Автор: Алексеев С.Н. Иванов Ф.М. Модры С. Шиссль П.
Теги: строительные материалы и изделия испытания материалов товароведение силовые станции общая энергетика железобетонные конструкции железобетонные изделия
ISBN: 5-274-00923-9
Год: 1990
Текст
С.Н. Алексеев, Ф.М. Иванов,
С. Модры, П. Шиссль
Долговечность
железобетона
в агрессивных
средах
Под редакцией доктора
технических наук, проф. ФМ Иванова
•t 1
G'sJ
СО
Москва Стройиздат 1990
УДК 691.328:620.193
Долговечность железобетона в агрессивных средах: Совм.
изд. СССР — ЧССР — ФРГ/С.Н. Алексеев, Ф.М. Иванов, С. Модры,
П. Шиссль. — М.: Стройиздат, 1990. — 320 с.: ил. —
ISBN 5-274-00923-9
В книге авторов СССР, ЧССР и ФРГ изложены современные представ-
ления о формировании структуры и свойств цементного камня и бетона
для придания им наибольшей стойкости к агрессивным средам. Рассмот-
рены способы повышения коррозионной стойкости бетона. Специальный
раздел посвящен вопросам коррозии арматуры.
Для научных и инженерно-технических работников.
Табл. 102, ил. 163, список лит.: 462 назв.
Печатается но решению секции литературы по строительным материа-
лам редакционного совета Стройиздата.
Рецензент д-р хим. наук проф. В.Б. Ратинов (МХТИ им. Д.М. Менделее-
ва) .
Авторы: С.Н. Алексеев (СССР), Ф.М. Иванов (СССР), С. Модры
(ЧССР), П. Шиссль (ФРГ).
Редактор Е.А. Волкова.
д 33DfiQQ0D(ML- 274 20-90
047(01) -90
ISBN 5-274-00923-9
© Алексеев С.Н. (СССР), 1990
© Иванов Ф.М. (СССР), 1990
© Модры С. (ЧССР), 1990
© Шиссль П. (ФРГ), 1990
© Перевод Иванова Ф.М.,
Розенталя Н.К., 1990
ПРЕДИСЛОВИЕ
За последние годы проблеме долговечности конструкции и сооруже-
ний из бетона и железобетона уделяется все большее внимание. Огром-
ные масштабы применения этих строительных материалов и ограничения
сроков службы в различных средах обусловили нарастающие объемы
работ по ремонту и восстановлению конструкций из железобетона. Если
учесть их малую ремонтопригодность, возникает задача гарантировать
требуемые сроки службы железобетона при проектировании и возведе-
нии зданий и сооружений. Задача прогноза и расчета железобетонных
конструкций на заданный срок службы может быть решена только на
основании исследования сложных процессов, протекающих между
материалом конструкций ц окружающей средой. Описание процессов
взаимодействия бетона и арматуры с внешней средой и составляет
содержание книги.
В книге содержатся дискуссионные положения по некоторым вопро-
сам теории коррозии и прогноза сроков службы железобетонных конст-
рукций. Однако авторы надеются, что применение современных методов
исследования и моделирование процессов позволят в ближайшие годы
развить общую теорию коррозии железобетона.
Цель книги — дать представление строителям и специалистам по
строительным материалам о факторах, определяющих сроки службы
сооружений. Придание необходимой долговечности конструкциям
зданий и сооружений — не менее важная задача, чем придание им проч-
ности. Последствия неправильной оценки воздействий внешней среды
могут выявиться после достаточно длительного срока эксплуатации
конструкции и, к сожалению, учесть этот опыт могут, как правило, уже
другие поколения. Планомерного накопления опыта по срокам службы
железобетона в различных условиях явно недостаточно и исследование
действия природных агрессивных сред на элементы конструкций, под-
вергающихся одновременно нагружению, проводились и проводятся в
составе краткосрочных программ, в то время как надежный результат
можно получить лишь при длительных испытаниях.
Проектирование железобетонных конструкций, предназначенных для
работы в агрессивных средах, — это задача специального исследования.
Однако авторы не могли пройти мимо простейших инженерных расчетов,
которые позволяют оценить возможные сроки службы железобетона в
различных условиях. Это только первый шаг в решении поставленной
сложной задачи проектирования конструкций заданной долговечности.
Попытки в этом направлении делаются и за рубежом. Книга является
результатом сотрудничества авторов разных стран. Гп. 1,2, 3, 5, 6 напи-
саны Ф.И. Ивановым (СССР), гл. 4 С. Модры (ЧССР), перевод с чешско-
го яз. Ф.М. Иванова, гл. 8 П. Шисслем (ФРГ), перевод с немецкого яэ.
Н.К. Розенталя, гл. 7, 9, 10 С.Н. Алексеевым (СССР) и глава 11 совмест-
но С.Н. Алексеевым и Ф.М. Ивановым (СССР).
FOREWORD
The problem of structural durability of buildings designed of reinfor-
ced and plain concrete is given ever greater concern in the last years. The
broad application scope of these building materials and limited life in va-
rious media have resulted in the increased amount of work on repairing
and renewing reinforced concrete structures. Taking into account the
difficulty of their repais, adequate life periods for reinforced concrete
should be provided at designing and erecting buildings and structures.
The problem of predicting and designing reinforced concrete struc-
tures for a certain life period may be only solved on the basis of investiga-
tion of complicated processes between the structural materials and the
environment. This book analyses interaction processes between concrete
and reinforcement and the outside media.
The book provides discussion items on problems of corrosion theory
and life period prediction for reinforced concrete structures. The authors,
however, hope that application of modern methods of process investiga-
tion and simulation will enable to develop a general theory of reinforced
concrete corrosion in the nearest years.
The aim of the book is to provide builders and building material specia-
list with the knowledge of the facts that predetermine durability of
structures. The provision of adequate durability of building structures is
no less important than the provision of their strength. The consequences
of wrong evaluation of external offects may come out after a durative
operation period of structures and will be considered, unfortunately, by
other generations. A gradual compilation of experience on reinforced
concrete durability under various conditions is not sufficient. Investiga-
tion of the effect of natural aggressive media on structural members
subjected at the same time to the action of loads were and are carried out
as a part of short-term programs, whereas reliable results may be achie-
ved only in case of durative tests.
Designing reinforced concrete structures for operation in aggressive
media is the task of special investigation. The authors could not, however,
ignore the sipliest engineering calculations that enable evaluation of pos-
sible durability of reinforced concrete under various conditions. That is
the first step in solving the complicated problem of designing structures
with pre—assigned durability. Some attempts in this field are being made
also abroad. This book in the result of cooperative activities of the
authors from different countries. Chapters 1, 2, 3,5,6 have been written
by F.M. Ivanov (USSR), chapter 4 by SIModry (CSSR), chapter 8 by
P. Schiessel (FRG), chapters 7, 9, 10 by S.N. Alexeev (USSR) and chapter
11 by S.N. Alexeev and F.M. Ivanov (USSR).
ГЛАВА 1. ДОЛГОВЕЧНОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
Ф.М. Иванов (СССР)
Когда появился железобетон — искусственный камень, коюрыи не
ржавеет — как сталь, не гниет и не горит как дерево, многим казалось,
что, наконец, найден материал, который будет, если не вечным, то, во
всяком случае длительно стойким и сроки его службы будут измеряться
столетиями. Но прошли первые десятилетия эксплуатации бетонных и
железобетонных сооружений и выяснилось, что взаимодействие железо-
бетона с окружающей средой достаточно сложно, и все чаще стали отме-
чаться случаи, когда обычный бетон оказывался недостаточно стойким.
Прежде всего это было обнаружено на морских сооружениях — первона-
чально главной области применения бетона и железобетона. Выявилась
необходимость исследования процессов взаимодействия бетона и железо-
бетона с окружающей средой как в природных условиях, так и в про-
мышленных средах. На основании этих исследований в настоящее время
созданы нормативы для проектирования, изготовления н применения
железобетонных конструкций повышенной долговечности для различ-
ных и специальных условий эксплуатации.
Как правило, железобетон используется в сооружениях и конструк-
циях, предназначенных для достаточно длительных сроков эксплуатации.
Следует иметь в виду трудности с повторным использованием железобе-
тона. Это стало особенно заметно в последние годы, когда случаи преж-
девременного повреждения конструкций участились, а во время рекон-
струкции предприятий в связи с совершенствованием технологии и обо-
рудования потребовались разборка и замена конструкций. Если при ме-
таллических конструкциях в этих условиях возможна их переплавка —
использование как вторичного сырья в металлургии, то использовать вы-
шедший из строя железобетон не так просто. Это требует проектирова-
ния и возведения сооружений, рассчитанных не на возможно более дли-
тельный срок эксплуатации, а на заранее заданный рациональный срок
службы. С этих позиций железобетонные сооружения можно разделить
на две основные группы: сооружения, срок службы которых практичес-
ки не ограничен и исчисляется сотнями лет, и на сооружения, для кото-
рых срок службы может быть заранее назначен с достаточной точностью,
например с точностью в 10—20 лет. К первой группе можно отнести
сооружения, которые, условно говоря, корректируют природу — морс-
кие берегоукрепительные сооружения, сооружения защиты от лавин,
некоторые категории мостов, для которых можно предвидеть стабиль-
ные нагрузки во времени, большинство подземных сооружений, в кото-
рых трудно предвидеть возможность реконструкции, большие плотины,
ирригационные сооружения, уникальные сооружения (телебашни, мемо-
риальные сооружения) и т.п. Ко второй группе относятся промышлен-
ные сооружения, сроки службы которых определяются сроками корен-
ных изменений в технологии и в развитии техники, жилые л обществен-
ные здания, требования к которым определяются ростом потребностей
человека.
Придание конструкциям стойкости к внешним воздействиям пред-
ставляет собой сложную эколого-технологическую проблему, которая
появилась в результате вторжения человека со своими сооружениями в
5
природную среду. Для анализа возможных процессов, возникающих при
контакте среды и материала сооружений необходимо знание характерис-
тик окружающей среды, агрессивных по отношению к железобетону и
свойств бетонов и арматуры различного вида и состава — их поведения
в различных средах. Основной тенденцией в современном развитии тех-
ники повышения долговечности железобетона в агрессивных внешних
условиях приоритет отдается так называемым методам первичной защи-
ты — повышению стойкости бетона и его защитных свойств по отноше-
нию к арматуре. Лишь для железобетона, предназначенного для эксплуа-
тации в сильноагрессивных средах разрабатываются методы изоляции по-
верхности сооружений от контакта с внешней средой методом защиты
поверхности пленочными покрытиями, т.е. вторичной защиты.
Способы придания долговечности железобетонным конструкциям —
в значительной степени технико-экономическая задача, и, как всякая
задача, решение которой дает не сиюминутный эффект, требует сопостав-
ления расходов на повышение долговечности не только с прямым эф-
фектом, но и со многими дополнительными эффектами в виде улучше-
ния экологической обстановки, улучшения санитарно-гигиенических
условий в помещениях промышленных предприятий, жилых и общест-
венных зданиях.
Состояние воздуха в промышленных центрах привело к усилению
агрессивного влияния окружающей среды на конструкции, что ухудшает
не только их декоративный внешний вид, но и создает опасность появле-
ния преждевременной коррозии конструктивных элементов. При этбм,
в первую очередь, повреждаются ответственные чувствительные к кор-
розии соединительные элементы сборных конструкций современных
зданий, особенно крупнопанельного домостроения.
Рассмотрение проблем повышения долговечности должно осуществ-
ляться в двух аспектах: изучение характеристик окружающей среды и
выявление ведущих факторов воздействий среды на арматуру и бетон,
особенно на железобетонные конструкции в целом; изучение механиз-
ма и кинетики коррозионных процессов и разработка на этой основе
способов повышения стойкости бетона и железобетона в агрессивных
средах.
Есть различные определения термина ’’долговечность” применительно
к строительным материалам, конструкциям и сооружениям. Долгове1
ность для строительных материалов — относительное понятие, так как
она будет различной в разных условиях эксплуатации. Это создает опре-
деленные трудности при классификации агрессивных сред, так как
оценка степени агрессивности внешней среды по отношению к конструк-
циям из различных материалов будет неоднозначной.
Долговечность может быть определена как способность материала или
конструкции из этого материала сохранять эксплуатационную пригод-
ность в течение определенного заданного в проекте срока ее службы.
При вероятностном подходе к проектированию конструкций опреде-
ляющим показателем качества конструкции является ее надежность,
которая связана с вероятностью успешной эксплуатации в течение задан-
ного срока, в то время как долговечность связана с вероятным сроком
существования в запроектированных условиях.
Для оценки долговечности материала необходимы единицы измере-
ния. В этом случае долговечность может определяться как ’’мера” сопро-
тивления материала износу и физико-химическим изменениям в опреде-
6
ленных условиях использования и (или) хранения. Такое определение
позволяет обоснован методы испытаний па долговечность, приняв в ка-
честве критерия стойкость к воздействиям, характерным для условий
эксплуатации материала или конструкции из него. Стойкость может
определяться как фактическая, так и относительная по сравнению с мате-
риалом известной стойкости. Однако в первом случае испытания могут
оказаться слишком длительными, а их ускорение за счет изменения вида
или условий воздействия агрессивной среды может внести изменения в
механизм коррозионных процессов. Вопрос о прогнозе стойкоши бетона
во времени рассматривается в гл. 11.
Только при соответствии свойств бетона внешним воздействиям воз-
можно длительное существование сооружений. Есть много примеров,
когда сооружения из одинаковых материалов длительно существовали в
одних условиях и быстро разрушались — в других. Так, на побережье
Средиземного моря сохранились сооружения, построенные римлянами
на пуццолановом вяжущем, в течение почти 2000 лет. В то же время на
побережье Баренцева моря, где сооружения в приливно-отливной зоне
подвергаются более чем 300 циклам замораживания и оттаивания в год,
при насыщении морской водой обычные бетоны разрушаются в течение
нескольких дней. Устойчивыми в этих условиях оказываются только
специальные бетоны.
Особенности конструкции опор моста через реку Эмба в районе с
сильноминерализованными грунтами и грунтовыми водами (рис. 1.1)
учитывали как условия эксплуатации железобетона в этих агрессивных
условиях, так и особенности производства работ в пустынной местности.
