ухудшение свойств бетона за счет изменения модуля упругости, а и уменьшение площади поперечного сечения бетона, вводимого в расчет (рис.2.6.б). Учитывая все случаи распределения свойств бетона по высоте поперечного сечения, можно использовать обобщенную феноменологическую модель (рис.2.6.в). Изменение модуля упругости Еb по высоте поперечного сечения h с учетом этой модели может быть выражено [29,30]: 𝐸𝑏 (𝑦) = ℎ ℎ 𝐸𝑚𝑖𝑛 , при ( − 𝑎0 ) ≤ 𝑦 ≤ ; 2 2 ℎ ℎ 𝐸1 , при ( − 𝑎1 ) ≤ 𝑦 ≤ ( − 𝑎0 ) ; 2 2 𝐸1 + (𝐸𝑚𝑎𝑥 − 𝐸1 ) ℎ −𝑎1 −𝑦 2 𝑎2 −𝑎1 ℎ ℎ ℎ , при ( − 𝑎2 ) ≤ 𝑦 ≤ ( − 𝑎1 ) ; 2 2 ℎ (2.8) 𝐸𝑚𝑎𝑥 , при ( − 𝑎3 ) ≤ 𝑦 ≤ ( − 𝑎2 ) ; 2 2 𝐸𝑚𝑎𝑥 − (𝐸𝑚𝑎𝑥 − 𝐸2 ) ℎ −𝑎3 −𝑦 2 𝑎4 −𝑎3 ℎ ℎ , при ( − 𝑎4 ) ≤ 𝑦 ≤ ( − 𝑎3 ) ; 2 2 ℎ 𝐸2 , при 0 ≤ 𝑦 ≤ ( − 𝑎4 ) . { 2 Модуль упругости пораженной области можно нескольким показаниям модулей упругости каждого слоя: усреднить по

42 ℎ − 𝑎1 − 𝑦1 𝐸𝑚𝑖𝑛 ∙ a0 + 𝐸1 ∙ (a1 − a0 ) + (𝐸1 + (𝐸𝑚𝑎𝑥 − 𝐸1 ) 2 𝑎 − 𝑎 ) ∙ (𝑎2 − 𝑎1 ) 2 1 𝐸п.о = + ℎ 2 (2.9) ℎ − 𝑎3 − 𝑦2 ℎ +𝐸𝑚𝑎𝑥 ∙ (𝑎3 − 𝑎2 ) + (𝐸𝑚𝑎𝑥 − (𝐸𝑚𝑎𝑥 − 𝐸2 ) 2 𝑎 − 𝑎 ) ∙ (𝑎4 − 𝑎3 ) + 𝐸2 ∙ (2 − 𝑎4 ) 4 3 , ℎ 2 В данном случае пораженный участок равняется половине поперечного сечения элемента, однако для универсальности в расчетах целесообразно применять значение высоты бетона затронутого коррозией an. где y1 и y2 - расстояния от y=0 до точек измерения. Усредненный модуль упругости всей конструкции может быть выражен так: 𝐸𝑏 = 𝐸п.о ∙𝑎𝑛 +𝐸0 ∙(ℎ−𝑎𝑛 ) ℎ , (2.10) где E0 – модуль упругости бетона в неповрежденной области. an- общая высота бетона, затронутого коррозией Одной из основных характеристик деформативности железобетонных изгибаемых элементов является величина прогиба. В первом разделе приведены основные формулы (1.18 – 1.25) нахождения прогиба железобетонных изгибаемых элементов согласно СП 52.101.2003[40]. В справочном пособии Голышева А.Б.[46] приведены формулы нахождения прогибов в центре плит сборного безбалочного перекрытия: 𝑓 = 𝑓1 + 𝑓2 , (2.11) где f1 – прогиб пролетной плиты в центре; f2 – прогиб межколонный плиты.

43 𝑓1 = 𝑎𝑖 𝑞𝑙 4 𝐷 = 𝑎𝑖 𝑞𝑙 4 𝐸𝑏 𝐼 , (2.12) ai – коэффициент, определяемый в зависимости от схемы опирания кромок плиты (рис.2.7), определяется по табл.2.1, q – величина равномерно – распределенной нагрузки, l – длина плиты, D – жесткость плиты, E – модуль упругости, I – момент инерции сечения. Для перекрытий, на которых воздействует агрессивная среда, формула (2.12) имеет вид: 𝑞𝑙 4 𝑓1 = 𝑎𝑖 𝐸п.о∙𝑎𝑛+𝐸0∙(ℎ−𝑎𝑛) . ℎ 𝐼 Рис.2.7. Схемы опирания кромок плиты (2.13)

44 Таблица 2.1. Коэффициенты для определения усилий и прогибов плит, загруженных равномерно распределенной нагрузкой

45 При расчете прогиба межколонной плиты f2 по формуле кривизна на участках с трещинами в растянутой зоне может быть выражена: 1 1 1 1 (1/r)𝑡𝑜𝑡 = ( ) + ( ) + ( ) − ( ) r r r r 1 2 3 𝑠ℎ,𝑐 . (2.14) Соответственно формула прогиба межколонной плиты f2 выглядит так: 1 1 1 1 𝑓2 = 𝑆𝑙 2 (1/r)𝑡𝑜𝑡 = 𝑆𝑙 2 (( ) + ( ) + ( ) − ( ) r r r r 1 2 3 𝑠ℎ,𝑐 ). (2.15) S - коэффициент загружения схемы, выражение которого при загружении. 𝑆= 𝑆1 𝑀1 +𝑆2 𝑀2 +..+𝑆𝑛 𝑀𝑛 𝑀1 +𝑀2 +..+𝑀𝑛 . (2.16) Существует алгоритм, позволяющий максимально точно произвести расчет кривизны изгибаемых элементов на участках с трещинами в растянутой зоне: 1) Определяются геометрические характеристики приведенного сечения Ared,Ired,Wred и коэффициент μs: 2) Вычисляется Ms для изгибаемых элементов по формуле: 𝑀𝑠 = ±𝑀 ± 𝑃0 𝑒𝑠𝑝 . (2.17) 3) Определяется равнодействующая продольной силы N и усилия предварительного обжатия Ntot: 𝑁𝑡𝑜𝑡 = 𝑃0 ± 𝑁 . (2.18) 4) Находится es,tot по формуле: 𝑒𝑠,𝑡𝑜𝑡 = |𝑀𝑠 /𝑁𝑡𝑜𝑡 | . 5) По данным таблицы определяется 𝜈𝑏 : (2.19)

46 Таблица 2.2 Коэффициент 𝝂𝒃 , характеризующий упругопластическое состояние бетона сжатой зоны 6) Определяются значения δs, λf и φf по формулам: 𝛿𝑠 = 𝑀𝑠 /(𝑅𝑏,𝑠𝑒𝑟 𝑏ℎ02 ); (2.20) 𝜆𝑓 = 𝜑𝑓 [1 − ℎ𝑓` /(2ℎ0 )] ; (2.21) 𝜑𝑓 = (𝑏𝑓` −𝑏)ℎ𝑓` +(𝛼𝑠` 𝐴`𝑠𝑝 +𝛼𝑠` 𝐴`𝑠 )/(2𝜈𝑏 ) 𝑏ℎ0 . 7) Если es,tot /h0 > 0.5 переход к п.8, иначе es,tot /h0=0.5. 8) Вычисляется ξ по формуле: 𝜉= 1 1+5(𝛿𝑠 +𝜆𝑓 ) 𝛽+ 10𝜇𝑠 𝛼𝑠 ± 1.5+𝜑𝑓 𝑒 11.5 𝑠,𝑡𝑜𝑡 ∓5 , (2.22) (2.23) ℎ0 β- коэффициент, принимаемый для бетонов: - тяжелого,легкого и поризованого – 1.8, - мелкозернистого – 1.6, - ячеистого – 1.4. 9) Определяется z по приближенной формуле: 𝑧 = ℎ0 [1 − 10) ℎ𝑓` 𝜑𝑓 +𝜉 2 ℎ0 2(𝜑𝑓 +𝜉)ℎ0 ]. (2.24) Вычисляется φm по формуле: 𝜑𝑚 = 𝑅𝑏𝑡,𝑠𝑒𝑟 𝑊𝑝𝑙 |±𝑀𝑟 ∓𝑀𝑟𝑝 | . (2.25)

47 10.1) По таблице 2.3. определяется γ, в зависимости от типа поперечного сечения: Таблица 2.3 Коэффициент γ