Старая конструкция опор была неиндустриальной — требовала проведе-
ния на месте большого объема работ, в том числе ручного труда для изо-
ляции бетона от контакта с агрессивной средой; ведения paGoi при во-
доотливе и т.п. Примененная конструкция свайно-эстакадных опор,
основным несущим элементом которых явились центрифугированные
железобетонные сваи диаметром 60 см из бетона низкой проницаемости
и дополнительно защищенные поверхностной пропиткой раствором би-
тума в керосине при 80°С с выполнением всех работ, кроме погружения,
в заводских условиях позволила индустриализировать работы и придагь
надежность конструкции при службе в агрессивных условиях. Эксплуа-
тация в течение 25 лет подтвердила надежность решения. Этот пример по-
казывает зависимость долговечности железобетона в сооружениях от
конструктивных особенностей сооружения и необходимость отказа от
устаревших решений, не учитывающих условия производства работ и
требования долговечности.
В суровых климатических условиях основные повреждения бетона и
железобетона бывают обусловлены недостаточной морозостойкостью бе-
тона при многократном попеременном замораживании и оттаивании или
при длительном вмерзании конструкций в лед, особенно в условиях за-
соленности грунтовых или поверхностных вод.
Случаи быстрого повреждения строительных конструкций в зданиях
и сооружениях химической промышленности, цветной металлургии,
гальванических цехов и других производств, в технологическом процес-
се которых используются сильные кислоты, растворы солей и щелочей,
в значительной степени определяются нарушениями правил эксплуатации
оборудования и зданий, в которых это оборудование расположено. Ава-
рийные проливы агрессивных жидкостей, неисправные трубопроводы,
7
Рис. 1.1. Свайно-эстакадный мост
в районе с сильномннерализован-
ными грунтами
а - бетонная опора старой кон-
струкции на деревянных сваях и
с вторичной защитой поверх
ности бетона; б — свайная опо-
ра на железобетонных сваях,
изготовленных методом цент-
рифугирования и обработанных
раствором битума в керосине
нарушение работы вентиляции приводят к попаданию на поверхность бе-
тонных и железобетонных конструкций веществ, реагирующих с цемент-
ным камнем, что сопровождается быстрым падением прочности бетона, а
в дальнейшем коррозией арматуры и потерей несущей способности кон-
струкции. В ряде случаев коррозионные повреждения развиваются, ког-
да конструкции спроектированы без учета возможных агрессивных воз-
действий. Так было, например, с плитами проезжей части железобетон-
ных мостов. Для борьбы с гололедом применялись хлористые соли.
Вследствие диффузии хлор-ионов в тело бетона и депассивации началась
коррозия арматуры.
Коррозия арматуры в настоящее время является одной из главных
причин повреждения железобетонных конструкций. Недостаточная тол-
щина защитного слоя, повышенная проницаемость бетона, подвергавше-
гося тепловой обработке, не создают достаточно надежной защиты сталь-
ной арматуры от коррозии в эксплуатационных условиях повышенной
влажности и температуры. Примером преждевременного выхода из
строя железобетонных конструкций являются кровельные плиты покры-
тий в цехах тепловой обработки заводов сборного железобетона [1.7].
Массовое повреждение таких плит отмечается после 10—15 лет эксплуа-
тации. Это приводит к значительным затратам на восстановление и ре-
монт сооружений.
Долговечность железобетонных конструкций может быть гарантиро-
вана, если бетон, арматура и железобетонная конструкция в целом соот-
ветствуют условиям работы — воздействиям внешней среды.
Можно привести много примеров недостаточной длительности сроков
службы бетона в различных условиях. В качестве основных причин пов-
реждения в работе [1.16] справедливо названы:
нарушение правил эксплуатации (перегрузки, динамический удар,
усталость, проливы агрессивных жидкостей и т.п.);
8
истирание и износ (дорожные и аэродромные покрытия, морские
берегозащитные сооружения, полы и т.п.);
замораживание и оттаивание (изменения температуры и .важности
окружающей среды);
влияние газовоздушпой среды (изменения температуры и влажности,
действие углекислоты);
выщелачивание — коррозия первого вида (растворение и вынос ком-
понентов цементного камня);
химическое воздействие веществ, растворенных в воде или кишами-
рующих с бетоном (коррозия II и III видов — действие кислот, сульфа-
тов, солей, органических кислот и т.п.);
внутренняя коррозия (взаимодействие щелочей цемента и реакцион-
носпособного заполнителя) ;
коррозия арматуры;
несовместимость материалов бетона (различие в деформативных
свойствах, термическая несовместимость и др.).
Воздействие этих факторов, рассматриваемых в дальнейшем, и опре-
деляет сроки службы бетона и железобетона в конкретных условиях.
Данные о сроках службы железобетона в различных сооружениях в
настоящее время приводятся на основании опыта эксплуатации сооруже-
ний в различных странах.
Например, в работах [1.14, 1.15] приведены данные о средних сроках
службы железобетонных конструкций (табл. 1.1), которые приняты за
основу при проектировании и экономических расчетах в Японии.
Обобщенные данные о сроках службы морских сооружений (годы) на
побережье Японского моря [1.11] показывают значительное различие
долговечности сооружений в зависимости от их конструктивных ре-
шений:
набережные из массивов сплошной кладки.....................75 85
пирсы и набережные на бычковых опорах из массивов.........70-75
набережные и пирсы из массивов-гигантов...................45—50
эстакада из железобетонных свай...........................14—16
Трудность решения вопроса о сроках службы состоит в том, что мы
уверенно можем говорить о сроках службы сооружений, построенных
сравнительно давно, которые подверглись достаточно длительному
воздействию внешней среды. В то же время техника изготовления же-
лезобетонных конструкций так же, как и технология производства
цемента и его свойства, изменялись во времени. Неуклонное стремление
повысить марку цемента привело к повышению средней тонкости помо-
ла цемента, а это, в свою очередь, к увеличению степени гидратации це-
мента в начальный период и уменьшению клинкерного фонда в затвер-
девшем цементном камне, что снижает способность его к самозалечива-
нию [1.10].
Внедрение интенсивных технологических режимов в производство
сборного железобетона — широкое применение прогрева с целью интен-
сификации твердения - приводит к изменению структуры цементного
камня в бетоне и изменению соответственно его стойкости. При анализе
причин повреждения железобетонных конструкций затруднительно
исключить возможные случайные отклонения от нормативных требова-
ний при производстве работ в условиях эксплуатации. Однако могут
быть выявлены некоторые общие закономерности коррозионных воз-
действий и их результатов. Обратимся к типичным примерам, извест-
ным в технической литературе
9
Таблица 1.1. Расчетные сроки службы бетона и железобетонных
конструкций [1.15]
Материал Материал н конструкция Срок службы (предел), годы
нижний J средний верхний
Бетон Обычный бетон 30 70 Нет предела
Автоклавный легкий бетон 10 35 60 +а
Бетонные блоки Сборный железобетон толщиной. 10 45 70 + а
см:
4 15 40 60 + а
8 25 55 80
12 30 70 Нсопред.
Плиты 15 40 60 + а
Сталь 15 50 100
Дерево 10 35 80 + а
Примечание. Срок а может быть учтен при очень умеренном воздействии
окружающей среды.
По данным [1.9], отмечены типичные повреждения железобетонных
дымовых труб в верхней части, в так называемой ’’зоне окутывания” от-
ходящими газами. Это естественно, так как именно в этой зоне газы, вы-
ходящие из трубы, охлаждаясь, приближаются к точке росы или при вы-
сокой влажности воздуха образуют конденсат, содержащий, если это ды-
мовые газы от сжигания угля, сернистую и серную кислоты. Именно эти
агрегаты являются источником ’’кислых” дождей, которые в дальней-
шем разрушающе действуют не только на конструкцию трубы, но могут
быть причиной коррозии сооружений и на большом отдалении от места
выхода в атмосферу. Можно полагать, что только введение более со-
вершенных методов газоочистки и улавливания агрессивных веществ бу-
дет способствовать улучшению охраны окружающей среды и соответст-
венно снижению ее агрессивности.
Не менее показательны повреждения строительных конструкций на
химических предприятиях, в технологическом процессе которых приме-
няются реагенты, агрессивные по отношению к бетону и железобетону.
Обзорные и обобщающие данные о коррозии бетона и железобетона в
различных средах и о способах защиты от коррозии содержатся в рабо-
тах [1.8 и 1.13]. На проектирование защиты строительных конструкций
химических предприятий от коррозии [1.12] как основное направление
в реализации результатов исследований стойкоеi и бетона и железобетона
и методов ее повышения должно быть обращено основное внимание.
Вторичная защита покрытием поверхности лакокрасочными матери; на-
ми, мастиками, облицовкой необходима только в том случае, если нель-
зя избежать контакта сильноагрессивной среды с поверхностью бетона.
Вопросы коррозии арматуры и железобетонных конструкций деталь-
но рассмотрены в [1.1, 1.2]. Коррозии и защите бетона гидротехничес-
ких сооружений посвящена книга [1.6], содержащая обширный экспери-
ментад^ный материал. Защита от коррозии железобетонных конструк-
ций транспортных сооружений рассматривается в работах [1.3, 1.5].
10
В работе [1.4] проведен анализ массовых повреждений свай в морс-
ких сооружениях на черноморском побережье. Статистическая обработ-
ка результатов обследования, при котором фиксировалось появление
трещин в зоне переменною горизонта воды на сваях, различавшихся по
срокам твердения до забивки, выявила вполне четкую картину (рис.
1.2, 1.3). Обследование центрифугированных опор кошак шоп сети па
линиях в местности с континентальным климатом показало преимуще-
ственное повреждение в виде продольных трещин, обусловленных пере-
падом температур но сечению опоры при неравномерном И|хн репс опор,
освещаемых солнцем, что было подтверждено расчетом температурных
напряжений. Продольные трещины создавали опасность коррозии арма-
туры.
При обследовании таких же опор на участке, где линия железной доро-
ги проходила вдоль мелкого водоема, заполненного минерализованной
водой, можно было четко видеть развитие коррозии бетона в виде шелу-
шении и коррозии арматуры со стороны водоема. Местность характери-
зовалась сильными ветрами, при которых с водоема неслись брызги во-
ды, содержащей соли [1.5].
Аналогичная картина наблюдалась на столбах освещения автодороги,
расположенных вблизи проезжей чаасти. Зимой при усиленной обраиот-
ке проезжей части растворами антиобледенителей брызги при проезде
автомашин попадали на поверхность опор и примерно на высоту 1 —1.5 м
отмечалось повреждение бетона — шелушение.
Можно привести много примеров повреждения строительных конст-
рукций в промышленных зданиях различных производств. В первую оче-
редь повреждаются конструкции в местах возможного попадания прили-
вов жидких агрессивных сред — в проемах перекрытий, через которые
проходят трубопроводы в нижней части колонн, на которые попадают
агрессивные жидкости при мокрой уборке, в местах выхода воздуха, со-
держащего агрессивные газы, например, в проемах фонарей и рядом рас-
положенных ферм и других конструкциях покрытий.
Естественно, что в промышленных зданиях кроме основных строи-
тельных конструкций коррозионному воздействию подвергаются в наи-
большей степени технологические лотки и резервуары, а также конст-
рукции подземных сооружений — тоннелей, приямков, подвалов и т.п.
Мертвые зоны под перекрытиями также являются часто местом наиоочь-
ших коррозионных повреждений.
Рис. 1.2. Повреждаемость свай в за-
висимости от начального обжатня
предиапряженных свай
N - поврежденные сваи в первый
год после забивки [/.4], %
Рис. 1.3. Влияние продолжительности
твердения бетона свай до первого замо-
раживания на их повреждаемость
N — то же, что на рис. 1.2
11
Важным обстоятельством, которое должно учитываться при определе-
нии стойкости железобетонной конструкции, является влияние напря-
женного состояния конструкции на ее стойкость. Как бетон, так и арма-
тура изменяют свои свойства, находясь в напряженном состоянии. При
сжатии до определенного предела (нижний предел микротрещинообразо-
вания) бетон уплотняется, а его стойкость повышается как к действию
замораживания и оттаивания, так и химически агрессивной среды. При
растягивающих напряжениях стойкость быстро уменьшается, так как
разрушение бетона происходит, когда сумма растягивающих напряжений
от внешней нагрузки и от коррозионных процессов превысит прочность
бетона на растяжение (см. гл. 10).
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
1.1. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне. — М.: Строй-
издат, 1968. — 231 с.
1.2. Алексеев С.Н., Розенталь Н.К. Коррозионная стойкость железобе-
тонных конструкций в агрессивной промышленной среде. — М.: Строй-
издат, 1976. — 205 с.
1.3. Артамонов В.С., Молгина Г.М. Защита железобетона от коррозии
транспортных сооружений. — М.: Транспорт, 1976. — 192 с.
1.4. Гладков В.С., Гончаров А А. Исследование долговечности железо-
бетонных свай// Сб. тр. ВНИИ транспортного строительства, № 78. — М.,
1974.-С. 57-64.
1.5. Иванов Ф.М. Защита железобетонных конструкций транспортных
сооружений от коррозии. — М.: Транспорт, 1968. — 176 с.
1.6. Кинд В.В. Коррозия цементов и бетона в гидротехнических соору-
жениях. — М. — Л.: Госэнергоиздат, 1955. — 320 с.
1.7. Михалко В.Р. Результаты анкетного обследования зданий пред-
приятий строительной индустрии//Бетон и железобетон. — 1973. — N0 3.
1.8. Москвин В.М., Иванов Ф.М., Алексеев С.Н., Гузеев Е.А. Коррозия
бетона и железобетона, методы их защиты. — М.: Стройиздат, 1980. —
536 с.
1.9. Тринкер БД., Егоров ЛА. Коррозия и защита железобетонных
промышленных труб. — М.: Стройиздат, 1969. — 127 с.
1.10. Чернявский ВД. О позднем периоде гидратации цемента//Изв.
вузов. Строительство и архитектура. — 1980. — № 12. — С. 70—73.
1.11. Шаблевский В.В.//Транспортное строительство. 1957. — № 12.
1.12. Шевяков В.П. Проектирование защиты строительных конструк-
ций химических предприятий от коррозии. — М.: Стройиздат, 1984.
1.13. Biczok I. Cement corrosion and concrete protection, Budapest,
1964,p.543.
1.14. Kazuhiza Shirajama, Research activities and administrative
measurs on durability of buildings//Materials and Constructions, v. 18,
№ 103, 1985.
1.15. Okada K. Durability of concrete constructions//Cement and
Concrete, 1986, № 470.