48 10.2) Определяется Wpl по формуле: 𝑊𝑝𝑙 = 𝛾𝑊𝑟𝑒𝑑 . (2.26) 10.3) Для крайних сжатых волокон бетона вычисляют σb: 𝜎𝑏 = 𝑃0 (𝑎𝑛,𝑡 +𝑎𝑛,𝑏 )+2𝑅𝑏𝑡,𝑠𝑒𝑟 𝑊𝑟𝑒𝑑,𝑏 𝑊𝑟𝑒𝑑,𝑡 , (2.27) где 𝑎𝑛,𝑡 = 𝑊𝑟𝑒𝑑,𝑏 /𝐴𝑟𝑒𝑑 , 𝑎𝑛,𝑏 = 𝑊𝑟𝑒𝑑,𝑡 /𝐴𝑟𝑒𝑑 , 𝑊𝑟𝑒𝑑,𝑏 и 𝑊𝑟𝑒𝑑,𝑡 – значения 𝑊𝑟𝑒𝑑 для граней сечения, соответственно сжатой(верхней) и растянутой (нижней) от момента Mr. 10.4) Вычисляется φ по формуле: 𝜑 = 1.6 − 𝜎𝑏 /𝑅𝑏,𝑠𝑒𝑟 . (2.28) 10.5) Если φ < 0.7, принимается φ=0.7, если φ > 1, принимается φ=1. 10.6) Вычисляется r по формуле: 𝑟= 𝜑𝑊𝑟𝑒𝑑 𝐴𝑟𝑒𝑑 = 𝜑𝑎𝑛 . (2.29) 10.7) Принимается Mr=M 10.8) Определяется Mrp по формуле: 𝑀𝑟𝑝 = 𝑃0 (𝑒𝑜𝑝 ± 𝑟). (2.30) 10.9) Определяется Mcrc по формуле: 𝑀𝑐𝑟𝑐 = 𝑅𝑏𝑡,𝑠𝑒𝑟 𝑊𝑝𝑙 ± 𝑀𝑟𝑝 . 11) Если φm < 1 переход. к п.12, иначе принимается φm=1. (2.31)

49 12) Если es,tot /h0 > 1.2/φls, переход. к п.13, иначе es,tot /h0=1.2/φls. где φls –коэффициент, который зависит от вида нагрузки и определяется по табл.2.4. Таблица 2.4 Коэффициент φls, учитывающий продолжительность действия нагрузки 13) Определяется ψs, в зависимости от вида бетона, по формуле: - для элементов из тяжелого и легкого бетона, а также двухслойных предварительно напряженных конструкций из ячеистого и тяжелого бетонов: 𝜓𝑠 = 1.25 − 𝜑𝑙𝑠 𝜑𝑚 − 2 1−𝜑𝑚 (3.5−1.8𝜑𝑚 )𝑒𝑠,𝑡𝑜𝑡 ℎ0 , (2.32) - для однослойных конструкций из ячеистого бетона (без предварительного напряжения): 𝜓𝑠 = 0.5 + 𝜑𝑙𝑠 𝑀/𝑀𝑢 , (2.33) где Мu -момент, воспринимаемый сечением злемента из расчета по прочности при расчетных сопротивлениях арматуры и бетона для предельных состояний второй группы. 14) Определяется ψb, в зависимости от вида бетона:

50 - для тяжелого, мелкозернистого и легкого бетона классов выше В7,5 0,9 - для легкого бетона класса В7,5 и ниже и ячеистого бетона - 0,7 - для элементов. рассчитываемых на действие многократно повторяющейся нагрузки, независимо от вида и класса бетона – 1. 15) По формуле (2.34) определяется (1/r)1. 1 𝜀𝑠𝑚 −(−𝜀𝑏𝑚 ) 𝑟 ℎ0 ( )1 = = 𝑀𝑠 ℎ0 𝑧 [𝐸 𝐴 ψ𝑠 𝑠 𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 + ψ𝑏 (𝜑𝑓 +ξ)bh0 𝐸𝑏 𝜈𝑏 ]−h 𝑁𝑡𝑜𝑡 ψ𝑠 0 (𝐸𝑠 𝐴𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 ) (2.34) где εsm и εbm - соответственно средние величины относительного удлинения арматуры и относительного укорочения крайних сжатых волокон бетона на участке между трещинами; h0 – рабочая высота сечения; Ms - момент (заменяющий) относительно оси, нормальной к плоскости действия момента и проходящей через центр тяжести сечения арматуры S, от всех внешних сил, расположенных по одну сторону от рассматриваемого сечения и от усилия предварительного обжатия Р0; z – расстояние от центра тяжести сечения арматуры S до точки приложении равнодействующей усилий в сжатой зоне сечения над трещиной, т. е. плечо внутренней пары в сечении с трещиной; b – ширина сечения; ψb – коэффициент, зависящий от вида бетона; ψs – коэффициент, учитывающий работу растянутого бетона между трещинами для арматуры S ; Ntot - равнодействующая продольной силы N и усилия предварительного обжатия; φf - относительная площадь сечения свесов сжатой полки и арматуры в сжатой зоне; ξ - условная относительная высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной; Eb и Es – модули упругости бетона и стали; As и Asp – площадь сечения ненапрягаемой и напрягаемой части арматуры. Соответственно, с учетом влияния агрессивной среды это выражение имеет вид:

51 1 (𝑟 )1 = 𝜀𝑠𝑚 −(−𝜀𝑏𝑚 ) ℎ0 𝑀 = ℎ 𝑠𝑧 [𝐸 𝐴 0 ψ𝑠 𝑠 𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 + ψ𝑏 𝐸п.о ∙𝑎𝑛 +𝐸0 ∙(ℎ−𝑎𝑛 ) (𝜑𝑓 +ξ)bh0 𝜈𝑏 ℎ ]−h 𝑁𝑡𝑜𝑡 ψ𝑠 0 (𝐸𝑠 𝐴𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 ) . (2.35) 16) Аналогичным образом (при соответствующих значениях ψs и υb) вычисляются кривизны (1/r)2 и (1/r)3. 17) Если (1/r)2 < 0, принимается (1/r)2 = 0, если (1/r)3 < 0, (1/r)3 = 0. 18) Если выполняется условие Мr < Mcrc переход к п.19, иначе ` ` принимается 𝜎𝑠ℎ,с = 0 и 𝜀𝑠ℎ,𝑐 = 0. ` 19) Вычисляется 𝜎𝑠ℎ,с и 𝜎𝑠ℎ,с ` 20) Определяются значения 𝜀𝑠ℎ,с и 𝜀𝑠ℎ,с по формулам: 𝜀𝑠ℎ,с = ` 𝜀𝑠ℎ,с = 𝜎𝑠ℎ,с 𝐸𝑠 ` 𝜎𝑠ℎ,с 𝐸𝑠 ; (2.36) . (2.37) 21) Вычисляется (1/r)sh,c по формуле: ` (1/r)𝑠ℎ,𝑐 = (𝜀𝑠ℎ,𝑐 − 𝜀𝑠ℎ,с )/ℎ0 . (2.38) 22) Определяется (1/r)tot по формуле (2.14) Подставив выражения (2.13) и (2.15) с усредненным модулем упругости в формулу (2.11) определяется значение общего прогиба перекрытия с учетом воздействия на него агрессивных сред. 2.3. Оценка остаточного ресурса деформативности железобетонных изгибаемых элементов. Несмотря на высокие эксплуатационные качества железобетонных конструкций, необходимо отметить снижение их долговечности в процессе эксплуатации. Это связано со снижением силового сопротивления

52 железобетона, обусловленное внешними воздействиями среды эксплуатации вследствие воздействия агрессивной среды. Наиболее часто причинами снижения долговечности железобетонных конструкций являются коррозионные процессы, развивающиеся в конструктивных элементах из-за неблагоприятного воздействия факторов внешней среды. При проектировании силовое сопротивление конструкций оценивается применительно к определенной расчетной схеме, усредненным нормативным нагрузкам и воздействиям. С течением времени в конструкциях происходит накопление различных дефектов, включая коррозионные, изменение прочностных и деформационных параметров бетона и арматуры, расчетных схем, состояния узлов и связей. Вследствие этого оценка остаточного ресурса зданий зависит от предыстории эксплуатации объекта, накопленных силовых и коррозионных повреждений. При анализе надежности здания, входящие в его состав элементы и конструкции подразделяются, в определенной степени условно, на следующие группы: 1. Элементы, отказ которых практические не влияет на работоспособность здания. 2. Элементы, работоспособность которых за рассматриваемый период времени практически не изменилась. 3. Элементы, восстановление которых возможно при эксплуатации здания. 4. Элементы, отказ которых может привести к отказу элементов здания в рассматриваемый период времени. Взяв за основу общую формулу нахождения остаточного ресурса (1.27) первой главы и формулы нахождения прогибов (2.11), (2.14) и (2.15) главы второй, можно выразить формулу нахождения остаточного ресурса безбалочного перекрытия, подверженного влиянию агрессивных сред:

53 ОР(𝑓𝑢,𝑡 ) = 1 − 𝑓факт 𝑓𝑢,𝑡 =1− 𝑓1 +𝑓2 𝑓𝑢,𝑡 ; (2.17) 4 𝑎𝑖 ОР(𝑓𝑢,𝑡 ) = 1 − 4 𝑞𝑙 1 − (𝑎𝑖 𝐸п.о∙𝑎𝑛+𝐸 ℎ 2∙(ℎ−𝑎𝑛) 𝐼 2 𝑞𝑙 + 𝑆𝑙 ((1r) + (1r) + (1r) − (1r) ) 𝐸𝑏 𝐼 1 2 3 𝑠ℎ,𝑐 = 𝑓𝑢,𝑡 + 𝑆𝑙 ψ𝑠1 ψ𝑏1 2 𝑀𝑠1 ( ℎ 𝑧 [𝐸 𝐴 +𝐸 + ]− 𝐸 п.о ∙𝑎𝑛+𝐸0∙(ℎ−𝑎𝑛) 𝑠 𝑠𝑝 𝑠 𝐴𝑠 0 (𝜑𝑓1 +ξ)bh0 𝜈 𝑏1 ℎ 𝑁𝑡𝑜𝑡1 ψ𝑠1 ψ𝑠2 ψ𝑏2 𝑁 ψ𝑠2 𝑠2 +𝑀 + + [ ] − h (𝐸 𝑡𝑜𝑡2 𝐸п.о ∙𝑎𝑛+𝐸0∙(ℎ−𝑎𝑛) h0 (𝐸𝑠 𝐴𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 ) ℎ0 𝑧 𝐸𝑠 𝐴𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 𝐴 0 𝑠 𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 ) (𝜑𝑓2 +ξ)bh0 𝜈𝑏2 ℎ (𝜀𝑠ℎ,𝑐 −𝜀`𝑠ℎ,с ) ψ𝑠3 ψ𝑏3 𝑁𝑡𝑜𝑡3 ψ𝑠3 𝑀𝑠3 + − − ))/𝑓𝑢,𝑡 . [ ] h (𝐸 𝐴 +𝐸 𝐴 ) 𝐸п.о∙𝑎𝑛+𝐸0∙(ℎ−𝑎𝑛) ℎ0 𝑧 𝐸𝑠 𝐴𝑠𝑝 +𝐸𝑠 𝐴𝑠 ℎ0 𝑠 𝑠 0 𝑠 𝑠𝑝 (𝜑𝑓3 +ξ)bh0 𝜈 𝑏3 ℎ (2.18) 2.4. Выводы Оценка остаточного ресурса железобетонных перекрытий по деформативности производится с целью предупреждения достижения запредельных значений прогибов для конструкций, подверженных в той или иной степени влиянию агрессивных сред на нее. Коррозия, вызывающая деградационные процессы в конструкции, с точки зрения расчета деформативности, в большей степени опасна для бетона, нежели чем для стальной арматуры. Поэтому главным объектом для исследования деформативности в данном случае выбрана модель деформирования бетона, , которая предложена В.П. Селяевым. Существуют феноменологические модели деградации бетона, в которых показаны изменения модуля упругости бетона по глубине его поражения агрессивной средой, которые различаются по видам агрессивных сред, и способах проникновения их внутрь бетона. Из них выделена наиболее обобщенная модель, которая подходит для большинства случаев деградации. В ней сечение элемента разделено на несколько слоев, в каждом из которых значения модуля упругости различны, и в основном увеличивается по глубине по мере уменьшения концентрации и площади соприкосновения среды с бетоном. Изменение упругих характеристик в модели учтено с помощью формулы усредненного модуля

54 упругости (2.10) по слоям бетона. Этот модуль упругости в дальнейшем можно использовать при расчете кривизны элементов безбалочного перекрытия, и соответственно их прогибов.

55 3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ВЛИЯНИЯ ДЕФЕКТОВ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ НА ВЕЛИЧИНУ ОСТАТОЧНОГО РЕСУРСА ПО ДЕФОРМАТИВНОСТИ. 3.1. Диагностика железобетонных перекрытий при проведении обследования их технического состояния. Для определения деформативность влияния железобетонных коррозионных конструкцией повреждений сотрудники на ООО «Строительная экспертиза» под руководством Г.А. Смоляго провели натурное обследование строительных конструкций производственной части здания фабрики мороженого в осях 2-10, А-Д ОАО «Белгородский хладокомбинат» (инвентарный номер 24415, кадастровый номер 31:16:0214007:9:02441500/003:1001/Б11) расположенного по адресу: г. Белгород ул. Дзгоева, 1 В процессе работы : 1) Было документации проведено на изучение строительство здания, сохранившейся его проектной планировочного и конструктивного решения, натурные обследования несущих конструкций с установлением их геометрических параметров, наличия дефектов и повреждений, приборные исследования прочностных свойств материалов, изучение условий эксплуатации конструкций и здания целом. 2) Выполнены поверочные статические и конструктивные расчеты под существующие нагрузки, установлены запасы их несущей способности, проведена оценка технического состояния конструкций перекрытия с учетом установки нового технологического оборудования. 3) Были предложены рекомендации по устранению имеющихся дефектов и повреждений, сделаны выводы по результатам выполненных работ.

56 Работа выполнялась в три этапа: 1-ый этап: подготовительные работы, знакомство с имеющейся документацией, обмерочные работы и предварительное (визуальное) обследование; 2-ой этап: детальное (инструментальное) обследование строительных конструкций; 3-ий этап: камеральная обработка, анализ результатов обследования и разработка заключения. Обследование строительных конструкций проводилось в соответствии с требованиями [12,47]. Подготовительные работы проводились с целью: ознакомления с объектом обследования, его объемно-планировочными и конструктивными решениями. Предварительное (визуальное) обследование проводили с целью предварительной оценки технического состояния строительных конструкций по внешним признакам, определения необходимости в проведении детального (инструментального) обследования и уточнения программы работ. При этом проводилось сплошное визуальное обследование конструкций здания и выявление дефектов и повреждений по внешним признакам с необходимыми измерениями и их фиксацией. Результатом проведения предварительного (визуального) обследования явились: - описания; - фотографии конструкций и мест (участков) их опирания; - результаты проверки наличия характерных деформаций здания и строительных конструкций (прогибы, крены, выгибы, трещины); - выявленные несущие конструкции и их расположение; - обмерочные схемы здания; - предварительная оценка технического состояния строительных конструкций, определялась по степени повреждений и характерным признакам дефектов.

57 Детальное (инструментальное) обследование технического состояния здания включало в себя: - измерение необходимых для выполнения целей обследования геометрических параметров здания, конструкций, их элементов и узлов; - инструментальное определение параметров дефектов и повреждений; - определение фактических характеристик материалов основных несущих конструкций и их элементов; - определение реальных эксплуатационных нагрузок и воздействий, воспринимаемых обследуемыми конструкциями; - составление итогового документа (заключения) с выводами по результатам обследования. Основное здание фабрики мороженого представляет собой прямоугольное здание с размерами в плане 50,04х22,22 м переменной этажности: в осях 2-7 – 3-х этажное; в осях 1-2, 8-10 – 4-х этажное, фото которого показаны на рис. 3.1, 3.2. Рис.3.1. Расположение основного здания фабрики мороженого на плане местности

58 Рис.3.2. Фото внешнего вид фасадов здания фабрики мороженого В здании фабрики мороженого в осях 2-7 расположены основные цеха (фризерно-фасовочный, вафельный и т.п.), служебные и вспомогательные помещения; в осях 8-10 – А-В – блок холодильных камер, с размерами в плане 15,7х15,7 м. На 1-3 этажах расположены камеры замораживания и хранения, 4 этаж – технический. В конструктивном отношении здание фабрики мороженного – каркасное с полным железобетонным каркасом и самонесущими наружными и внутренними стенами и перегородками. Сетка колонн – 6х6м, высота этажа – 4,8м. Пространственная жесткость обеспечивается жесткими сопряжениями колонн с перекрытиями и фундаментами, дисками перекрытий и стенами. Конструктивные части здания в своем составе содержат совместно работающие элементы, выполненные из различных материалов. При рассмотрении состояния конструктивных элементов таких частей руководствовались требованиями 5.3.1 - 5.3.4[47]. Рабочие чертежи типового проекта «Фабрика мороженого производительностью 6 тонн в смену» разработан в 1966году институтом ГПИ-7 и привязан к условиям стройплощадки в 1968году институтом «Гипрохолод». В соответствии с проектом основными конструкциями перекрытия здания фабрики мороженного являются следующие: Перекрытия и покрытие – сборные железобетонные безбалочные. Капительные, межпролетные и пролетные плиты имеют размеры в плане

59 3,0х3,0м, толщина плит -16см. Сопряжения надколонных плит с капителями – жесткое, пролетных с надколонными – шарнирное, безметальное засчет заклинивания пролетных плит с конусообразными сужающими книзу боковыми поверхностями в таком же проеме, образованном надколонными плитами. Пристройка к основному зданию фабрики мороженного была выполнена в 2000году по рабочему проекту, разработанному ОГП «БЕЛГОРОДПРОМСТРОЙ» и представляет прямоугольную в плане 3-х этажную конструкцию с размерами 40,0×14,3м. В пристройки расположено фасовочное отделение с камерами хранения и закаливания и другие вспомогательные помещения. В конструктивном отношении пристройка здания фабрики мороженного – каркасное с полным стальным каркасом и навесными наружными стенами выполненные из металлических панелей типа «Сэндвич». Сетка колонн – 6,0х7,0(4,15)м, высота этажа обеспечивается жесткими – 4,6м. сопряжениями Пространственная колонн с жесткость перекрытиями и фундаментами, дисками перекрытий (покрытия) и системой вертикальных связей по колонным. Исполнительная строительная документация не сохранилась. После завершения строительства здание эксплуатировалось непрерывно по назначению вплоть до настоящего времени. Обследования строительных конструкций специализированными организациями (согласно данным предоставленным Заказчиком) проводились регулярно, начиная с 1985г. Первые обследования здания морозильных камер были проведены БГТУ им. В.Г. Шухова (в то время – БТИСМ) в связи с интенсивным трещинообразованием в стенах. Наиболее широкая вертикальная трещина образовалась и раскрылась до 2,5см в наружной стене по ряду А у оси 10. Было установлено, что причинами строительства: не устроены трещинообразования являются дефекты монолитные железобетонные пояса, не осуществлена анкеровка стен к перекрытиям, имелись и другие менее

60 существенные недостатки. А первые обследования производственной части здания фабрики мороженного были проведены в 1995году в связи с неудовлетворительным состоянием отдельных конструктивных элементов перекрытия и были усилены на основании разработанных чертежей усиления в 1999году. В связи с запланированной реконструкцией здания фабрики мороженного и размещения в нем нового технологического оборудования с целью увеличения производственных мощностей возникла необходимость в проведении исследования состояния здания и проверке ее железобетонных конструкций на несущую способность и деформативность. В процессе натурных обследований установление дефектов и повреждений производилось визуально со вскрытием отдельных элементов. Определение и контроль размеров выполнялись лазерным дальномером, мерной лентой, линейкой и штангенциркулем. Прочность материалов устанавливалась полевым неразрушающим методом контроля. Обследования проводились внутри помещения при нормальных температурно-влажностных условиях и снаружи при положительной температуре воздуха. В процессе проведенных натурных обследований установлено следующее. Исследуемая производственная часть основного здания фабрики мороженного по технологическим особенностям относится к помещениям с мокрыми производственными процессами. Отходы производства, которые содержат молочные кислоты постоянно воздействуют на железобетонные конструкции перекрытия, проникая через трещины, усадочные швы в полах, через разрушенные водосборные трапы и через неплотные стыки канализационных устройств. В результате их воздействия снижается силовое сопротивление бетона и происходит коррозия цементного камня бетона. Вследствие разрушения защитного слоя бетона интенсивно протекает коррозия арматуры и уменьшается долговечность конструкций. Несмотря на внешнее благополучие оштукатуренных и побеленных поверхностей перекрытий (капителей и плит перекрытия) в ходе обследований

61 оказалось, что при простукивании молотком в зонах регулярного увлажнения технологическими жидкостями бетон легко крошится и отпадает. За период многолетний эксплуатации производственной части основного здания фабрики мороженного были выполнены многочисленные усиления аварийных участков конструкций перекрытия, а также усиления участков перекрытий вследствие установки нового технологического оборудования (танков). В связи с этим сборные железобетонные конструкции перекрытия имеют разную степень технического состояния, физического износа и как следствие отличную друг от друга несущую способность и деформативность. Общими для всех перекрытий дефектами являются неплотность стыков между плитами, протечка через них, затеки по стыкам и по контурам плит капителей. Внешний вид сборных железобетонных конструкций покрытия и перекрытий и их состояние на момент обследования представлены на рис. 3.3. Рис.3.3. Фото характерных дефектов конструкций покрытия и перекрытий При выполнении (в рамках 2-го этапа) дополнительных натурных обследований в августе – сентября 2015 года специалистами ООО

62 «Строительная экспертиза» совместно с подрядной организацией были произведены вскрытия конструкций перекрытия 1-го и 2-го этажа в заранее оговоренных характерных зонах (местах). В результате на вскрытых участках были обнаружены многочисленные дефекты и повреждения, а именно: значительная коррозия рабочей и распределительной арматуры, разрушение опорных участков (консолей, зуба) плит перекрытия, сопровождающееся коррозией арматуры и бетона (рис.3.4 – 3.5). Рис.3.4. Состояние продольной и поперечной арматуры со значительной коррозией на вскрытом участке в межколонной плите перекрытия

63 Рис.3.5. Состояние опорных узлов опирания межколонных (пролетных) плит перекрытия на колонные плиты, сопровождающиеся разрушением опорных участков (консолей, зуба) и значительной коррозией арматуры (с уменьшением сечения арматурных стержней до 50%). Схемы производственной части здания фабрики мороженного с указанием дефектов и повреждений строительных конструкций представлены на рис 3.6 – 3.8.

64 Рис.3.6. Схема 1-го этажа производственной части здания с указанием дефектов и повреждений строительных конструкций согласно материалам обследований

65 Рис.3.7. Схема 2-го этажа производственной части здания с указанием дефектов и повреждений строительных конструкций согласно материалам обследований

66 Рис.3.8. Схема 3-го этажа производственной части здания с указанием дефектов и повреждений строительных конструкций согласно материалам обследован

67 3.2. Результаты натурных обследований железобетонных перекрытий. При обследовании технического состояния строительных конструкций производственной части здания фабрики мороженого в осях 2-10, А-Д ОАО «Белгородский хладокомбинат» (инвентарный номер 24415, кадастровый номер 31:16:0214007:9:024415-00/003:1001/Б11) расположенного по адресу: г. Белгород ул. Дзгоева, 1, объектами исследования являлись: фундаменты; стены; ригеля (балки) и колонны; перекрытия (покрытие); стыки и узлы сопряжения конструкций между собой. Оценку категорий технического состояния несущих конструкций здания проводили на основании результатов обследования в соответствии с [47]. По этой оценке конструкции, подразделяли на находящиеся: - в нормативном техническом состоянии; - в работоспособном состоянии; - в ограниченно работоспособном состоянии; - в аварийном состоянии. Для оценки производственной технического части здания состояния фабрики строительных мороженного были конструкций определены действующие на них нагрузки и воздействия, качество конструкций, материалов, соединений, установлены расчетные схемы, выполнены необходимые статические и конструктивные расчеты. При этом учтены виды, величины и характер имеющихся дефектов и повреждений, существующая степень и возможность их дальнейшего развития, фактическая несущая способность и надежность конструктивных элементов, их прогнозируемая долговечность, степень ответственности, износ и другие факторы. Конструктивное решение здания с полным железобетонным каркасом и самонесущими наружными и внутренними стенами и перегородками, монолитными железобетонными фундаментами стаканного типа, пространственная жесткость которого обеспечивается жестким сопряжениям колонн с перекрытиями и

68 фундаментами, дисками перекрытий и стенами, является характерным для времени его постройки, во многом остается рациональным и в настоящее время. Проведенный анализ результатов испытания железобетонных конструкций производственной части здания фабрики мороженного проведенных в 1999г. и 2015г. позволил установить, что прочность бетона на сжатие на отдельные участках конструкций перекрытия (покрытия) несколько уменьшилась. В связи с этим при выполнении поверочных расчетов конструкций сборного железобетонного перекрытия были использованы фактические показатели прочности бетона на сжатие и толщины конструктивных слоев пола, которая по сравнению с проектными значениями на втором и третьем этаже была увеличена в 2 и более раза (см. таблицу 3.1). Таблица 3.1 Результаты испытания железобетонных конструкций производственной части здания фабрики мороженного проведенных в 1999г. и 2015г. № п/п Зона (участок) испытания Прочность бетона на сжатие, МПа Фактический класс бетона (в 1999г.) Средняя прочность бетона на сжатие, МПа Фактический класс бетона (в 2015г.) 1-й этаж Колонны 1 «5»-«А» 43,7 В30 39,03 В30 2 «4»-«Б» 45,4 В30 28,91 В20 51,88 В35 45,58 В35 56,64 В40 54,31 В40 Надколонные плиты 3 «4»-«А» 67,1 В50 4 «4»-«Б» 55,5 В40 Пролетные плиты 5 «4-5», «Б» 58,2 В40 6 «4», «А-Б» 42,8 В30 2-й этаж Колонны

69 7 «3-Г» 79,8 В60 51,02 В35 8 «3-А» - - 43,84 В30 9 «6-В» 57,0 В40 40,17 В30 10 «6-Б» 31,5 В22,5 45,08 В30 45,75 В35 49,45 В35 43,48 В30 60,91 В45 44,08 В30 48,92 В35 33,41 В25 37,14 В27,5 28,91 В20 45,68 В35 34,21 В25 43,05 В30 59,47 В45 62,88 В45 61,20 В45 58,59 В40 57,0 В40 49,56 В35 47,91 В35 35,22 В25 Надколонные плиты 11 «3-Г» - - 12 «3-А» - - 13 «6-В» 47,7 В35 14 «6-Б» 84,9 В60 Пролетные плиты 15 «3»-«В-Г» - - 16 «3»-«А-Б» - - 17 «В»-«6-7» - - 18 «6»-«А-Б» - 3-й этаж Колонны 19 «4-Г» - - 20 «5-В» - - 21 «6-Б» - - 22 «7-Б» - - 23 «4-Г» - - 24 «6-В» - - 25 «6-Б» 45,0 В30 26 «7-А» - - Надколонные плиты Пролетные плиты 27 «4»-«В-Г» - - 28 «В»-«6-7» - - 29 «Б»-«6-7» - - 30 «7»-«А-Б» - -