1.16. Pomeroy S.D. Concrete structurs durability//Symp. Concrete
durability, London, May 1985.
12
ГЛАВА 2. КЛАССИФИКАЦИЯ И НОРМИРОВАНИЕ ХИМИЧЕСКОЙ
АГРЕССИВНОСТИ ВНЕШНЕЙ СРЕДЫ ПО ОТНОШЕНИЮ
К БЕТОНУ
Ф.М. Иванов (СССГ)
Агрессивность внешней среды — условное понятие, которое может
быть конкрсгиэировано только тогда, когда мы будем рассматривать и
оценивать взаимодействие внешней среды и конкретного бетона. При
нормировании агрессивности и оценке степени агрессивности следует
всегда иметь в виду, по отношению к какому материалу, какому бетону
зта агрессивность определяется и оценивается.
В разных странах действуют нормативные документы, классифици-
рующие агрессивные среды по степени их разрушительного воздействия
на бетон и железобетон. При этом нормы, принятые в СССР, наиболее
детализированы. Нормы, принятые в СССР (СНиП 2.03.11 -85), содер-
жат показатели агрессивности и оценку ее степени применительно к бе-
тонам различной проницаемости, изготовленным на различных цементах.
При этом они дифференцированы для бетона и железобетона. В норм-ix
приняты три степени агрессивности: слабая, средняя и сильная. Затем
указываются пределы содержания агрессивного агента в окружающей
среде, при котором данная среда относится к той или иной степени агрес-
сивности по отношению к бетону на определенном цементе при опре де-
ленной его проницаемости. Для жидкой среды учитываются также ус >-
вия ее контакта с бетоном. Получается достаточно сложная система, в
которой среда, определенная как слабая, средняя или сильная, является
таковой только к определенному бетону и в определенных условиях.
Это создает некоторые трудности при оценке агрессивности среды, так
как связано с необходимостью одновременно с проектом конструкций
предъявлять требования к бетону, ограничивая выбор способа придания
стойкости в данной среде.
В проекте стандарта ИСО на классификацию внешней среды, воздей-
ствующей на бетон, принят более строгий подход. В первой части стан-
дарта классифицируется среда по химическому (коррозионному) агрес-
сивному воздействию па бе гон. При этом каждый класс характеризует-я
видом агрессивного соединения и его концентрацией в воздухе, грунте
или воде. Во второй части стандарта классифицируется внешняя среда по
климатическим воздействиям. Требования же к бетону, предназначенно-
му для работы в средах того или иного класса должны быть нормирова-
ны в другом стандарте, где указывается возможность придания стой гос-
ти бетону средствами первичной защиты: выбором цемента, понижени м
проницаемости бетона, введением специальных добавок. В станд те
СЭВ такие средства также перечислены, но без указания связи с той и :и
иной агрессивностью среды.
Жидкие среды. Наибольшую опасность для бетона и железобетона
представляют жидкие среды, постоянно или периодически действую-
щие на конструкции, так как большинство коррозионных процессе
является химическими реакциями, для прохождения которых при oi ыч-
ньгх температурах необходима жидкая среда.
О неизбежном повреждении бетонных сооружений при контакте с о-
дой еще в 20-е годы известный исследователь в области цемента и бет, ia
13
“академик А.А. Байков писал, что все бетонные сооружения из порт-
ландцемента неизбежно должны подвергаться процессу выщелачивания
извести и по истечении известного времени утрачивать всякую связность
и разрушаться.
Вопросы коррозии бетона в жидких средах с общих позиций были рас-
смотрены в [2.7]. В работе подчеркивалось, что действие на бетон боль-
ших количеств жидкостей всегда приводит к коррозии. На кинетику
коррозии влияют следующие факторы:
вид вяжущего, добавок и заполнителей;
химический и петрографический состав вяжущего и заполнителей;
гранулометрический состав вяжущего и заполнителей;
способ приготовления, состав бетонной смеси и условия ее твердения;
сроки твердения и воздействия во время твердения (карбонизация и
др-);
состояние поверхности соприкосновения бетона с жидкостью;
вид, химический состав (концентрация растворов) и количество жид-
кости по отношению к бетону;
условия соприкосновения жидкости с бетоном (скорость движения
жидкости, наличие смены или без смены объема соприкасающейся с бе-
тоном жидкости, постоянное или переменное воздействие);
механизм реакции, растворение, обмен основаниями, гидролиз, обра-
зование и рост кристаллов, образование комплексов, образование рых-
лых структур или плотных пленок-оболочек;
химические свойства продуктов реакции;
| различные внешние влияния (газовая среда, микроорганизм);
I температура, ее равномерность, величина;
I продолжительность воздействия.
' Этот перечень практически охватывает все основные факторы, влияю-
щие на коррозионные процессы при контакте бетона с жидкостями.
В дальнейшем воздействующие факторы и вызываемые ими корро-
1 зионные процессы были классифицированы В.М. Москвиным на три
1 основных вида по механизму коррозионного процесса [2.2]. Классифи-
кация процессов коррозии на три вида позволяет сгруппировать требова-
ния к бетону и показатели агрессивности среды на основании представле-
ний о механизме коррозионных процессов. К 1 виду коррозии отнесены
все случаи действия воды и водных растворов, при которых происходит
растворение и вынос из структуры бетона растворенных компонентов
цементного камня, что приводит к понижению его прочности.
! Ко II виду отнесены процессы коррозии в результате химического
взаимодействия компонентов внешней среды с образованием раствори-
мых или нерастворимых соединений, но не образующих упрочняющих
структурных элементов в результате коррозионного процесса. Это в
| основном действие на бетон кислот и кислых солей.
I К III виду коррозии относятся процессы, при которых разрушение —
I снижение прочности — обусловлено возникновением внутренних напря-
I жений в результате образования в цементном камне новых соединений
с увеличением объема твердой фазы или кристаллизации соединений из
окружающего водного раствора. Это наиболее сложный и распространен-
ный вид коррозии, зачастую встречающийся вместе с I или II видами. На
основании классификации коррозионных процессов под руководством
В.М. Москвина впервые в мире были разработаны нормы оценки агрес-
сивности различных сред по отношению к бетону и железобетону.
I
В СНиП 2.03.11-85 показатели агрессивности по 1 виду выщелачи-
вающей агрессивности — даны в виде ограничения минимальной бикарбо-
натом щелочное! и (жсщкосги), при киюрой пода обладай опасной ши
долговечности бегона растворяющей способностью (см. гл. 5). Таким
пределом принято содержание иона НСО~ (не более 1,05 мг-экв/л). 1 >-
да, имеющая жесткость менее 1,05 мг-зкв/л или 3 град при водопро: н-
цаемости бетона 1V4 отнесена к слабоагрессивным средам. При повыше-
нии марки бетона по водонепроницаемости до IV 6 и более вода по этому
показателю считается неагрессивной (табл. 2.1). Действительно, опыт
длительных исследовании в натурных условиях показываем, чю плотные
бетоны на портландцементе при отсутствии других воздействии (замо] а-
живание и оттаивание, истирание) выдерживают длительные сроки без
разрушения, при контакте с природными мягкими водами, например го-
дами от таяния снега, дождевыми. По данным о состоянии бетона плотен
в Норвегии, расположенных на горных реках, вода которых имеет ми-
нимальную жесткость, износ бетона водосливных граней не превышал
1 мм в год — это в условиях постоянного удаления поверхностно.о
поврежденного слоя. Мы наблюдали сохранение поверхностного сл >я
(удаление только поверхностной пленки цементного камня) беи ia
водопропускных труб на Кольском полуострове после зкеплуата и
в течение 25 лет, при действии вод от таяния снега. По данным раб ы
Таблица 2.1. Показатели агрессивности жидких сред*,
при которых среда неагрессивна
Показатель агрессивности Показатель агрессивности жидкой сре- ды для сооружений, расположении., в грунтах с Кф свыше 0,1 м/сут*** и открытом водоеме и дня напорных оружений при марке бетона по воде проницаемости W4 | W6 | W8
Бикарбонатная щелочность, мг-экв/л брад) Водородный показашль pH** Содержание агрессивной углекислоты, мг/ Содержание магнезиальных солей, мг/л в пересчете на Mg^+ Содержание аммонийных солей, мг/л, в пересчете на ион NHJ Содержание едких щелочей, г/л, в пересче- те на ионы Na+ и К+ Суммарное содержание хлоридов, суль- фатов, нитратов и других солей, мг/л, при наличии испаряющих поверхностей Болес — 1,05(3) Более 5 Более 4 ' Менсе 10 Менее 10 — ” 1000 ” 2000 Менее 30 ) '• 100 ” 500 ” 80° ” 50 " 60 ” 80 " 10 ” 20 ” 50
* Содержание сульфатов не должно превышать пределов, указанных в табл. 2.2
и 2.3.
** Оценка агрессивного воздействия среды по водородному показателю pl. ле
распространяется на растворы органических кислот - высоких концентраций и
углекислоту.
*** При Кж ниже 0,1 м/сут значения показателей 3...7 должны быть умнож ы
на коэффициент 1,3.
15
Д2.12], после 25 лет испытаний в потоке мягкой воды образцов бетона
на портландцементе глубина их повреждения не превышала 2 мм, в то
время как образцы с большей проницаемостью были повреждены на
5—6 мм.
Установленная в СНиП норма по жесткости воды является лишь на-
поминанием о необходимости при контакте бетона с мягкими водами
обращать внимание на придание бетону гарантированной пониженной
проницаемости с тем чтобы такая проницаемость бетона была не только
в образцах, но и в сооружении.
Благоприятное влияние жесткости воды содержание в ней бикарбо-
натов, прежде всего, кальция, затем магния проявляется, как это было
установлено исследованиями, проведенными в последнее время (см.
гл. 5), и при содержании в воде сульфатов наиболее распространенных
агрессивных по отношению к бетону компонентов. В присутствии би-
карбонатов (см. гл. 5) образующиеся на поверхности бетона трудно-
растворимые паленки настолько снижают агрессивное воздействие, пре-
пятствуя прониканию сульфат-ионов в глубь бетона, что показатели
агрессивности по содержанию сульфатов смогли быть повышены в нор-
мах в два раза для вод с бикарбонатной щелочностью от 3 до 6 мг-экв/л
и в 4 раза для вод с бикарбонатной щелочностью свыше 6 мг-экв/л
(табл. 2.2).
Таблица 2. 2. Показатели содержания сульфатов,
при котором среда неагрессивна
Цемент Содержание сульфатов в расчете на SO?-, мг/л, при содержании нонов НСО3, мг-экв/л, до
св. 0 до 3 | св. 3 до 6 | св. 6
Портландцемент по ГОСТ 10178-85 250 500 1000
Портландцемент по ГОСТ 10179-74 с со- держанием в клинкере CjS не более 65%, Со А не более 7%, CjA + C4AF не более 22% н шлакопортландцемент 1500 3000 4000
Сульфатостойкие цементы по ГОСТ 22266-76 (с изм.) 3000 6000 8000
Примечания: 1. Показатели в таблице приведены для бетона с маркой по
водонепроницаемости W4. Для бетона с маркой по водонепроницаемости IV 6 значе-
ния показателей таблицы должны быть умножены на 1,3, для бетона с маркой по
водонепроницаемости IV8 - на 1,7. 2. Показатели приведены для сооружений, рас-
положенных в грунтах с Кф св. 0,1 м/сут, в открытом водоеме и напорных соору-
жений. 3. При Кф ниже 0,1 м/сут значения показателей таблицы должны быть умно-
жены на 1,3. 4. Оценка агрессивности грунтов производится по показателям данной
таблицы: для грунтов в эоне влажности по СНиП 11.3—79 (с изм.) ’’сухая” по гр. 2;
в зоне "нормальная” и ’’влажная” - по гр. 3. Показатели в этом случае выражаются
в мг/кг грунта.
Следующими показателями, характеризующими агрессивность воды,
являются концентрация водородных ионов —pH и содержание углекис-
лоты. Водородный показатель характеризует концентрацию диссоцииро-
ванных кислот. Бетон на обычных цементах подвержен действию любой
кислоты, но агрессивность кислот зависит от их концентрации и от раст-
16
I
воримости их кальциевых солей, так как образующаяся в процессе кор-
розии пленка продуктов коррозии будет по-разному тормэзии. процесс
коррозии, создавая препятствие прониканию (диффузии) кислоты
в глубь бетона (см. гл. 5). Кинетика этих процессов при известных усло-
виях контакта кислоты с бетоном поддается расчету (см. гл I 1). Поэто-
му, опираясь на экспериментальные данные, возможно рассчитать глуби-
ну разрушения в заданный срок эксплуатации. Кроме тоге, при полном
погружении бетона в кислоту в условиях сохранения поверхностною
слоя продуктов реакции известны закономерности процесса н его осо-
бенности, заключающиеся в резкой границе фронта реакции и малой ui"-
рине реакционной зоны (см. гл. 5).
Показатель pH является десятичным логарифмом с обратным знаком
фактической концентрации водородных ионов кислоты, поэтому сниже-
ние показателя на единицу свидетельствует об изменении концепт рации н
10 раз. Особо следует иметь в виду недостаточность показателя pH для
оценки агрессивности труднодиссоциирующих кислот (многих орган.т-
ческих) и при высоких концентрациях кислоты. В интервале концеитр <-
ций, при котором среда относится к сильноагрессивным, например дп я
бетона водонепроницаемостью W4 степень агрессивности и, следовател'-
но, способы защиты будут существенно изменяться в интервале пока,
телей pH от 0 до 4.
Возникали дискуссии при определении нормативов по оценке степени
агрессивности углекислоты, растворенной в воде. На основании физико-
химических исследований равновесия в системе СаСО3 + НСО3 + СО,
(см. гл. 5) было установлено, что агрессивной является только часть
свободной углекислоты, содержащейся в растворе. Расчетное содержание
углекислоты в несколько десятков миллиграмм в литре незначищльпо
увеличивает растворяющее действие воды, которая и без СО, мож<.г
растворить около 1200 мг гидроксида кальция (в расчете ча СаО). Види-
мо, повышенная агрессивность слабокислых растворов определяется их
растЬоряюшим действием па пленку карбоната кальция, образующую я
на поверхности бетона и повышающую стойкость бетона не только к
растворяющему действию воды, но и к действию растворенных солей, в
частности, сульфатов, о чем было сказано выше.