70 Для пролетной плиты, в свете возможной трансформации расчетной схемы, была рассчитана прочность в случае её опирания по 3-м и 2-м сторонам, вследствие изменения граничных условий. 1) На момент обследования допустимая временная нагрузка (при расчете капители) составляет 1,1 т/м2, сохраняя тенденцию к снижению. 2) На момент обследования допустимая временная нагрузка (при расчете межколонной плиты) составляет 1,0 т/м2, сохраняя тенденцию к снижению. 3) В случае возможной трансформации расчетной схемы пролетной плиты, а именно, опирания плиты не по 4-м, а по трем сторонам вследствие разрушения бетона по стыку опирания пролетной плиты на межколонные плиты допустимая временная нагрузка на перекрытие составляет 1,2 т/м2. Выполненный расчет по деформациям выявил, что расчетный прогиб при временной нагрузке 1,0т/м2 составляет 28,5мм и не превышает предельно допустимого, равного 30,0мм; однако запас по жесткости несущественный и составляет 5,0%. На основании данных дополнительных исследований и выполненных проверочных статических и конструктивных расчетов сборных железобетонных плит перекрытия 1-го и 2-го этажа расположенных в осях 3-7, А-В, с учетом обнаруженных дефектов и повреждений, можно сделать вывод, что данные участки перекрытия находятся в недопустимом состоянии и нуждаются в незамедлительном проведении работ по их усилению. Планируемая реконструкций здания с целью увеличения производственных мощностей, учитывая современное состояние основных несущих конструкций и в большей степени их узлов сопряжения не возможна. Эксплуатации здания без увеличения нагрузок (в прежнем режиме и прежних технологических процессах, не связанных с увеличением нагрузок) возможна только ограниченное время (не более 2,5 лет) при условии незамедлительного проведения работ по усилению конструкций согласно рекомендаций и технических решений, приведенных на рис.3.9-3.10 при строгом соблюдении требований действующих нормативных документов.

71 Рис.3.9. План схема временного усиления со стороны потолочного пространства 1-го этажа

72 Рис.3.10.План схема временного усиления со стороны конструкции пола 2-го этажа

73 После данного периода эксплуатации необходимо выполнить полный демонтаж конструкций перекрытия 1-го и 2-го этажа и устройство новых монолитных железобетонных перекрытий способных воспринять технологические и динамические нагрузки от оборудования и отвечающих современным требованиям строительных норм и правил по специально разработанному рабочему проекту. 3.3.Выводы На основании анализа конструктивной схемы здания, результатов инженерно-обследовательских работ, инструментального обследования и поверочных расчетов несущих строительных конструкций производственной части здания фабрики мороженого в осях 2-10, А-Д ОАО «Белгородский хладокомбинат» (инвентарный номер 24415, кадастровый номер 31:16:0214007:9:024415-00/003:1001/Б11) расположенного по адресу: г. Белгород ул. Дзгоева, 1, можно сделать следующие выводы: 1. Выявленное техническое состояние конструкций перекрытия позволяет отметить, что вследствие накопления различных повреждений, связанных с деструкцией бетона, коррозией арматуры, остаточными деформациями, высока вероятность отказа (выхода из строя) конструкций перекрытия. Коррозия арматуры и бетона способствует потере сцепления арматуры с бетоном, снижению несущей способности и увеличению прогибов. 2. Результаты обследования, поверочные расчеты, анализ архивных материалов инженерно-обследовательских работ, позволяют утверждать, что основные несущие конструкции перекрытия находятся в ограниченно работоспособном состоянии, а на отдельных участках приближаются к недопустимому. Т.е. не способных воспринимать проектную временную нагрузку. Для дальнейшей нормальной эксплуатации, восприятия нагрузок от несущих конструкций и недопущения ухудшения их расчетных характеристик, необходимо ограничить временную нагрузку на несущие конструкции перекрытия не более 1,0т/м2.

74 На основании проведенного исследования мною было проведено численное исследование о влиянии коррозионных факторов на деформативность перекрытий с оценкой остаточного ресурса (см.4 главу п.4.2.).

75 4. ЧИСЛЕННЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ ПОВРЕЖДЕННЫХ ДЕФОРМАТИВНОСТИ КОРРОЗИЕЙ ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ПЕРЕКРЫТИЙ. 4.1. Алгоритм расчета деформативности поврежденных коррозией железобетонных перекрытий. Для облегчения расчет деформативности поврежденных коррозией железобетонных перекрытий обследуемых зданий следует производить по нижеуказанному алгоритму: 1. Обследованные участки конструкции перекрытия подверженные коррозии согласно модели описанной в главе 2 разбиваются на слои, которым по их состоянию назначаются различные модули упругости, исходя из отношения их состояния к состоянию бетона не подверженного коррозии. 2. По формуле (2.9) и (2.10) находится усредненный модуль упругости пораженной области Еп.о. и усредненный модуль упругости всей конструкции Eb. 3. Находим пролетный прогиб плиты в центре f1 по формуле (2.13). 4. Определяются геометрические характеристики приведенного сечения Ared,Ired,Wred и коэффициент μs. 5. Вычисляется Ms для изгибаемых элементов по формуле (2.17) 6. Определяется равнодействующая продольной силы N и усилия предварительного обжатия Ntot по формуле (2.18). 7. Находится es,tot по формуле (2.19). 8. По данным таблицы 2.2 определяется 𝜈𝑏 . 9. Определяются значения δs, λf и φf по формулам (2.20), (2.21), (2.22). 10. Если es,tot /h0 > 0.5 переход к п.11, иначе es,tot /h0=0.5. 11. Вычисляется ξ по формуле (2.23).

76 12. Определяется z по приближенной формуле формуле (2.24). 13. По таблице 2.3. определяется γ, в зависимости от типа поперечного сечения. 14. Определяется Wpl по формуле (2.26). 15. Для крайних сжатых волокон бетона вычисляют σb по формуле (2.27). 16. Вычисляется φ по формуле (2.28). 17. Если φ < 0.7, принимается φ=0.7, если φ > 1, принимается φ=1. 18. Вычисляется r по формуле (2.29). 19. Принимается Mr=M. 20. Определяется Mrp по формуле (2.30). 21. Определяется Mcrc по формуле (2.31). 22. Вычисляется φm по формуле (2.25). 23. Если φm < 1 переход. к п.24, иначе принимается φm=1. 24. Если es,tot /h0 > 1.2/φls, переход. к п.25, иначе es,tot /h0=1.2/φls. 25. Определяется ψs, в зависимости от вида бетона, по формуле (2.32),(2.33.). 26. Определяется ψb, в зависимости от вида бетона. 27. По формуле (2.35) определяется (1/r)1. 28. Аналогичным образом (при соответствующих значениях ψs и υb) вычисляются кривизны (1/r)2 и (1/r)3. 29. Если (1/r)2 < 0, принимается (1/r)2 = 0, если (1/r)3 < 0, (1/r)3 = 0. 30. Если выполняется условие Мr < Mcrc переход к п.31, иначе ` ` принимается 𝜎𝑠ℎ,с = 0 и 𝜀𝑠ℎ,𝑐 = 0.

77 ` 31. Вычисляется 𝜎𝑠ℎ,с и 𝜎𝑠ℎ,с . ` 32. Определяются значения 𝜀𝑠ℎ,с и 𝜀𝑠ℎ,с по формулам (2.36) и (2.37). 33. Вычисляется (1/r)sh,c по формуле (2.38). 34. Определяется прогиб межколонной плиты f2 по формуле (2.15). 35. По формуле (2.11) находится общий прогиб в центре сборного безбалочного перекрытия. 36. Проверяется условие fфакт < fu,t (предельный прогиб). Если условие выполняется переход. к п.37, если нет – конструкция не пригодна для нормальной эксплуатации по 2 группе предельных состояний. 37. Остаточный ресурс безбалочного перекрытия, подверженного влиянию агрессивных сред определяется по формуле (2.17). 38. На основании п.37 делается вывод о дальнейшем предполагаемом сроке нормальной эксплуатации перекрытия, и предлагаются методы его усиления. 4.2. Численные исследования деформативности поврежденных коррозией железобетонных перекрытий. Для проведения численного расчета деформативности выберем поврежденный участок перекрытия первого этажа на пересечении оси В с осями 5-6. Рис. 4.1.Участок перекрытия, поврежденный влиянием агрессивной среды на производстве