Аналогично действию кислот по такому же механизму обменш х
реакций с гидроксидом, силикатами и алюминатами кальция действую г
и соли кислот при катионах магния и аммония. В первом случае, кор| о-
зионное действие обусловлено тем, что независимо от аниона образует я
труднорастворимый гидроксид магния, что придает процессу необраы-
мый характер. В зависимости от аниона образуются растворимые со и
кальция (хлорид кальция, нитрат кальция и Др.), которые могут бь ь
агрессивными по отношению к арматуре или дополнительно воздейство-
вать на цементный камень, образуя новые соединения, например хлор-
алюминат кальция и т.п. При контакте с аммонийными солями в резу fa-
тате взаимодействия с щелочами или с гидроксидом кальция образуема
гидроксид аммония, который уходит из сферы реакции ввиду летучее и
аммиака, что также обусловливает ее необратимость и повышеип- о
агрессивность. В нормах СССР пока не отражено более детальное влия1 не
вида катиона на степень агрессивности солевых растворов, но проведен-
ные исследования в этой области позволяют предложить ориентиров ч-
ные коэффициенты, учитывающие влияние катиона на степень агресе.-з-
ности хотя бы сульфатных растворов [2.5]. По предложениям, еде., л-
.....?178121
ным на основании экспериментальных данных, нормы табл. 5 СНиП
2.03.11—85 (см. табл. 2.2) действительны для сульфатов кальция, натрия
и магния. Для сульфатов аммония, алюминия, железа и марганца эти
нормы должна быть снижены .умножением на коэффициент 0,4, а для
катионов меди, цинка, кобальта повышены умножением на коэффициент
1,3. Едкие щелочи опасны для бетона только при достаточно больших
концентрациях — свыше 50 r/л. Их коррозионное действие более опасно
в условиях возможного накопления в порах бетона и кристаллизации,
особенно при переменных температурах.
Если конструкция только частично погружена в агрессивную воду,
возможен капиллярный подсос и кристаллизация солей в бетоне конст-
рукции, расположенной выше уровня грунтовых или поверхностных
вод. В этом случае растворенные в воде соли могут оказаться опасными
и привести к появлению в бетоне внутренних напряжений. Интенсив-
ность коррозии кристаллизации зависит от капиллярных свойств бетона
и условий испарения воды — температуры воздуха, силы ветра и т.п.
Свыше 10 г/л растворенных солей уже могут дать нежелательные послед-
ствия в виде высолов, а в дальнейшем и шелушения поверхности бетона.
В плотных глинистых грунтах с коэффициентом фильтрации менее
0,1 м/сут сказывается защитное действие грунта, препятствующее смене
состава раствора у поверхности бетона подземного сооружения. Необхо-
димо также учитывать конкретные условия обводненности грунта, воз-
можность создания прослойки воды у поверхности сооружения, так как
во многих случаях протяженное подземное сооружение — тоннель, тру-
бопровод служит ’’дренажным” проводником и в контактной зоне
сооружения и грунта собирается накапливающаяся из грунта вода.
Наличие норм не исключает необходимости тщательного учета всех
условий будущей эксплуатации сооружений: прогноза возможных изме-
нений уровня грунтовых вод, их состава, учета особенностей конструк-
ции, ее тонкостенность или массивность, чувствительность к поврежде-
нию защитного слоя у арматуры, требований к гидроизоляции, если это
подземная ограждающая конструкция, и т.д. Для подземных, подвод-
ных и напорных гидротехнических сооружений имеет значение и величи-
на гидростатического напора воды. Зависимость показателей агрессив-
ности от величины напора установить трудно. Конструкция, контакти-
рующая с агрессивной жидкой средой, должна быть выполнена из бето-
на, непроницаемого для воды в условиях эксплуатации. Если же вода
будет проникать внутрь бетона, то в принципе степень ее агрессивности
будет оставаться такой же, как и для воды ненапорной, все будет зави-
сеть от количества фильтрующей воды.
Но, как показано в гл. 4, бетон — пористый материал с весьма неод-
нородной поровой структурой. При этом на структурную неоднород-
ность цементного камня накладываются факторы неоднородности мак-
роструктуры железобетонной конструкции, обусловленные технологией
изготовления конструкции и условиями ее работы. Каверны неодно-
родного уплотнения, микротрещины усадочного или силового происхож-
дения — неизбежные спутники технологии изготовления железобетонных
конструкций. Поэтому придание водонепроницаемости конструкции,
находящейся под односторонним гидростатическим давлением — непрос-
тое дело и, как правило, в таких случаях неизбежно устройство гидро-
изоляционного покрытия, которое может и должно выполнять двойную
роль — защищать конструкцию от просачивания через нее воды и защи-
щать бетон конструкции от ее агрессивного действия.
18
Оценка степени агрессивности воздействия, хотя бы по грехе[унепча-
той шкале, конечно, условна, и следует иметь в виду, что степень агрес-
сивности изменяется не скачкообразно, а непрерывно. Поэтому при
определении степени агрессивности среды, характеризующейся близким
к граничному значением концентрации агрессивного компонента,
необходимо учитывать и другие обстоятельства, как, например, степень
ответственности конструкции, приближенность оценки сроков службы,
надежность прогноза изменения состава среды и содержания в ней агрес-
сивных компонентов, температурные условия, технический уровень
строительства и др.
Для сульфатной агрессивности с целью упрощения нормативных по-
казателей влияние плотности проницаемости бетона учитывается
постоянными коэффициентами, например при переходе от марки бе юна
но водонепроницаемости IV 4 к марке W6 показатели содержания суяь-
фат-ионов умножаются на коэффициент 1,3,' а при марке 1V8 на 1,7.
Сложным является вопрос об оценке степени агрессивности жидких
сред, содержащих органические вещества. Перечень органических ве-
ществ очень обширен и полная классификация затруднигельна. Можно
четко отделить водные растворы органических кислот, агрессивность
которых определяется растворимостью их кальциевых солей. Так,
уксусная, лимонная, молочная кислоты сильноагрессивны, а щавелевая
слабоагрессивна. Предложено разделить органические кислоты на гри
группы в зависимости от растворимости из кальциевых солей: при раст-
воримости солей свыше 2 г/л растворы кислот сильноагрессивны, а при
растворимости менее 0,002 г/л слабоагрессивны. При промежуточной
растворимости кальциевой соли — свыше 0,002 до 2 г/л — растворы
органических кислот среднеагрессивны.
Большой объем железобетона укладывается в емкости, в том числе
для сырой нефти и мазута. Агрессивность этих продуктов определяется
содержанием в них растворенных соединений серы и степенью обвод-
ненности. Сернистая нефть и сернистый мазут среднеагрессивны по
отношению к бетону с маркой по водонепроницаемости 1V4, по при по-
вышении степени водонепроницаемости до марок IV 6 и W8 степень
агрессивности существенно падает до слабоагрессивной.
Следует иметь в виду возможность специфических коррозионных
процессов при действии некоторых агрессивных органических веществ.
Например, хлорбутадиен — мономер, при впитывании в поровое прост-
ранство бетона начинает полимеризоваться с увеличением объема, что
создает внутренние напряжения в теле бетона и приводит к его разруше-
нию, внешне по механизму III вида-коррозии.
Дополнительные требования к первичной защите железобетонных
конструкций (область применения арматуры из сталей разных ма]хж,
ширина раскрытия трещин, толщина защитного слоя) содержатся в
СНиП 2.03.11—85 и рассматриваются при проектировании железобетон-
ных конструкций.
Твердые среды. Подход к оценке степени агрессивноеги твердых сред
основан, прежде всего, на тех же принципах, что и для жидких сред. Если
грунт сильно увлажнен, го оценка производится на основании химичес-
кого анализа воды, отжимаемой от грунта и далее по тем же нормам, что
и для жидких сред. При влажных, но не обводненных грунтах учитывает-
ся их агрессивность по отношению к бетону только по содержанию суль-
фатов и в зависимости от влажности грунта (см. табл. 2.2).
19
Оценка ci пени агрессивности является вспомогательной операцией,
которая дает основания для разработки мер защиты от коррозии. Во
всех случаях, когда конструкция соприкасается с агрессивной средой,
в первую оч( редь должны быть определены меры первичной защиты,
так как при -гом создается наиболее надежное решение. Защита бетона
покрытиями юобходима, когда среда агрессивна и после принятия мер
первичной за питы. В работе [2.1] приводится технико-экономический
расчет сравнтнельной эффективности средств первичной защиты, вплоть
до увеличения сечения конструкций, который показывает, что вторичная
защита покрытием значительно дороже и сложнее.
Большую \веренность в надежности средств первичной защиты дает
расчет ориен) ировочпых сроков службы бетона без такой защиты и с за-
щитой (см. г 1.11). Такие расчеты пока еще достаточно приближенны, но
позволяют оценить степень надежности принятых решений и сравнитель-
ное увеличение стойкости за счет защиты. В дальнейшем назначение спо-
собов защит!. от действия агрессивной среды приобретает характер тех-
нико-зконом (ческой задачи нахождения оптимального технического ре-
шения с учщ >м экономических показателей. В определенных случаях на
решение буд.т влиять и другие обстоятельства, например возможность
получения не >бходимых цементов или добавок, существующее техноло-
гическое обо >удование и т.п.
Газовые среды. Агрессивность газовых сред существенно зависит от
влажности г., ювоздушной среды. Действие на железобетон газовых сред
определяется видом и концентрацией кислоты, конденсирующейся на по-
верхности и в порах защитного слоя бетона. Особенно опасна в этом
отношении х юристоводородная (соляная) кислота. Уже небольшие кон-
центрации х. ористого водорода создают условия для миграции хлорид-
ионов к поверхности арматуры и коррозии стали в результате ее депасси-
вации (см. I 1.7). Агрессивное действие распространенных кислых ’ азов
С02 и S02 с эстоит в нейтрализации поверхностного слоя бетона и обра-
зования в и м соединений, по-разному влияющих на свойства бетона.
Углекислый газ в бетоне соединяется с растворенным гидроксидом каль-
ция, нейтрализуя его и обусловливая потерю защитных свойств бетоном
поверхности >го слоя, что открывает возможность коррозии арматуры
(см. гл. 7). Сернистый газ образует сернистую кислоту, которая сравни-
тельно легкг окисляется на воздухе в серную кислоту, происходит суль-
фатизация бгтона, которая ослабляет его защитное действие по отноше-
нию к арма.уре. Таким образом, газовая коррозия в основном прояв-
ляется в действии на стальную арматуру. Коррозия бетона в таких усло-
виях относи; ся ко И виду и играет подчиненную роль.
Поврежд. ющее действие газовой коррозии на конструкции промыш-
ленных прел приятий проявляется только в длительные сроки, если тех-
нологический процесс ведется нормально и соблюдаются санитарные тре-
бования и в части допустимых норм ПДК. Однако нормы ПДК распрост-
раняются на рабочие места обслуживающего персонала. В сооружении
имеется зна штельное число мест, для которых соблюдение норм ПДК
необязательно и это приводит к тому, что ответственные конструкции,
например перекрытий и покрытий, могут оказаться в среде с концент-
рацией газо! , значительно превышающей нормы.
В СНиП 2.03.11—85 условия газовоздушной среды разделены на три
группы в зависимости от влажности климата помещений. Газовые среды
классифицированы на четыре группы по степени агрессивности в зависи-
20
мости or вида и концентрации газа (табл. 2.3). По отношению к бетону
агрессивной считается только газовая среда с повышенной концентра-
цией газов и при высокой влажности. Значительно более строгие нормы
даются для железобетона (табл. 2.4.).
Таблица 2.3. Группы агрессивных газов в зависимости от вида
и концентрации
Газ . А . Концеитраи'»., мг/м3, для rpjiui га юн Д
“ Г с [
Углекислый До 2000 Свыше 2000
Аммиак Сернистый " 0,2 " 0,5 Св. 0,2 до ” 0,5 ” 20 10 Свыше 20 ” 10 до 200 Свыше 200 до ЮоО
ангидрид Фтористый ” 0,05 ’’ 0,05 " 5 ” 5" 10 10 " -10
водород Оксиды азота* ’’ 0.1 ” 0,1 ” 5 5” 25 25 ” 100
Хлор ’ 0,1 ” 0,1 ” 1 1 ” 5 5 ” 10
Хлористый " 0,05 ” 0,05 ’• 5 5” 10 10 " 1о0
водород Сероводород ” 0,01 ” 0,01 ” 5 5 ” 100 100
* Оксиды азота, растворяющиеся
в воде с образованием.
Примечание. При наличии в среде нескольких газов принимается более
агрессивная (or Л к Д) группа.
Таблица 2.4. Степень агрессивного воздействия агрессивных
газовых сред
Влажностный режим помещений Группа газов по табл а.3 Степень агрессивного воздейсгния газооб разных сред на конструкции из
Зона влажности (по СНиП 11-3-79, с изм ) бетона железобетона
Сухой Сухая Нормальный Нормальная Влажный или мокрый Влажная А В С д А В С д А В С д Неагрессивная lleai рсссивная »» Слабоагрессивна я Неагрессивная Слабоагрессивная С реднеа грессив ная Неагрессивная Слабоагрессивпая Средне:! грессивпая Неагрессивная Слабоагрессивпая Срсднеа грессивпая Сильноагрессивная Слабоагрессивная Среднеагрсссивиая Сильноагрессивная
Примечания:!. Для конструкций отапливаемых зданий, на поверхностях
которых допускается образование конденсата, степень агрессивного воздействия
среды устанавливается как для конструкций в среде с влажным режимом помеще-
ний 2. См. прим, к табл. 2.3.
21
В работе [2.8] показано, что в атмосфере сернистого газа SO2 при его
повышенной концентрации отмечается уплотнение тонкого поверхност-
ного слоя и очень медленное распространение этого слоя вглубь. Испыта-
ния проводились при высокой концентрации газа — 1,3 г/м3 и при нагре-
вании до 40 и 60°С. Испытания продолжались в течение 90 циклов
(131 сут). Если учесть, что испытания проведены при концентрации газа,
в 130 раз превышающей нормативный показатель, при котором в усло-
виях нормальной влажности среда становится слабоагрсссивной, то мож-
но считать показатели СНиП достаточно надежными.
Интересные данные о коррозионной стойкости бетона на легких за-
полнителях по сравнению с тяжелым бетоном в агрессивной газовой сре-
де — выдерживание над парами соляной кислоты с дополнительной пода-
чей пара [2.3] показали, что механизм коррозии и зависимость кинети-
ки коррозии от проницаемости (воздухопроницаемости) аналогичны.