78 При расчете принимаем следующие допущения: межколонная плита, работает как балочная, две противоположные стороны которой жестко соединены с капителями, а другие две свободны; пролетная плита работает как свободно опертая на деформируемый контур. Следовательно, наибольший прогиб перекрытия определяем для точки, расположенной в центре пролетной плиты в виде суммы двух прогибов: прогиба центра пролетной плиты, шарнирно закрепленной по контуру, и прогиба в середине пролета межколонной плиты. Высота плиты h=0.16 м, защитный слой – 0.02 м. Постоянные нагрузки нагрузок на перекрытие приведены в табл. 4.1. Таблица 4.1 Сбор постоянных нагрузок на перекрытие № Наименование Нормативная нагрузка, кПа γf Расчетная нагрузка, кг/м2 Постоянные нагрузки Мозаичный 1 пол, t=0,035 м 25·0,035·1=0,875 1,3 1,14 Растворная стяжка М100, 2 t=0,07 м 18·0,07·1=1,26 1,3 1,64 Бетонная подготовка М100, 3 t=0,16 м 24·0,16·1=3,84 1,3 4,99 20·0,1·1=2,0 1,3 2,6 25·0,16·1=4,0 1,1 4,4 Армированная цементная стяжка 4 М100, сетка Ø6 мм, t=0,1 м Железобетонная плита 5 перекрытия, t=0,16 м Ʃ=11,975 Ʃ=14,77 Расчетная постоянная нагрузка на 1 м2 перекрытия p=14,77 кПа . Исходя из результатов натурного обследования и методики расчеты изложеной в п.2.2 главы 2 определим железобетонное перекрытие как многослойное, с различной степенью проникновения и концентрации агрессивной среды в нем, а следовательно и различными деформативными

79 характеристиками. В нашем случае в качестве различных деформативных характеристик выступает модуль упругости, который выражен в процентном отношении к изначальному значению модуля упругости непрокорродировавшего бетона. Для бетона класса В 30 𝐸𝑏 = 32500 МПа. Рис.4.2.Распределение модуля упругости плиты перекрытия по высоте сечения Таблица 4.2 Изменение модуля упругости по слоям Номер слоя Толщина слоя, Изменение модуля упругости см. 1 1 20% Е0=6500 МПа=Emin 2 1 30% Е0=9750 Мпа=E1 3 2 30% - 115% Е0=9750-37375 Мпа=E1-Emax 4 1 115% Е0=37375 Мпа=Emax

80 5 2 105-115% Е0=34125 - 37375 Мпа=E2-Emax 6 1 105% Е0=34125 Мпа=E2 7 8 100% Е0=32500 МПа Найдём приведенный модуль упругости пораженной области используя значения модулей упругости по уравнению (2.9): 6500 ∙ 1 + 9750 ∙ (2 − 1) + (9750 + (37375 − 9750)/2) ∙ (4 − 2) + 8 (37375 − 34125) +37375 ∙ (5 − 4) + (37375 − ) ∙ (7 − 5) + 34125(8 − 7) 2 = 8 𝐸п.о = 6500 + 9750 + 47125 + 37375 + 71500 + 34125 = 25796 МПа. 8 Усредненный модуль упругости всей конструкции по формуле (2.10): 𝐸𝑏 = 25796∙8+32700∙(16−8) 16 = 29248 МПа, При длительном действии нагрузки модуль деформации бетона равен 𝐸𝑏,𝜏 = 𝐸𝑏 1+𝜑𝑏,𝑐𝑟 = 29248 1+1.9 = 10085,5 МПа, где 𝜑𝑏,𝑐𝑟 - коэффициент ползучести бетона. Прогиб пролетной плиты f1 в центре определяем по формуле (2.12) главы 2 при 5 = 0.00405 и учитывая продолжительное действие внешней нагрузки. Для расчета прогиба нормативную временную нагрузку принимаем 10,0 кПа. Полная нагрузка на перекрытие 10,0+11,98=21,98 кПа . 𝑓1 = 5 pl4 𝐸𝑏,𝜏 𝐼 = 0,00405 21,98·103 ·34 ·12 10085.5·106 ·1·0,163 = 0,00405 ∙ 21364∙103 41.31∙106 = 0,002094 м = 2,1 мм. Прогиб межколонной плиты f2 находим из расчета перекрытия как многопролетной неразрезной балки, нагруженной внешней нагрузкой.

81 Защитный слой а=a’=3 см. Рабочая высота сечения плиты h0=0,160,03=0,13 м. Межколонная плита армирована снизу: 14Ø8 А400, 6Ø20 А400, 10Ø10 А400 и 2Ø18 А400. Площадь 1-го стержня Ø8 As1=0,503 см2, Ø20 As2=3,142 см2, Ø10 As3=0,785 см2, Ø18 As4=2,545 см2. Площадь нижней арматуры As=38,83 см2. Площадь верхне1 арматуры As=36,16 см2 Rs=350 МПа. Расчетная прочность бетона для бетона класса В30 Rb,ser=22 МПа, Eb=29248 МПа. Модуль упругости стали A400 Es=200000 МПа, Ared =4800 см2 , Ired =102400 см2 ,Wred =7886 см2 и коэффициент μs= 0.00809=0.8%. Максимальная ордината нагрузки 21.98·6=131.88 кПа =13.2 т =129.8 кН/м Рис.4.3.Эпюра моментов межколонной плиты Рис.4.4.Расчетная схема межколонной плиты для определения прогиба

82 Изгибающий элемент в середине пролета: 32 М𝑠 = 129.8 ∙ 8 + 129.8 ∙ 32 12 + 134 ∙ 0.5 − 132 ∙ 0.5 = 146.025 + 97.35 + 67 − 66 = 244.375 кНм. По данным таблицы 2.2 𝜈𝑏 = 0.15. Отношение модулей упругости арматуры и бетона: 𝛼𝑠 = 𝐸𝑠 𝐸𝑏 = 200000 29248 = 6.83. Определим значения δs, λf и φf : 𝛿𝑠 = 0.244375 22∙2.98∙0.132 = 0.22; 𝜆𝑓 = 0.2282 [1 − 2 ∙ 0.03/(2 ∙ 0.13)] = 0.163 ; 𝜑𝑓 = 6.83∙0.003616/(2∙0.15) 2.98∙0.13 = 0.2125. Условная относительная высота сжатой зоны бетона в сечении с трещиной ξ равна: 𝜉= 1 1+5(0.22+0.163) 1.8+ 10∙0.0684 = 1 1.8+4.26 = 0.165. 𝜇𝑠 𝛼𝑠 = 0.003883 ∙ 6.83/(2.98 ∙ 0.13) = 0.0684 Определим расстояние от центра тяжести сечения арматуры S до точки приложении равнодействующей усилий в сжатой зоне сечения над трещиной, т. е. плечо внутренней пары в сечении с трещиной z : 𝑧 = 0.13 [1 − (2∙ 0.03 )0.2125+0.1652 0.13 2(0.2125+0.165) ] = 0.1084 м. Вычислим φm: 𝜑𝑚 = 22∙0.007886∙1.75 0.244375 = 1.242

83 Определим коэффициент, учитывающий работу растянутого бетона между трещинами для арматуры ψs: 𝜓𝑠 = 1.25 − 0.8 ∙ 1.242 = 0.256 1 Радиус кривизны ( ): 𝑟 1 0.244375 0.256 +[ + ( ) = 𝑟 1 0.13 ∙ 0.1084 200000 ∙ 0.003883 0.9 ] = 17.34 [0.000329 + 0.001402] = (0.2125 + 0.165)2.98 ∙ 0.13 ∙ 29248 ∙ 0.15 = 0.03002 Находим максимальный прогиб f2: 32 5 97.35 67 66 𝑓2 = 0.03002 + − ( ∙ 146.025 + ) = 0.0011056 ∙ 244.375 48 10 15.6 15.6 ∙ (15.21 + 9.735 + 4.2948 − 4.2307) = 0.02765 м = 27.65 мм. Полный прогиб равен f=f1+f2=2.1+27,65=29,75 мм, Полный прогиб перекрытия при временной нагрузке равной 1 т/м2 без учета коррозионных повреждений исходя из расчета после проведения натурного обследования, проведенного ООО «Строительная экспертиза» 28.5 мм. Величина прогиба с учетом коррозионных повреждений увеличилась на: 29.75 – 28.5 = 1.25 мм. f=29,75 мм < L/200=6000/200=30 мм. Прогиб перекрытия при временной нагрузке равной 1 т/м2 не превышает предельно допустимый, однако запас по деформативности является небольшим и с течением времени перекрытие вскоре может перестать удовлетворять требования к пригодности нормальной эксплуатации. Так же

84 при расчете возможно наличие небольших численных погрешностей, которые могут увеличить величину прогиба. Для уточнения величины прогиба проведем расчет перекрытия с помощью ПК Лира. Расчет производится в несколько этапов: 1) Строится конечно-элементная модель здания, которая показана на рис.4.5. а) б) в) Рис.4.5. Вид расчетной схемы здания: а, б -3D виды, в-план перекрытия

85 2) Прикладывается распределенная временную нагрузка на перекрытие (рис. 4.6). Момент, возникающий от постоянной нагрузки, равен 1,5·8,15=12,2 т·м. Момент, приходящийся на временную нагрузку, равен 109,6-12,2=97,4 т·м. Максимальный момент от временной нагрузки возникает при загружении 2-го и 3-го пролета. Расчетная допустимая временная нагрузка на перекрытие равна 97,4/24,4=3,99 т/м2, нормативная временная нагрузка – 3,99/1,2 = 3,33 т/м2. Рис 4.6.Модель здания с приложением распределенной нагрузки на конструкцию перекрытия

86 3)Назначаются жесткости материалов конструкций(рис. 4.7). а) б) в) Рис.4.7. Модель здания: а – с меню назначения жесткостей, б,в – пространственная модель здания. 4)Выполняется расчет здания с получением результатов прогиба перекрытия (рис.4.8).