В условиях опыта было получено уплотнение структуры бетона при по-
ниженной проницаемости и снижение динамического модуля упругости
при увеличении воздухопроницаемости [2.6] (см. гл. 11).
Влияние температуры. Действующие нормы составлены в расчете на
интервал температур от 0 до 50°С. В то же время, как показали послед-
ние исследования, температура может существенно повлиять на кинети-
ку коррозионного процесса. Растворимость гидроксида кальция повы-
шается с понижением температуры. Это неизбежно должно привести к
смещению равновесия реакции. Экспериментально установлено усиление
коррозионного процесса при действии сульфатов при пониженной поло-
жительной температуре
Данные, полученные за последние годы [2.10], позволяют утверждать,
что при пониженной температуре, наряду с эттрингитом при действии
сульфатов на цементный раствор в присутствии растворенной углекис-
лоты образуется и таумазит — карбосульфосиликат кальция (CaCOj •
CSO4 • СаБ/Зз -aq [2.9]. Образование таумазита вызывает разрушение
структуры цементного камня [2.11]. Эти обстоятельства пока недоста-
точно исследованы для внесения результатов в нормы, однако необходи-
мо иметь их в виду при рассмотрении вопросов коррозионной стойкости
бетона в специальных условиях, в частности, в районах вечной мерзлоты.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
2.1. Агаджанов В.И. Экономика повышения долговечности и корро-
зионной стойкости строительных конструкций. — М.: Стройиздат,
1988.- 144 с.
2.2. Москвин В.М. Коррозия бетона. - М.: Госстройиздат, 1952. —
342 с.
2.3. Москвин В.М., Нерсесяи В.Г. Влияние напряженного состояния на
коррозию легкого бетона в агрессивной газовой среде//Бетон и железо-
бетон. - 1970, № 7.
2.4. Тихомирова М.Ф. Зависимость агрессивности растворов сульфа-
тов от положения металлов в периодической системе элементов//Ж. при-
кладной химии. Т. 52. — 1979. — С. 1475—1479.
2.5. Тихомирова М.Ф., Власичева Л.Г. Сравнительная оценка агрессив-
ности сульфатных растворов в зависимости от вида катиона//Бетон и же-
лезобетон. — 1982, № 3. — С. 43—44.
22
2 6. Яковлев В.В., Головачева Т.С., Щуркова Т.А. Исследование при
цесса выщелачивания цемешпого камня//Строи тельные материалы и
конструкции. - Уфа: НИИиромстрой, 1985.
2.7. Kallauncr О. Die Korrosion von Zementmorteln und Beton mit
Flussigkeiten//Tonindustriezeitung. — 1939. — № 68.
2.8. Knofel D., Bottger K. Zum Einfluss SO2 —reichar Atmosphare
ab Zementmbrteln//Bautenschutz und Bausanierung, 1985, — № 1.
2.9. 1 udwig U., Mehrs S. Destruction of historical buildings by forma
tion of ettringite or thaumasite. 8 bit. congr. on the Chemistry ol cement,
vol. V, 1986,pp. 181-188. .
2.10. Morales Rafael Tolero. The sulfat resistante portland cement are
note ultimate answer to the problem of sulfate. 8 Int. congr. on the
chemistry of cement, vol. V, 1986, pp. 151—158.
2.11. Ostrowski Cz. Baclanie mineralogiczke tlock. Cement, Wapno,
Gips, 1987, № 2.
2.12. Walz K., Wischers G. Uber den Widerstand von Beton gegen die
mechanische Einwisnung von Wasser hoher Geschwindigkeit//Beton,
1969, №9,10.
ГЛАВА 3. СТОЙКОСТЬ БЕТОНА В СУРОВЫХ
КЛИМАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЯХ
Ф.М. Иванов
3.1. ХАРАКТЕРИСТИКА КЛИМАТИЧЕСКИХ
ВОЗДЕЙСТВИЙ НА ЖЕЛЕЗОБЕТОН
С точки зрения степени воздействия климата на бетон сооружения
можно воспользоваться параметрами проекта стандарта ИСО, классифи-
цирующего климат по его воздействию на бетон и железобетон. Основ-
ными параметрами приняты: температура воздуха, влажность воздуха и
число переходов через 0°С. С позиций воздействия на бетон важна темпе-
ратура наиболее холодного месяца в сочетании с влажностью (табл. 3.1
и 3.2). Для коррозионной стойкости арматуры важны температура и
влажность воздуха в теплое время года. Если'бетон периодически
замораживается и оттаивает, не менее значимо и число циклов заморажи-
вания и оттаивания, которое зависит от числа переходов температуры
через 0°С для пресной воды и несколько ниже этой температуры для
воды, содержащей соли. Например для морской воды с содержанием со-
лей около 35 г/л температура замерзания —1,8°С. Возможны и условия,
в которых периодическое замораживание и оттаивание происходит
вследствие колебаний уровня воды у сооружения в зимний период, при
незамерзающей воде и отрицательных температурах воздуха. Это харак-
терно, например, для приливноотливной зоны побережья Баренцева мо-
ря, где колебания уровня воды составляют 3—4 м два раза в сутки, а
температура воздуха зимой достигает —25°С. Аналогичные условия су-
ществуют в некоторых водоемах и промышленных сооружениях — гра-
дирнях, бассейнах градирен, лотках и т.п.
В проекте стандарта ИСО приняты четыре градации воздействий по-
переменного замораживания и оттаивания: 25, 50, 100 и более 100 пере-
ходов температуры через 0°С в год.
23
Таблица 3.1. Классы климата по температуре
Обозначение Индекс Средняя месячная температура самого холодного или самого теплого месяца
Очень холодный VC Минус 30°С и ниже
Холодный С Свыше минус 30°С до минус 15 °C
Умеренный Т ” минус 15 °C ” минус 4°С
Теплый М ” 20°С ” 25°С
Жаркий Н ” 25°С ‘ ” 30°С
Очень жаркий VH ” 30°С
Таблица 3.2. Классы климата по влажности
Климат Индекс Средняя относительная влажность воздуха наиболее теплого месяца, %, для климата
очень холодного, холодного, уме- ренного теплого жаркого очень жар- кого
Сухой а До 45 До 40 До 30 До 20
Нормальный п Свыше 45 Свыше 40 Свыше 30 Свыше 20
до 75 До 70 до 60 До 50
Влажный h Свыше 75 Свыше 70 Свыше 60 Свыше 50
3.2. МОРОЗОСТОЙКОСТЬ БЕТОНА
В климатических условиях СССР одним из основных воздействий
внешней среды является замораживание бетона в водонасыщенном сос-
тоянии. Сохранение свойств бетона при замораживании оценивается его
морозостойкостью.
Морозостойкость бетона — условная характеристика, оценивающая
его способность сохранять прочность и другие физико-механические
свойства при отрицательных температурах, особенно при многократном
попеременном замораживании и оттаивании. Процессы, протекающие
при замораживании и оттаивании бетона, обусловливают постепенное
накопление в нем повреждений. При многократном попеременном
охлаждении и последующем нагревании-оттаивании компоненты бе .она
изменяют объем в соответствии с присущими им коэффициентами тем-
пературного расширения. Одновременно, если в порах бетона содержит-
ся вода, она изменяет объем не только в результате температурного рас-
ширения или сжатия, но и при фазовом переходе воды в лед, когда ее
объем увеличивается примерно на 9% (в 1,0907 раза). Возникновение
перепада температур в объеме бетона неизбежно сопровождается мигра-
цией влаги как в жидком, так и парообразном состоянии.
Степень повреждения бетона при замораживании зависит от степени
его водонасыщения. Однако это сложная зависимость, так как определя-
ется не только общим объемом пор, насыщаемых водой, но и их разме-
ром, формой, проницаемостью поровой структуры для воды и воздуха.
От того, какой была степень водонасыщения бетона в период первого за-
мораживания и с какой скоростью она увеличивается при повторных
24
циклах замораживания и опаивания, зависит большая или меньшая мо-
розостойкость бетона.
Требования к морозостойкости бетона в СССР задаются в проекте для
конструкций всех сооружений, подвергающихся климатическим, а также
технологическим воздействиям, при которых конструкции Moiyr ока-
заться в среде с отрицательной температурой (холодильники, производ-
ство и хранение сжиженных газов и т.д.). В некоторых случаях испыта-
нием бетона на морозостойкость косвенно оценивают стойкость к много-
кратному насыщению водой и высушиванию и к другим физическим
воздействиям.
Морозостойкость бетона измеряется числом циклов попеременного
замораживания и оттаивания, которое выдерживают образцы бетона без
существенного изменения прочности. Единицей измерения морозостой-
кости является стандартный цикл замораживания и оттаивания. Услов-
ность такой единицы измерения несомненна и ее применение требует про-
ведения испытания в строго нормируемых условиях. Использование ре-
зультатов испытаний в лабораторных условиях для оценки суровости
климатических воздействий и последующего нормирования требований
по морозостойкости бетона возможно после сопоставления данных о
стойкости бетонов в натурных условиях и при испытании по стандарту.
Морозостойкость бетона определяется в разных странах различными
методами, что следует иметь в виду при сопоставлении результатов, по-
лученных различными авторами. В СССР первым методом испытаний по
ГОСТ 10060—87 является замораживание образцов — кубов с ребром
15 см на воздухе при температуре минус 18 + 2°С и оттаивание в воде с
температурой 18 + 2°С. Для бетона дорожных и аэродромных покрытий
оттаивание производится в растворе хлоридов натрия концентрацией 5%
(II метод). Перед первым замораживанием образцы насыщаются водой
в I методе или раствором хлорида натрия (во II) в течение 96 ч. Норми-
руется также скорость охлаждения и продолжительность пребывания при
отрицательной и положительной температурах. Стандартизирован и 111
ускоренный метод испытания за счет замораживания в растворе хлори и
натрия 5%-м при температуре —50°С и оттаивания в том же растворе.
В проектах морозостойкость нормируется марками морозостойкости,
определяемыми по I методу. При контроле морозостойкости допускает-
ся пользование переходными коэффициентами от II и III методов к мо-
розостойкости, определяемой по I методу. Метод испытания при темпе-
ратуре —50°С с замораживанием и оттаиванием в 5%-м растворе хлорис-
того натрия рекомендуется использовать также для оценки морозостой-
кости бетона в суровых климатических условиях.
В стандартах США приняты 4 метода испытания на морозостойкость,
отличающиеся средой замораживания: на воздухе и в воде, и скоростью
замораживания — быстрое и медленное.
Маркой бетона по морозостойкости в СССР называется число замора-
живания и оттаивания по I стандартному методу, после которого бет н
сохраняет не менее 95% прочности на сжатие в момент начала испытания
на морозостойкость.
В СНиП 2.03.01-84 приняты следующие марки бетона по морозостой-
кости: F25, F35, F50, F100, F150, F200, F300, F400, F500, F700, FIOOO.
Морозостойкость бетона — важная характеристика, особенно при
строительстве в районах с суровым климатом, где воздействие заме а-
живания становится одним иэ основных факторов, ограничиваю!, х
25
сроки службы бетонных и железобетонных сооружений. В настоящее
время на основании обработки многолетних климатических данных вы-
полнено районирование территории СССР ио степени суровости воздей-
ствия на бетон. Применительно к этому районированию должны назна-
чаться требования к морозостойкости бетона с учетом и других факто-
ров, влияющих на суровость воздействий замораживания и оттаивания.
Прежде всего должны учитываться типичные условия замораживания и
оттаивания (рис. 3.1):
замораживание на воздухе и оттаивание в воде бетона, имеющего раз-
личную исходную степень водонасыщения;
замораживание и оттаивание при непрерывном капиллярном подсосе
воды;
замораживание при полном погружении в воду (вмерзание в лед) и
оттаивание в воде.
Так как важнейшим показателем, определяющим интенсивность раз-
рушающего действия замораживания, является степень водонасыщения
бетона, замораживание при капиллярном подсосе воды и при полном по-
гружении в воду оказывается значительно более разрушительным, чем
замораживание на воздухе.
Процессы при замораживании и оттаивании бетона, обусловливающие
его постепенное разрушение — снижение прочности — весьма многообраз-
ны. При нагревании и охлаждении компоненты бетона — цементный ка-
мень, заполнители и вода в его порах изменяют объем в соответствии с
присущими каждому материалу коэффициентами температурной дефор-
мации. Различие в этих коэффициентах может служить одной из причин
появления напряжений на поверхностях контакта материалов. Однако
основной причиной разрушения бетона принимается давление льда, обра-
зующегося с увеличением объема воды при фазовом переходе ее в лед
или гидравлическое давление незамерзшей воды, отжимаемой льдом.
Основанием для этого служит явная и твердо установленная зависимость
степени разрушения от степени водонасыщения бетона [3.17].
Большое значение при различных условиях замораживания имеют
процессы переноса влаги в поровой системе бетона и возможность изме-
нения за этот счет степени водонасыщения в отдельных объемах конст-
рукции. Миграция влаги может осуществляться как в жидкой, так и в
парообразной фазе под влиянием капиллярных сил, температурного гра-
диента (тепломассопереноса) или гидравлического давления. Процесс
замораживания осложняется тем, что вода, заполняющая поровое прост-
ранство бетона, содержит растворенные вещества, что меняет температу-
ру ее замерзания и создает возможность коррозионных процессов —
растворения компонентов цементного камня и взаимодействия веществ,
содержащихся в воде оттаивания с цементным камнем, что дополнитель-
но усиливает разрушение и снижает прочность бетона.
Процессы, проходящие при замораживании бетона на воздухе и оттаи-
вании в воде систематизированы в зависимости от наиболее распростра-
ненных условий замораживания, определяющих механизм разрушающе-
го процесса [3.24]. При этом выделено четыре основных вида процессов,
протекающих при замораживании:
быстрое замораживание и оттаивание на воздухе с разрушением бето-
на вследствие различий в коэффициентах температурного расширения;
степень водонасыщения при этом недостаточна для проявления влияния
26
ЗОНА
ОБЛЕДЕ
НЕНИЯ
ЗОНА
АТМОСФЕРНЫХ
ВОЗДЕЙСТВИЙ
ЗОНА СЕЗОННОГО
ОТТАИВАНИЯ
ГРУНТА
ЗОНА
постоянной
ОТРИЦАТЕЛЬНОЙ
ТЕМПЕРАТУРЫ
ТОЛЩИНА
——. ЗОНА НАИ -
БОЛЕЕ ИН -
ТЕНСИВНОГО много -
КРАТНОГО ЗАМОРА-
ЖИВАНИЯ и оттай -
ВАНИЯ
Рис. 3.1. Типичные условия замораживания конструкций
(примеры)
1 — попеременное замораживание и оттаивание (конструк-
ции нижнего бьефа плотин}; 2 — длительное вмораживание
в лед в условиях капиллярного подсоса воды (водоемы с
постоянным уровнем воды}; 3 — замораживание при пос-
тепенно понижающемся в зимнее время уровне воды
(верхний бьеф плотин) ; 4 — замораживание в насыщенном
водой состоянии, в верхней части зоны II попеременное
замораживание и оттаивание или вмерзание в лед по усло-
виям 2 (конструкции в сезонно оттаивающем слое вечно-
мерзлых грунтов); 5 - одностороннее замораживание мас-
сивных сооружений; 6 — эпизодическое увлажнение атмос-
ферными осадками и замораживание на воздухе (верти-
кальные конструкции — стойки, опоры, колонны, стены);
7 - эпизодическое увлажнение атмосферными осадками
и замораживание горизонтальных поверхностей (дорож-
ные покрытия)
фазового перехода воды в лсд. В этих условиях правильнее говорить о
термостойкости бетона;
медленное одностороннее замораживание бетона массивного сооруже-
ния или ограждающей конструкции (при положительной температуре
внутреннего помещения) с постепенным продвижением фронта в глубь
бетона. В этих условиях основная причина разрушения — увеличение сте-
27
пени водонасыщения бетона вследствие миграции влаги к фронту про-
мерзания и разрушение давлением льда или гидравлическим давлением
воды, отжимаемой льдом;
быстрое всестороннее замораживание бетона тонкостенных конструк-
ций с образованием льда в поверхностных слоях, что приводит к ’’заку-
порке” воды внутри конструкции и при достаточно высокой степени во-
донасыщения — к разрушению бетона, проявляющемуся в шелушении
поверхностных его слоев;
одностороннее замораживание пористого материала, в котором воз-
можна миграция воды в парообразном состоянии к холодной поверхнос-
ти и образование линз льда — аналогично процессу пучения грунтов.
Если замораживание происходит при полном погружении в воду, раз-
рушение многократно усиливается, так как при изменениях температу-
ры создаются условия для быстрого увеличения степени водонасыщения
бетона.
Как видно из общего описания процессов, проходящих в бетоне при
его замораживании и оттаивании в различных условиях, общая теория
морозостойкости должна содержать количественное описание процессов
массопереноса под действием различных градиентов, опираться на дан-
ные о структуре порового пространства бетона и выявить причины воз-
никновения и развития внутреннего разрушающего давления, соотнеся
его с прочностью бетона на растяжение. Такая теория полностью еще не
создана. Предложено несколько гипотез морозостойкости [3.14, 3.39,
3.45, 3.49 и др.]. Наиболее практически полезной представляется фено-
менологическая теория морозостойкости, развитая в работах [3.30,3.47
и др.]. В этой теории на модели бетона, представленной в виде сферичес-
ких зерен заполнителя в матрице цементного камня или цементного
раствора, решаются задачи о влиянии различных факторов (состава,
условий замораживания, свойств заполнителей и др.) на морозостой-
кость бетона.
Экспериментальные данные о зависимости морозостойкости бетона от
различных факторов и условий, в которых осуществляются внешние
воздействия, позволяют в дальнейшем сделать выводы о способах при-
дания высокой морозостойкости бетонам и железобетонным конструк-
циям. Рассмотрим зависимость морозостойкости от отдельных фак-
торов.
Влияние состава цемента. Имеется большое число экспериментальных
данных о влиянии вещественного и минералогического состава цемента
на морозостойкость бетона [3.23, 3.36]. Структура цементного камня и
его порового пространства зависит от минералогического состава клин-
кера, содержания в цементе гипса, тонкости помола, содержания щело-
чей, вида и количества тонкомолотых добавок. Следовательно, зти фак-
торы будут влиять и на морозостойкость.
Исследования свойств отдельных минералов цементного клинкера по-
казали, что свойства основных минералов — гидросиликатов и гидро-
алюминатов, образующихся в цементном камне, весьма различны [3.2].
Было известно различие в прочности и скорости ее образования в камне
из этих минералов. Но для морозостойкости важна и водостойкость гид-
ратированных минералов. Установлено, что гидроалюминат кальци i,
являющийся основным минералом алюминатной фазы (ЗСаО-Д12Оз«
• 6Н2О), характеризуется низкой водостойкостью, способен в воде те-
рять прочность [3.36]. Это дает основание предполагать, что содержание
28
грсхкальциевого алюмината в клинкере портландцемент будет нлияп.
на морозостойкость бетона, которая будет тем выше, чем меньше содср
жание алюмината в клинкере. Экспериментально при сопоставимых сос-
тавах бетона это положение подтверждается и учитывается при разработ-
ке требований к минералогическому составу клинкера для бетона соор
жений, к которым Предъявляются высокие требования по морозостой-
кости (табл. 3.3). Однако нельзя рассматривать влияние на морозостой-
кость изолированно отдельных характеристик цемента, например алюмн-
натность клинкера, без связи с другими характеристиками цемента.
Относительное содержание алита и белита, соединений щелочных метал-
лов, количество введенного при помоле гипса, тонкость помола цемента
могут оказать такое влияние на морозостойкость бетона на этом цемен-
те, что роль алюмината кальция может быть нивелирована.
Таблица 3.3. Требования к цементам для бетонов высокой
морозостойкости
Тонкость по- мола, см2/г Содержание основных минералов в цементном клинкере, % Активные минераль- ные добав- ки (АМД) Автор, источ- ник
c3s |СЗА | щелочи
3000-3500 44-61 4,4-5 - Горчаков и др. [3.14], 1965
Не более 3500 55-60 Не более 7 Не более 0,8 — Кунцевич, 1983 [3.23]
4000 55 ” 5 ” 0,1 — Шестоперов, 1977 [3.11]
— Не более 60 ” 6 — — Горчаков и др., 1976 [3.32]
— >» 54 ” 9 — АМД - 10% ВСН 6/118, или шлак — 1976, Минтранс- 15% строй Минмор- флог [3.33 ]
Среднее: 3500 55-60 Не более 7
Показано [3.16], что дозировка гипса в цементе должна увеличивать-
ся с увеличением содержания С3А и тонкости помола цемента. При этом
удается повысить морозостойкость цемента с повышенным содержание м
алюминатов.
Обобщение опыта изготовления и испытания бетонов высокой моро-
зостойкости (F300 и выше) показало, что при условии изменения струк-
туры бетона за счет введения воздухововлекающих добавок могут быть
получены бетоны высокой морозостойкости и на среднеалюминатных
портландцементах [3.33].
Еще в работе [3.37] было отмечено весьма существенное влияние из
морозостойкость длительного хранения цемента. На ’’лежалых” цементах
морозостойкость резко снижалась. Снижение морозостойкости в не-
сколько раз превышало снижение прочности (табл. 3.4).
Столь сильное снижение морозостойкости свидетельствует о сущее г-
венном изменении структуры цементного камня при длительном хране-
нии исходного цемента. Следовательно, можно полагать, что морозостой-
Таблица 3.4. Влияние ’’лежалости”цемента
на морозостойкость бетона [3.23]
Состояние цемента
Активность це-
мента, МПа
Прочность бето-
на, МПа
Морозостойкость бе-
тона, циклы
Свежий
’’Лежалый”
36
24
600
70
Примечание. Состав бетона одинаковый. В/Ц = 0,5, твердение в воде
28 сут.
кость будет зависеть от состава цемента, добавок, состава бетона, усло-
вий твердения и других факторов, определяющих структуру бетона.
Эти данные подтверждают отсутствие примой связи между проч-
ностью и морозостойкостью.
Актуален вопрос и о влиянии на морозостойкость бетона тонкомоло-
тых или дисперсных от природы, активных и инертных минеральных
добавок. В связи со стремлением улучшить экологическую обстановку
и снизить энергозатраты в последнее время уделяется внимание золе-
уносу как добавке в бетон.
Усилилось внимание к проблеме увеличения объема выпуска цемента
за счет введения в него дисперсных наполнителей различного вида, размо-
лотных до различной тонкости помола: песок, природные активные ми-
неральные добавки, а также добавки на основе отходов промышленнос-
ти, известняка и др. Одним из недостатков смешанных цементов, содер-
жащих более 15...20% золы или других минеральных добавок считается
их пониженная морозостойкость. Исследования [3.52] показали, что при
введении в состав бетона пластифицирующих и воздухововлекающих до-
бавок на некоторых смешанных цементах, например с добавками золы-
уноса, могут быть получены морозостойкие бетоны (табл. 3.5).
Добавки молотого известняка приводили к различным результатам.
Так, были испытаны бетоны с расходом цемента 250 кг/м3 на гранитном
щебне с заменой 25% цемента молотым известняком [3.36]. Сравнение
проведено в равноподвижных смесях (табл. 3.6). Испытания показали
снижение морозостойкости в 2 раза при снижении прочности в среднем
на 25%.
В работе [3.41] показано, что при одинаковом В/Ц бетоны на цемен-
тах с добавкой молотого известняка до 30% обладают той же морозо-
стойкостью, что и без добавки.
Особое внимание занимает среди смешанных цементов шлакопорт-
ландцементы, занимающие первое место по объему производства среди
разновидностей портландцемента. Данные о морозостойкости бетона на
шлакопортландцементе разноречивы. Испытания бетонов без добавок
показали, как правило, существенно меньшую морозостойкость бетона
на шлакопортландцементе по сравнению с морозостойкостью бетона на
портландцементе.
Влияние состава и содержания шлака, топкости помола цемента и
условий твердения является решающим в придании морозостойкости бе-
тонам [3.8, 3.28]. Применение воздухововлекающих добавок позволило
полностью пересмотреть возможные области применения бетонов на
шлакопортландцементах.
30
Таблица 3.5. Морозостойкость бетона с добавкой золы-уноса [3.52]
31
Таблица 3.6. Влияние добавки молотого известняка
на прочность и морозостойкость бетона [3.36]
Клинкер за- вода Молотый известняк, % вщ Прочность при сжатии в 28 суг, МПа Снижение прочности, Морозостой- кость, циклы
Броценский — 0,68 20,2 28,7 220
25 0,63 14,4 90
Краматорский — 0,70 16,9 23,7 188
25 0,63 12,9 90
Комсомолец — 0,68 21,8 21,5 200
25 0,65 16,9 100
С воздухововлекающими добавками может быть получена морозо-
стойкость F300 и выше [3.19] (табл. 3.7). В ГОСТ 10178—85 указано,
что в случае применения воздухововлекающих добавок бетоны на шла-
копортландцементе могут применяться и в условиях, когда к ним
предъявляются требования по морозостойкости.
Во всех случаях применения смешанных цементов, т.е. содержащих
практически инертные добавки к портландцементу в количествах, пре-
вышающих нормы стандарта, следует учитывать возможное изменение ие
только прочности, но и других свойств бетонов на таких цементах.
Влияние заполнителя на морозостойкость. Морозостойкость бетона,
естественно, зависит и от морозостойкости заполнителя. Хотя в бетоне
растворная часть и защищает заполнитель от быстрого насыщения водой
и температурных ударов, однако такая защита действительна в ограни-
ченных пределах. При заполнителе с высоким водопоглощением и низ-
кой морозостойкостью в условиях длительного действия воды заполни-
тель, находящийся в поверхностном слое бетона, постепенно насыщает-
ся водой и при последующем замораживании увеличивается в объеме,
вызывая отколы бетона.
Наибольшую актуальность вопрос о морозостойкости заполнителя
приобретает при использовании осадочных — карбонатных пород. Основ-
ная из таких пород — известняки в различных месторождениях — харак-
Таблица 3.7. Влияние химических добавок на морозостойкость
бетонов на шлакопортландцементе [3.19]
Состав цемен- та, % ВЩ Добавки, % по массе це- мента Расход цемен га, кг/м3 Плотность, кг/м3 ^28’ МПа Морозостой кость, цик- лы
Клинкер - 96; 0,4 — 480 2400 43,5 200
гипс — 4
Клинкер - 66; 0,4 — 480 2400 39,5 200
шлак ЭТФ — 0,4 СДБ - 0,2; 480 2340 41,7 300
30; гипс - 4 СНВ - 0.1
0,5 — 340 2340 39,9 100
0,5 НЧК - 0,1 360 2310 43,5 500
Примечание. НЧК - нейтрализованный черный контакт, отход переработ-
ки нефти. Шлак ЭТФ — электротермофосфорный шлак.
32
теризуется различными структурой и свойствами. Исследования морозо-
стойкости бетона на известняках пониженной морозостойкости прово-
дились неоднократно. Было показано, что на таких известняках могут
быть получены значительно более морозостойкие бетоны, чем морозо-
стойкость заполнителя (табл. 3.8).
Cool ношение морозосюйкосгн бетона и заполшиеля иено*. iohiiiio л
определяется многими технологическими факторами, прежде всею,
свойствами цемента — его способностью образовывать морозостойкую
структуру цементного камня и раствора. Можно считать, что для каждо-
го вида заполнителя существует определенный верхний предел морозо-
стойкости бетона, который может быть реально достигнут.
Очень крупнопористые заполнители, например ракушечник, при стан-
дартном испытании показывают относительно высокую морозостой-
кость, так как вода не удерживается в их порах и ’’выливается” при
выемке из воды для замораживания на воздухе. В то же время в бетоне
конструкции при длительном водонасыщении вода в таком заполнителе
удерживается и обусловливает быстрое разрушение при замораживании.
Для повышения морозостойкости бетонов на заполнителях низкой моро-
зостойкости действительны обычные способы повышения морозостоГ-
кости: снижение В/Ц, введение воздухововлекающих добавок, создание
длительных влажных условий твердения и т.п.
Значительное влияние на морозостойкость бетона оказывает наиболь-
шая крупность зерен заполнителя (рис. 3.2). Эти данные подтверждают-
ся в работе [3.35], в которой приведены результаты испытаний дорож-
ных бетонов с различным содержанием крупного заполнителя (табл.