87 а) б) в) Рис.4.8.Результаты расчета железобетонного перекрытия в ПК Лира: а3D вид деформированной схемы , б – проекция схемы деформированной схемы на ось XOZ с мозаикой перемещений по Z, в – план деформированной схемы Согласно результатам расчета, выполненного с помощью моделирования каркаса здания в ПК Лира прогиб сборного железобетонного перекрытия с учетом влияния коррозии составляет 29.5 мм, что меньше

88 величины предельного прогиба, значит, перекрытие удовлетворяет требованиям к пригодности нормальной эксплуатации по второй группе предельных состояний. 4.3. Прогнозирование сроков службы железобетонных перекрытий Для многих строительных конструкций существуют нормативные значения сроков их службы, которыми руководствуются при проектировании зданий. Однако как показывает практика, даже гарантированно качественные железобетонные конструкции от производителя могут частично потерять прочностные и деформативные характеристики при монтаже и в процессе эксплуатации [49]. После детального обследования состояния конструкций срок их службы может уменьшиться. Для прогнозирования сроков службы железобетонных перекрытий важно знать остаточный ресурс железобетонной конструкции на данный момент и скорость развития повреждений в ней. Расчитаем для исследуемого перекрытия остаточный ресурс по деформативности по формуле (1.27): ОР(𝑓𝑢,𝑡 ) = (1 − 29.75 ) ∙ 100% = 0.83% 30 Найдём скорость развития коррозионных повреждений в бетоне: ∆𝑓 = 29.75 = 0.99 мм/год 30 Таким образом продолжительность срока службы до наступления предельного состояния по 𝑡= деформативности 30 − 29.75 = 0.25 года 0.99 поверхности составит:

89 4.4 Рекомендации по повышению остаточного ресурса железобетонных перекрытий. Предотвратить выход строительных конструкций из строя до нормативного срока службы, а также повысить остаточный ресурс железобетонных перекрытий можно путем применения специальных материалов, которые имеют стойкость к определенным выдам агрессивных сред, защитных покрытий, специальных конструктивных решений, технологических мероприятий при изготовлении, возведении или реконструкции сооружения. На этапе изготовления коррозионную стойкость перекрытия можно повысить за счет использования бетонов с повышенной стойкостью к коррозионным воздействиям, большей водонепроницаемостью и меньшей пористостью (в соответствии с СТ СЭВ 45*4-84 «Защита от коррозии в строительстве. Бетонные и железобетонные конструкции. Требования к первичной защите») и увеличения толщины защитного слоя. Так же рекомендуется применять защитные антикоррозионные покрытия[50], среди которых широкое распространение получили: - лакокрасочные армированные и неармированные на основе природных н синтетических смол; - мастичные, шпатлевочные и наливные: неорганические на основе жидкого стекла; органические; - на основе природных и синтетических смол; - оклеечные на битумных и битумно-резиновых мастиках на синтетических клеях, асбестом на жидком стекле; - гуммировочные;

90 - футеровочные и облицовочные на вяжущих, приготовленных на основе жидкого стекла, природных и синтетических смол. Нанесение защитного покрытия включает в себя подготовку поверхности старого и нового бетонов и выполнение защиты (нанесение покрытий, пропитка и т.д.). Дополнительная поверхностная защита назначается в случаях, когда «резерв стойкости» бетона недостаточен для обеспечения эксплуатации железобетонного элемента в течение расчетного срока с заданной надежностью. Для повышения остаточного ресурса безбалочных перекрытий, подвергнутых коррозионным повреждениям и потерявшим некоторый остаточный ресурс по деформативности, рекомендуется усиливать или уменьшать величину нагрузки на них. Усилить безбалочные перекрытия можно несколькими способами[48]: 1) Замена существующего перекрытия новым (рис. 4.9). Рис 4.9. Способ усиления перекрытия заменой существующего перекрытия новым.

91 Переустройство существующего перекрытия в плиты опертые по 2) контуру(рис. 4.10). Рис. 4.10. Усиление безбалочного перекрытия способом переустройства существующего перекрытия в плиты опертые по контуру. 3) Переустройство существующего перекрытия в балочные плиты (рис. 4.11). Рис. 4.11. Усиление безбалочного перекрытия способом переустройства существующего перекрытия в балочные плиты.

92 4) Наращивание железобетона сверху с устройством шпонок (рис. 4.12). Рис. 4.12. Усиление безбалочного перекрытия способом наращивания сверху с устройством шпонок. 5) Усиление путем наращивания арматуры растянутой зоны и торкретирования поверхностей (рис.4.13). Этот способ является наиболее трудоемким и его целесообразно использовать, когда нижняя поверхность перекрытия имеет существенные дефекты от действия коррозии в виде разрушения бетона, при утрате защитного слоя бетона , высокой трещиноватости поверхности и в других случаях. Рис. 4.13. Усиление безбалочного перекрытия способом наращивания арматуры растянутой зоны и торкретирования поверхностей. 6) Устройство железобетонного наращивания в виде кессонной плиты (рис. 4.14).

93 Рис. 4.14. Усиление безбалочного перекрытия способом наращивания в виде кессонной плиты 7) Полное разгружение существующего перекрытия балками из прокатного металла (рис. 4.15). Рис. 4.15. Усиление безбалочного перекрытия способом разгружения существующего перекрытия балками из прокатного металла Из вышеуказанных способов выбирается наиболее оптимальных исходя из условий объекта, в которых планируется усиление поврежденного перекрытия.

94 ЗАКЛЮЧЕНИЕ В соответствии с поставленными целями и задачами исследования были получены следующие результаты: 1. Изучены основные физические модели деградационных процессов бетона и стальной арматуры железобетонных конструкций. Модели деградации основаны на действии различных видов повреждений железобетонных конструкций. 2. Выполнен обзор существующих методик расчета деформативности железобетонных перекрытий под влиянием агрессивных сред. Исследованиями данной проблемы занимались В.М. Бондаренко, В.П. Селяев. 3. Проработана методика расчета деформативности железобетонных перекрытий под влиянием агрессивных сред с использованием деградационных функций изменения модуля упругости бетона по глубине В.П.Селяева. 4. Проведен анализ натурных обследований железобетонных безбалочных перекрытий, подверженных воздействию агрессивных сред, а так же имеющих конструктивные дефекты. Анализ обследования состояния конструкций перекрытия показал, что вследствие накопления различных повреждений, связанных с деструкцией бетона, коррозией арматуры, остаточными деформациями, высока вероятность отказа (выхода из строя) конструкций перекрытия. 5. Выполнено численное моделирование железобетонных конструкций и перекрытий, подверженной влиянию агрессивных сред с вычислением их деформативности (прогибов). 6. Представлены рекомендации к прогнозированию срока службы железобетонных конструкций покрытий и перекрытий с коррозионными повреждениями арматуры и оценке и их остаточного ресурса.

95 Литература: 1. Гусев Б.В. Математические модели процессов коррозии бетона / Б.В. Гусев, А.С. Файвусович, В.Ф. Степанова, Н.К. Розенталь. — М.: «Тимп», 1996 — 104 с. 2. Гроздов В.Т. Дефекты строительных конструкций и их последствия / В.Т. Гроздов. — СПб., 2005. — 136 с. 3. Москвин В.М. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты / В.М. Москвин, Ф.М. Иванов, С.Н. Алексеев, Е.А. Гузеев. — М.: Стройиздат, 1980. — 536 с. 4. Шестоперов С.В., Иванов Ф.М. Сульфатостойкость и содержание алюминатов в цементах. // Цемент, 1952,№4, с. 16 5. Шестоперов С.В.,Иванов Ф.М. Повышение сульфатостойкости портланд цемента. // Цемент, 1956,№5, с. 50 6.Бабушкин В.И. Физико-химические процессы коррозии бетона и железобетона. Москва,1968., с. 187 7.Ларионова З.М. Устойчивость эттрингита в цементных системахТруды VI международного конгресса по химии цемента, т.II, кн. I. М.,1976 8. Mangat P.S., Elgarf M.S. Strength and Serviceability of Repaired Reinforced Concrete Beams Undergoing Reinforcement Corrosion/ Pritpal S. Mangat, Mahmoud S. Elgarf // Magazine of Concrete Research, V. 51(2) , 1999. — pp. 97-112. 9. Mangat P.S., Elgarf M.S. Flexural Strength of Concrete Beams with Corroding Reinforcement / Pritpal S. Mangat, Mahmoud S. Elgarf // ACI Structuaral Journal, V. 96(1), 1999. — pp. 149-158.