3.9). Влияние заполнителя на морозостойкость бетона зависит от соотно-
шения параметров поровой структуры цементного раствора и породы за-
полнителя. Плотные изверженные породы с водопоглощепием менее
0,5% по массе практически не разрушаются при замораживании в бетоне
и влияют на его морозостойкость или при резких изменениях температур
вследствие различий в коэффициентах температурного расширения, или
в высокоподвижных смесях в результате ’’блидинга” - водоотделенгч
под нижней поверхностью зерен заполнителя.
Возможность повреждения бетона в результате применения заполни-
теля с морозостойкостью меньшей, чем морозостойкость растворной
составляющей может быть уменьшена за счет применения сухого запол-
нителя, уменьшения его крупности, отделения наиболее слабых зерен.
Предлагаются и способы повышения стойкости заполнителя обработкой
его поверхности гидрофобизаторами.
Влияние водоцементного отношения. Основным параметром состава
бетонной смеси, определяющим его прочность, является водоцементное
отношение; этот параметр оказывает существенное влияние и на моро-
зостойкость. В табл. 3.10 приведены рекомендуемые значения В/Црл'!
бетонов различной морозостойкости. Эти рекомендации основывают <;
на массовых испытаниях бетонов и обобщении практического опыи
[3.33]. Следует отметить, что в работах С.В. Шестопероьа [3.3о] подчс[ -
кивалось, что более важным показателем является не В/Ц, а общее со-
держание воды в единице обьема бетона. Бетоны из смесей размой удобо-
укладываемости, уплотненных различными методами, показывают пр -
мую зависимость между расходом воды и морозостойкостью (рис. 3.3).
В то же время в работах Г.И. Горчакова с сотрудниками [3.32] было по-
казано, что морозостойкость зависит и от объема цементного камня, так
613 -3 ->□
Таблица 3.8. Морозостойкость бетона на крупном заполнителе различной
морозостойкости [3.18]
Порода заполни- теля Прочность на сжатие, МПа Водопогпощение, % Морозостойкость заполнителя, циклы Расход це- мента, кг/м3 ад Прочность при сжатии в 28 сут, МПа Морозостойкость, циклы
Гранит 128-197 0,07-0,15 100 450 0,3 569 250
Известняк — 3-4 25 550 0,35 504 Менее 100
32-224 3-4 25 486 0,38 554 То же
Песчаники 20-77 0,4-3,2 Менее 25 475 0,34 437 Низкая
Кварцит 34-109 — 50 495 0,38 488 100
Примечание,
виях с пропариванием.
Бетон из жестких смесей. Испытание выполнено на железобетонных шпалах, изготовленных в заводских усло-
2 R О со С ст е- I 1
О Е СТ o’ 43 = и Р £ 1 1 = 1
л> ст О 1
и» W т » |
(Т н —- >
ё Ег* Е И о 1 1 | =
гэ 3! 5 1
О о 1
о 1
hJ •- — 1 г. -а ? 1
т I *
£
-£* 1 г- ¥ S
1
1 —1
1 «
1 “5
1 1 1
00 NJ г—
о С С
О С С 1 — П 1
|
1 s i
о л
о Сл ил 1
о С 1 3 о ।
1 1
Un ил j. 1 1
1
О' ил 1 1 1 -* О 1
ил ил
3 1
с [
м
1— —
о
как разрушительно действующие напряжения возникают именно в нем.
Следовательно, при одинаковых водоцементных отношениях и качестве
цементного камня более морозостойким будет бетон с меньшим объе-
мом цементного камня, т.е. меньшим количеством и воды, и цемента.
Зависимость морозостойкости от водоцементного отношения объясняет-
ся особенностями структуры цементного камня (см. гл. 4).
Влияние структуры цементного камня. Основным фактором, влияю-
щим на морозостойкость бетона, как показали исследования последних
десятилетий, является содержание воздуха в затвердевшем бетоне, вве-
денного в результате вспенивающего действия на бетонную смесь возду-
хововлекающих добавок. Данные, приведенные в работе [3.9], показы-
вают, что в бетоне без добавок содержание воздуха и его характеристи-
ки, влияющие на морозостойкость бетона, случайны и могут обусловить
значительный разброс в показателях морозостойкости бетона (рис. 3.4).
В то же время бетоны с воздухововлекающими добавками имеют резко
повышенную морозостойкость и высокую обеспеченность этой морозо-
стойкости. Для таких бетонов меньшее значение имеют отклонения в ми-
нералогическом составе цементов — они менее чувствительны к усло-
виям последующего твердения. В настоящее время получение бетонов с
высокой и гарантированной морозостойкостью обязательно обусловле-
но применением структурообразующих воздухововлекающих или газо-
выделяющих добавок.
Зависимость морозостойкости бетона от содержания воздуха (табл.
3.11, рис. 3.5) неоднозначна, так как наибольшей эффективностью обла-
дает не всякий вовлеченный воздух, а определенная структура цементно-
го камня, в которой искусственно создаваемая пористость представлена
сферическими порами, заполненными воздухом и разделенными перего-
родками цементного камня определенной толщины, создающими
эффект условной замкнутости воздушных пор [3.52], (рис.3.6). В про-
Рис. 3.5. Влияние содержания вовлеченного воз-
духа иа расширение образцов бе гона при много-
кратном замораживании и оттаивании
К - расширение после 25 циклов в насыщенном
растворе соли при температуре -15°С; 1 - порт-
ландцемент; 2 — шлакопортландцемент (шлака
33%); 3 - цемент с добавкой золы-уноса 32%;
4 « добавка микрокремнезема 21 кг)м? [3.44]
Рис. 3.4. Зависимость морозостойкости бетона
от плотности бетонной смеси — объема случайно
вовлеченного воздуха [3.9]
36
цессе замораживания и оттаивания происходит медленно и постепенно
заполнение воздушных пор водой и важно, чтобы степень критического
водонасыщения не была достигнута за один зимний сезон, тогда в лет-
ний период восстанавливается первоначальное состояние по водончсы-
щению, и бетон возвращается к первоначальному фазовому состо; 'ппо
цементного камня, прочности и морозостойкости (рис. 3.7), [3.6].
Влияние содержания воздуха на морозостойкость при испытании по
стандарту (табл. 3.11) показывает, насколько чувствительна структура
бетона к содержанию воздуха. Это неудивительно, так как, напри-тер,
содержание воздуха в 1% объема бетона означает, что в цементном камне
появилось свыше 1500 воздушных пузырьков диаметром 0,2 мм (при-
мерно оптимальный размер) в каждом кубическом сантиметре.
Таблица 3.11. Влияние пластифицируюше-воздухововлекающих
добавок на морозостойкость бетона [3.12]
Расход це- мента, кг/м3 В/Ц Добавки, % по массе цемента Осадка конуса, см Содержание воздуха, % Прочность при сжатии, МПа, после Морозо- стой- кость, ПИК) I
ССБ СНВ
28 сут нор- мального твердения гво
448 0,46 — — 8,0 1 53,3 31,8 50
450 0,41 0,1 0,02 7,5 2,4 54,8 34,2 700
404 0,47 0,1 0,02 4 3,6 48,4 34,8 750
293 0,6 7 — — 2,5 1 20,4 9,5 50
295 0,60 0,1 0,03 2,5 1,8 23,7 10,7 400
Примечание. Портландцемент Белгородского завода марки 500. Начало
испытаний на морозостойкость в возрасте 28 сут после ТБО.
Рис. 3.6. Величина условнозамкнутой пористос-
ти при различном содержании вовлеченного
воздуха в бетоне. Условные обозначения см.
рис. 3.5 [3.52]
400 800 1200 16L
МОРОЗОСТОЙКОСТЬ, циклы
Рис. 3.7. Влияние летнего псрерыва/1 на результат ис-
пытаний на морозостойкость
1 - бетон без добавок; 2, 3, 4- бетоны с добавке -ли;
2- СДБ 0,2%; 3 - СДБ 0.3%; 4 - СДБ 0,2% + СНВ
0,01% [5.6]
37
Влияние воздухововлекающих добавок на морозостойкость бетона
многократно подтверждено и теперь в нормах па морозостойкий бетон
указываются оптимальные количества воздуха, гарантирующие высокую
морозостойкость (табл. 3.12). В работе [3.14] показано, что морозо-
стойкость бетона с содержанием пор размером 0,3—2 мкм максималь-
ная, в том числе и при одновременном применении суперпластификатора
и воздухововлекающей добавки. В СССР предложено большое число то-
варных продуктов в качестве воздухововлекающих добавок. Создание
заданной структуры цементного камня может быть достигнуто и други-
ми способами. В СССР, в частности, нашли применение газовыделяющие
добавки кремнийорганических соединений [3.23, 3.19].
Таблица 3.12. Рекомендуемое количество воздуха
для морозостойких бегонов [3.33]
Наибольшая круп- ность щебня, мм Воздухосодержание, % беюнной смеси, не менее, при В/Ц
0,4 и менее 0,41-0,5 | 0,51-0,6
10 4 5 7
20 4 5 6
40 3 4 5
80 3 3 4
Высокая эффективность применения кремнийорганического соедине-
ния — полиорганосилоксана, обладающего газовыделяющей способ-
ностью и гидрофобизирующим действием, для повышения морозостой-
кости бетона подтверждена опытом воздействия Зейской ГЭС [3.23],
где уложено в бетоне переменного горизонта воды > 100 тыс. м3 бетона
с морозостойкостью F200 и F300 и выше. Преимущество этих веществ
состоит в зависимости объема выделяющегося газа только от дозировки
добавки и не зависит от температуры бетонной смеси и интенсивности пе-
ремешивания, что характерно для воздухововлекающих добавок.
В настоящее время наибольшее распространение получили комплекс-
ные добавки, в которые входит воздухововлекающая и пластифицирую-
щая добавки. В качестве пластифицирующих добавок могут применять-
ся и суперпластификаторы, и пластификаторы на лигносульфонатной
основе. Создание морозостойкой структуры возможно и другими спосо-
бами, например введением в состав бетона полимерных газонаполненных
микросфер с необходимыми размерами, однако по ряду причин этот
способ не находит распространения [3.51]. Более перспективным и
эффективным является повышение морозостойкости за счет введения в
состав бетона пористых заполнителей, например керамзитового песка
[3.3]. Кроме создания объема резервных пор при этом появляется де-
формируемый компонент, который создает повышенную деформатив-
ность бетона и увеличивает его способность к релаксации напряжений,
возникающих в процессе замораживания и оттаивания.
Количество добавок, предложенных для повышения морозостойкости
бетона, весьма значительно; область применения каждой из них опреде-
ляется сырьевой базой, стоимостью и технологическими преимущест-
вами
38
В настоящее время представляют интерес данные о морозостойкости
бетонов с новыми добавками типа ’’микрокремнезема”. Высокая актив-
ность этого вещества, уплотняющее действие на структуру цементною
камня и повышение прочности определяют и повышенную морозостой-
кость бетона [3.38,3.52].
Влияние ’’качества” воздуха на морозостойкость и влияние техно то-
гии производства работ видно изданных табл. 3.13, в которой показано,
что абсолютное количество воздуха, % по объему бетона, еще нс опреде-
ляет морозостойкости и может существенно изменяться без изменения
морозостойкости бетона, если воздух вовлечен за счет воздухововлекаю-
щих добавок [3.7].
Таблица 3.13. Влияние продолжительности вибрирования
на содержание вовлеченного воздуха в бетонной смеси
и свойства бетона [3.7]
Длитель- ность виб- рации, с Содержание воздуха в сме- си после виб- рации, % Прочность при сжатии, МПа Динамический модуль упру1«сти, °/< после замораживания и опаивания, циклов
400 600 800
3 9,8 24,4 101 105 103
15 3,8 27,1 100 102 100
200 1,7 32,6 105 104 104
Примечание. Состав бетона: цемент 400 кг/м3, вода - 200 л/м3, добавка
СНВ 0,05% по массе цемента. Подвижное!ь бетонной смеси 7 см.
Данные табл. 3.13 показывают, что при вибрировании удаляются пу-
зырьки воздуха, не влияющие на морозостойкость. Может быть сделан
важный вывод, что для придания высокой морозостойкости достаточно
1,5% воздуха, если он имеет необходимый размер пузырьков, состав-
ляющий сотые и десятые доли мм. Это подтверждается и работой [3.46],
в которой проведены расчеты необходимого объема резервных пор для
размещения приращения объема образующегося льда.
Влияние противоморозных добавок. Добавки, применяемые для при-
дания бетону способности твердеть при отрицательной температуре,
по-разному влияют на морозостойкость [3.15]. Хлорид кальция снижа-
ет морозостойкость бетона, особенно на высокоалюмипатных цемеш 'X.
Это относится и к бетонам, твердеющим с добавкой поташа и нитрат
натрия. Бетоны на основе кальциевых солей (нитриты натрия и каль-
ция, нитрат кальция, нитрит-нитрат-хлорид кальция) и те же добавки с
добавками мочевины позволяют получать бетоны повышенной морозо-
стойкости. Но при. повышении концентрации добавок в воде затворе-
ния свыше 20% морозостойкость снижается для бетонов со всеми пе-
речисленными добавками [3.31].
Практические рекомендации, учитывающие возможность повре- е-
ния бетона с противоморозными добавками вследствие миграции се ей
при колебаниях температуры и изменении их содержания, нанримс^, в
поверхностном слое бетона, сделаны в работе [3.4].
Однородность бетона по морозостойкости является весьма важноп ха-
рактеристикой его качества и надежности конструкций, подвергают! ся
T9
в процессе эксплуатации многократному замораживанию и оттаиванию.
В работе [3.11] показало, что коэффициент однородности бетона по мо-
розостойкости составляет 0,35...0,5. В производственных условиях пока-
зано [3.5], что для бетонов с добавками па постоянных матери лах
коэффициент вариации морозостойкости можег быть значительно выше
(табл. 3.14).
Таблица 3.14. Однородность прочности
и морозостойкости бетона [3.5]
Показатель Среднее арифме- тическое Среднеквадратич- ное отклонение Коэффициент ва- риации, %
Прочность при сжатии после пропаривания, МПа 21,2 2,28 10,8
Прочность в 28 сут, МПа 26 2,45 9,43
Морозостойкость, циклы 90 25 28,2
Чувствительность морозостойкости к содержанию вовлеченного воз-
духа и к условиям твердения, а также вариабельность метода испытаний
обусловливают бодее низкий коэффициент однородности бетона по мо-
розостойкости.