96 10. Ларионова З.М. Устойчивость эттрингита в цементных системах / З.М. Ларионова // Труды VI Международного конгресса по химии цемента. Т. II, кн. 1. — М.: Стройиздат, 1975. — c. 321-324. 11. Ghorab H.Y., Kishar E.A. The stability of calcium sulfoaluminate hydrates in aqueous solutions. 8 Int. Cong. On the Chem of Cem. v. V, 1986, p. 104109. 12. Сазыкин И. Обследования и испытания сооружений: Учебное пособие / И. Сазыкин. — М.: РГОТУПС, 2003. — 94 с. 13. Крючков А.А. Деформативность сборно-монолитных стержневых конструкций: дис. ... канд. техн. наук: 05.23.01 / Крючков Андрей Александрович. — Белгород, 2006. — 151 с.]. 14. Леонович С.Н. Вероятностная оценка коррозии арматуры в существующих железобетонных конструкциях при хлоридной агрессии: Сб. тр. VII межд. науч.- метод. семинара. Брест: БрГТУ, 2001. 5 с. 15. Леонович С.Н. Моделирование трещиностойкости в бетоне под действием корродирующей арматуры // Вестник БИТУ. 2010. № 6. 16. Леонович С.Н., Прасол А. В. Воздействие хлоридов на железобетонные конструкции: моделирование проникновения в бетон / / Наука и техника. 2012. № 2. С. 34-38. 17. Алексеев, С.Н. Долговечность железобетона в агрессивных средах / С.Н. Алексеев, Ф.М. Иванов, С. Модры, П. Шиссль. — М.: Стройиздат, 1990. — 320 с. 18. Алексеев, С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне / С.Н. Алексеев. — M.: Стройиздат, 1968. — 231 с. 19. А.В. Дронов. Прочность и деформативность железобетонных изгибаемых элементов с коррозионными повреждениями 20. РД 03-421-01 Методические указания по проведению диагностирования технического состояния и определению остаточного срока службы сосудов и аппаратов. 21. Сущев С.П., Самолинов Н.А., Адаменко И.А. Остаточный ресурс конструкций (сооружений) и возможные методы его оценки// Предотвращение аварий зданий и сооружений: Сб. науч. трудов. Вып. 8. – М.: МДП, 2009. – С. 320–327.

97 22. Мельчаков А.П., Чебоксаров Д.В. Прогноз, оценка и регулирование риска аварии зданий и сооружений. Теория, методология и инженерные приложения. – Челябинск: Изд-во ЮУрГУ, 2009 . – 111 с. 23.Оценка остаточного ресурса несущей способности сборных безбалочных железобетонных перекрытий / Г.А. Смоляго, С.В. Дрокин, А.В. Дронов м др. // Известия Юго-Западного государственного университета. – 2016. – №6. – С.66-73. 24.Определение остаточной несущей способности железобетонных балок по критерию жесткости (прогиба)/ В.С.Уткин, С.А. Соловьев // MagazineofcivilEngineering. – 2015.- No 4. – С.45-53. 25. Элементы диссипативной теории силового сопротивления железобетона / В.М. Бондаренко // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений. – 2014. - №2. – С.47-57. 26.Селяев В.П. Химическое сопротивление и долговечность строительных материалов, изделий, конструкций: Учеб. Пособие / В.П. Селяев, Т.А. Низина, В.Н. Уткина. – Саранск : Изд-во Мордов. ун-та, 2003. – 48 С. 27.Селяев В.П. Расчет Долговечности железобетонных изгибаемых элементов, работающих в жидких агрессивных средах / В.П. Селяев, В.И. Соломатов, Т.А. Низина // Долговечность строительных материалов и конструкций: Материалы науч.-практ. конф. – Саранск, 2000. – С. 7–14. 28.Савицкий Н.В. Интегральный метод оценки напряженнодеформированного состояния железобетонных элементов в случае воздействия агрессивной среды и силовой нагрузки / Н.В. Савицкий, Е.А. Гузеев, В.М. Бондаренко // Коррозионная стойкость бетона и железобетона в агрессивных средах. — М., 1984. — с. 20-27. 29. Борисенко В.М. Прочностные и деформативные свойства бетонных и железобетонных конструкций, работающих в жидких агрессивных средах: автореф. дис. … канд. техн. наук. — М., 1979. — 23 с. 30. Гузеев Е.А. Основы расчета и проектирования железобетонных конструкций повышенной стойкости в коррозионных средах: автореф. дис. … д-ра техн. наук. — М., 1981. — 48 с. 31. Гузеев Е.А. Особенности проектирования железобетонных конструкций, эксплуатируемых в растворах сернистого натрия / Е.А. Гузеев // Коррозионностойкие бетоны и железобетонные конструкции. — М., 1981. — с. 102-110.

98 32. Морозов В.И. Расчет и моделирование работы строительных конструкций с коррозионными повреждениями / В.И. Морозов, О.И. Анцыгин, А.П. Савченко // Вестник гражданских инженеров. — 2009. — № 1. — с. 2530. 33.Мутин А.А. Деформативность и прочность сжатых армированных элементов из бетонов повышенной коррозионной стойкости: автореф. дис. … канд. техн. наук. — М., 1978. — 22 с. 34. Тытюк А.А. Долговечность железобетонных изгибаемых элементов в жидких сульфатных средах: дис. … канд. техн. наук. — М., 1990. — 226 с. 35. Бондаренко В.М. Элементы теории реконструкции железобетона / В.М. Бондаренко, А.В. Боровских, С.В. Марков, В.И. Римшин. — Н.Новгород: Нижегород. гос. архит.-строит. ун-т, 2002. — 190 с. 36. Никитин С.Е. Прогнозирование срока службы железобетонных конструкций транспортных сооружений / С.Е. Никитин, В.В. Белов. Интернет-журнал «НАУКОВЕДЕНИЕ»,2014-20 с. 37. Селяев В.П., Соломатов В.И., Ошкина Л.М., Химическое сопротивление цементных бетонов. Саранск: Изд-во. Мордов. ун-та, 2001. 150 с. 38. Селяев В.П., Низина Т.А., Уткина В.Н. Химическое сопротивление и долговечность строительных материалов, изделий и конструкций. Саранск: Изд-во. Мордов. ун-та, 2003. 47 с. 39. Ошкина Л.М. Химическое сопротивление наполненных цементных композитов при совместном действии сжимающих напряжений и жидких агрессивных сред: Дис. ... канд. техн. наук. Пенза, 1998. 289 с . 40. СП 52.101.2003. Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. 41. Бамбура А.Н. Экспериментальные основы прикладной деформационной теории железобетона: автореф. дис. … д-ра техн. наук: 05.23.01 / Бамбура Андрей Николаевич. — Харьков, 2006. — 39 с. 42. Карпенко Н.И. К определению деформаций изгибаемых железобетонных элементов с использованием диаграмм деформирования бетона и арматуры / Н.И. Карпенко, Б.С. Соколов, О.В. Радайкин // Строительство и реконструкция. — 2012. — № 2. — С. 11-19.

99 43. Методические рекомендации по уточнённому расчёту железобетонных элементов с учётом полной диаграммы сжатия бетона. — Киев; НИИСК Госстроя СССР. — 1987. — 24 с. 41 44.Бачинский В.Я. Несущая способность железобетонных балок при силовых и деформационных воздействиях / В.Я. Бачинский, А.Н. Бамбура, А.И. Голоднов, А.Е. Жданов/ НИИСК Госстроя СССР. — Деп. во ВНИИИС Госстроя СССР №6807. — Киев, 1986. — вып. 6. — 9с. 45. Голышев А.Б. К разработке прикладной теории расчёта железобетонных конструкций / А.Б.Голышев, В.Я.Бачинский // Бетон и железобетон. — 1985. — №6. — c.16-18. 46. Голышев А. Б. и др. Проектирование железобетонных конструкций : Справочное пособие 1 А. Б. Голышев, В. Я. Бачинский, В. П. Полищук, А. В. Харченко, И. В. Руденко; Под ред. А. Б. Голышева.- 2-е изд., перераб. и доп.К.: Будивэльнык, 1990.-544 с. 47. Национальный стандарт Российской Федерации ГОСТ 53778-2010. Здания и сооружения. Правила обследования и мониторинга технического состояния, Стандартинформ. – М., 2010 г. 48. Римшин В.И. Повреждения и методы расчета усиления железобетонных конструкций: дис. … д-ра. техн. наук: 05.23.01 / Римшин Владимир Иванович. — Москва, 2001. — 333 с. 49. Чирков В.П. Прогнозирование сроков службы железобетонных конструкций / В.П. Чирков. — М.: МИИТ, 1997. — 56 с. 50. СП 72.13330.2016 Защита строительных конструкций и сооружений от коррозии. СНиП 3.04.03-85 51. Fontana, M.B. Corrosion Engineering / M.B. Fontana, N.D Green. — New York: McGraw-Hill, 1967. — 576 p.

Рецензии:

Авторизуйтесь, чтобы добавить рецензию

Рецензия от Павел Амелин

В настоящее время достаточно большое внимание уделяется оценке остаточного ресурса железобетонных перекрытий подверженных влиянию агрессивных сред. Данная тема актуальна, так как до сих пор в строительных нормах не учтено влияние агрессивной среды на конструкции перекрытия при расчете по деформативности.

около 4 лет назад

Отзывы:

Авторизуйтесь, чтобы оставить отзыв