Влияние условий замораживания. Морозостойкость, выражаемая чис-
лом стандартных циклов замораживания и оттаивания, зависит и от тем-
пературных условий замораживания. Многократные измерения дефор-
маций бетона при замораживании и оттаивании показали для бетонов без
ВВДтипичную картину (рис. 3.8), [3.21] уменьшения объема на началь-
ной стадии в соответствии с коэффициентами температурного расшире-
ния, затем в зависимости от микроструктуры цементного камня, содер-
жания в нем воздушных условно замкнутых пор и степени заполнения
их водой начинается увеличение объема бетона, сопровождающееся соот-
ветствующим ростом внутренних напряжений. Температура, при которой
начинается увеличение объема, зависит от основного размера пор в це-
ментном камне, содержания растворимых электролитов в нем и скорос-
ти охлаждения — условий возможного переохлаждения воды.
Кривые деформаций бетона при замораживании и оттаивании (рис.
3.9) показывают сущность влияния воздухововлекающих добавок и
дают основания для оценки влияния низких температур на морозостой-
кость. Может быть сделан также вывод о возможности повреждения
бетона при изменении температур в диапазоне отрицательных значений
без перехода через 0°С [3.25]. Возможность разрушения при этом будет
полностью зависеть от начальной степени водонасыщения, так как в про-
цессе колебаний отрицательных температур изменений влажности не про-
исходит. Этим объясняется и противоречивость экспериментальных дан-
ных. Скорость замораживания также имеет значение. При большой ско-
рости замораживания и быстром продвижении фронта замораживания
возможен ’’захват” воды в порах бетона при образовании льда в капил-
лярных порах и последующее замерзание влаги в более тонких порах
меньшего размера. Скорость замораживания имеет значение, гак как от
нее зависят возможность миграции влаги в период замораживания, ре-
лаксация напряжений, степень переохлаждения воды [3.31,3.43]. Значи-
тельное место в исследованиях, проводимых в настоящее время, занима-
40
Рис. 3.8. Деформации бетона при различ-
ной степени водонасыщения в условиях
замораживания при температуре до
-60"С и оттаивания
а Н./Ц О,. С> К/Ц — 0.4, добавка
ГКЖ-44 U, 1%; влажность образцов: I -
высушивание до постоянной массы при
105^ С, 2 — выдерживание на воздухе
при относительной влажности 72%>; 3 —
то же, при 100%; 4 - насыщение водой
[7 2/1
►
Рис. 3.9. Снижение прочности бегоиа при
вмораживании в растворы NaCl различили
концентрации [3.20]
ет изучение морозостойкости бетона в зависимости от солевого состава
воды, насыщающей его поры. Это имеет значение для бетона дорожи ix
и аэродромных покрытий, при эксплуатации которых применяется об; —
ботка поверхности растворами солей с целью предупреждения гололеди-
цы, для морских сооружений, подвергающихся действию морской вод.»:
содержащей до 35 г/л различных солей, преимущественно хлорида н
рия, и некоторых других сооружений в районах с засоленными грунт>
выми водами. При замораживании и оттаивании бетона, насыщенно!,
раствором солей-электролитов, разрушение идет более интенсивно, ч-м
при замораживании в пресной воде. Механизм разрушения зависит ш
вида электролита и температурных условий замораживания.
Разрушение бетона в растворах электролитов усиливается вследсп *е
возможного проявления коррозионного действия растворенных солеи,
особенно при увеличении их концентрации. Значительную роль играет
миграция влаги в поровом пространстве бетона при отрицательной тем-
пературе под влиянием градиентов температуры, влажности и осмотич^
кого давления [3.1, 3.42]. Установлено, что в растворах солей при дли-
тельном ’’вмораживании” при постоянной температуре происходит раз-
рушение бетона [3.20]. Обледенение конструкций - обычное явление в
суровых климатических условиях. При этом создаются условия дм
миграции незамерзшей воды к повегхности и накопление ее до прев -
шения критической степени водонасыщения Постоянное заморажива е
в растворе хлористого натрия (табл. 3.15) может привеслт к быстро у
разрушению бетона, особенно, если температура выше темперагу, л
эвтектики, т.е. сохраняется жидкая фаза. Ускоренное разрушение и
таких условиях может быть объяснено как увеличением степени вод >-
насыщепия бетона за счет миграции влаги к холодной поверхности, т ;
-11
и в результате обменных реакций (или обмена катионов) при контакте
концентрированного солевого раствора с цементным камнем. Возможен
и осмотический перенос воды в поровое пространство бетона, в котором
концентрация солевого раствора повышена вследствие химического и
физико-химического (адсорбционного) связывания воды при гидрата-
ции цемента. В этом случае более опасны температуры более высо-
кие, чем эвтектические.
Таблица 3.15. Влияние солевого состава среды оттаивании
и температуры ’’вмораживания” на прочность бетона [3.20]
Среда заморажи- вания Температу- ра замора- живания. °C Добавки Изменение показателей после 14 сут твердения
модуль упругости, % прочности при изгибе, относитель- ная дефор- мация, е ю5
Раствор NaCl — -16 Без добавки Полное разрушение образцов
3% СДБ + СНВ — 7 +121
-25...50 Без добавки 63 70 0
о СДБ + СНВ 88 87 0
Вода -25...50 Без добавки 90 89 +10
СДБ + СНВ 97 103 -12
Примечание. Мелкозернистый бетон. Образцы 2,5 х 5,5 х 25 см.
При более низких температурах, как это видно из данных табл. 3.15,
опасность разрушения уменьшается.
Влияние напряженного состояния на морозостойкость бетона иссле-
довано в ряде работ [3.34, 3.25, 3.27, 3.13]. Появление микродефек-
тов при замораживании и оттаивании вследствие развития внутренних
напряжений и локальном превышении этими напряжениями прочности
бетона на растяжение создает основу для усиления разрушения при на-
ложении напряжет в того состояния от внешних сил. В соответствии с пред-
ставлениями О.Я. Берга морозостойкость изменяется в зависимости от
величины напряженного состояния сжатия [3.5], возрастая при увеличе-
нии сжимающих напряжений до нижней границы микротрещинообразо-
вания и снижаясь при дальнейшем росте напряжений.
Влияние напряженного состояния бетона в период замораживания и
оттаивания изучалось неоднократно [3.29]. Представляют -интерес дан-
ные для такого распространенного вида конструкций как железобетон-
ные сваи. Обследованием большого количества свай в сооружени ix
[3.10] было показано, что их морозостойкость и состояние после дли-
тельного срока эксплуатации зависят от степени затвердения, определяв-
шейся сроком, прошедшим от изготовления до забивки и величины
напряжений, возникавших в процессе забивки и суммировавшегося с
ним напряжения обжатия в преднапряженных сваях (см. рис. 1.2,1.3).
В производственных условиях величина динамических напряжений за-
висит от параметров забивки, массы молота, высоты его падения и от
свойств бетона головы сваи. Учитывая, что появление продольных тре-
щин является наиболее распространенной причиной повреждения свай
42
при последующем замораживании, следует особое внимание обращать на
lexiionoiин» погружении.
Для получения высокоморозостоиких железобетонных копсгрукций
при проектировании в настоящее время вводят ограничения величины
напряжений растяжения и сжатия [3.50, 3.40, 3.13 н др.). Исследования
поведения конструкций различного вида в условиях многократного
повторного замораживания и оттаивания ведутся в ряде лабораторий, но
их результаты ждут обобщений.
Важной и сложной задачей является оценка внешних условии < целью
нормирования в проекте требований по морозостойкости. Необходимо
переменные температурные и влажностные условия в различных клима-
тических зонах ’’привести” к стандартным циклам замораживания и от-
таивания. Такая работа выполнена для 120 пунктов территории СССР
(табл. 3.16). Исследования в этом направлении продолжаются.
Таблица 3. 16. Условия работы железобетонных
конструкций (пример)
Город Число ’’приведенных” (стандартных) циклов замораживания и оттаивания в годна горизонтальной поверхности
защищенной от солнечной радиации без стока со стоком воды воды незащищенной от солнечной радиации без стока со стоком воды воды
Тонкостенные конструкции
Москва 22 12 65 57
Якутск 54 58 261 165
Массивные конструкции
Москва 15 9 24 18
Якутск 33 34 67 75
Рассмотрение некоторых факторов, влияющих на процессы поврежде-
ния бегона при действий отрицательных температур, поды и pacniopon
солей показывает, что здесь мы имеем дело с комплексом весьма слож-
ных взаимосвязанных процессов. Бетон — капиллярно-пористое псевдо-
твердое тело — изменяет свои размеры и прочность в постоянно меняю-
щихся условиях внешней среды. Длительность сроков эксплуатации
сооружений и высокие требования к их надежности в течение этих сро-
ков обусловливают необходимость тщательного учета возможных изме-
нений основных строительно-монтажных свойств бетона вс времени и
создания такого материала, который сохранял бы эти свойства в задан-
ных пределах. Придание бетону надежной морозостойкости, отражающей
и его стойкость к другим физическим воздействиям, может быть достиг-
нуто при всестороннем учете свойств материалов, использования послед-
них достижений химизации технологии бетона и соблюдения требований
к условиям твердения, поскольку формирование свойств бетона проис-
ходит на строительной площадке или в заводских условиях в изделии-
конструкции.
43
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
3.1. Адамчик К. А. Коррозионная морозостойкость бетона // Сб. тр./
НИИЖБ. — М., 1961. — Вып. 22. — Защита строительных конструкций от
коррозии.
3.2. Бабушкин В.И. Физико-химические процессы коррозии бетона и
железобетона. — М.: Стройиздат, 1968. — 187 с.
3.3. Вяжущее для бетонов повышенной ударо- и морозостойкости/
Бабков В.В., Попов А.В., Капитонов С.М., Мохов В.И. Серия ’’Нефте-
промысловое строительство”//М., 1983. — Вып. 4. — С. 7—9.
3.4. Барабанщиков Ю.Г. Роль миграции воды в процессах морозного
разрушения бетона//Материалы конференций и совещаний но гидро ех-
нике. Укладка и уход за бетоном при строительстве гидротехнических
сооружений. - Л., 1979. — 96—100 с.
3.5. Берг О.Я. О предельном состоянии бетона по долговечности//Бе-
тон и железобетон. — 1969. — № 4.
3.6. Виноградова Э.А. Бетоны высокой морозостойкосги//Бегон и же-
лезобетон. — 1967. — № 10. — С. 24-26.
3.7. Виноградова ЭЛ. Бетоны высокой морозостойкости для транс-
портных сооружений//Вопросы долговечности транспортных сооруже-
ний. — М.: ВНИИ транспортного строительства, 1979. — С. 22—27.
3.8. Гинзбург Ц.Г. Шлакопортландцемент как вяжущее для гидротех-
нического бетона//Сб. тр. коорд. совещания по гидротехнике. — Л.,
1976. — Вып. 60. — ВНИИГ им. Веденеева Б.Е.
3.9. Гладков В.С. Технология изготовления конструкций из долговеч-
ных бетонов//Сб. тр. ВНИИ транспортного строительства. — М., 1974. —
Вып. 78. - С. 31-37.
3.10. Гладков В.С., Гончаров А.А. Исследование долговечности желе-
зобетонных свай. — См. 1.4. — С. 57—64.
3.11. Гладков В.С., Иванов Ф.М. Однородность бетона по морозостой-
кости//Сб. тр. ВНИИ транспортн. стр. — М., 1969. — Вып. 70. — Исследо-
вание прочности и долговечности бетона транспортных сооружений.
3.12. Гладков В.С., Поляков Б.И. Влияние состава и возраста бетона
на морозостойкость с оттаиванием в морской воде. - См. 1.4. — С. 92—
100.
3.13. Гончаров А.А., Иванов Ф.М. Морозостойкость бетонов различ-
ной прочности, нагруженных сжагием//Гидротехничсское строительст-
во. - 1969. — №6.
3.14. Горчаков Г.И., Калкин М.М., Скрамтаев Б.Г. Повышение моро-
зостойкости бетона в конструкциях промышленных и гидротехнических
сооружений. — М.: Стройиздат, 1965. — 195 с.
3.15. Грапп В.Б., Каплан А.С., Розенберг Т.И., Шестоперов С.В./Моро-
зостойкость бетонов с противоморозными добавками//Бетон и железо-
бетон. - 1974. — № 9. - С. 26-27.
3.16. Иванов Ф.М. Влияние тонкости помола цемента на морозостой-
кость цементного раствора//Бетон и железобетон. — 1958. — № 2. —
С. 70-71.
3.17. Иванов Ф.М. Исследование морозостойкости бетона//3ащита от
коррозии строительных конструкций и повышение долговечности. — М.:
НИИЖБ, 1969.-С. 109-115.
3.18. Иванов Ф.М., Виноградова ЭА., Рубанов В.Н. Морозостойкость
44
бетона в конструкциях в зависимости от морозостойкое!if щебня//
Транспортное строительство. — 1966. — № 12. — С. 45—47.
3.19. Иванов Ф.М., Субботкин М.И., Крыжановская И.А., Гал вчинен-
ная ЮЛ. Сульфатостойкий шлакопоргландцемент на электро г=рм' прос-
форных шлаках//Коррозионностойкие бетоны и железобетонные конст-
рукции. - М.; НИИЖБ, 1981. - С. 3-9.
3.20. Конин В. П., Гладков В. С. Стойкость бетонов при вмораживании
в растворы солей//Вопросы долговечности бетона транспортных соору-
жений. — М.: ВНИИ транспортного строительства, 1979. — С. 125-134.
3.21. Красильников К.Г., Тарасов А.Ф. Замерзание воды в норах
цементного камня и его деформации//В кп. Труды второго между-
народн. симпозиума по зимнему бетонированию. — М., 1975. — Г. 2. —
Стройиздат. - С. 191—195.
3.22. Крекшин В.Е., Иванов ФЛ. Морозостойкие бетоны на мелко-
зернистых песках//Строительство трубопроводов. — 1979. — № 11. —
С. 29-26.
3.23. Кунцевич О.В. Бетоны высокой морозостойкости для сооруже-
ний Крайнего Севера. — Л.: Стройиздат, 1983. — С. 132.
3.24. Москвин В.М., Голубых Н.Д. Разрушение бетона при заморажи-
вании//П Международный симпозиум по зимнему бетонированию: т. 1,—
М.: Стройиздат, т. I. — 114—125 с.
3.25. Москвин В.М., Каик ин М.М., Подвальный А.М. Стойкость бетона
и железобетона при отрицательной температуре. — М.: Стройиздат,
1967. - 132 с.
3.26. Москвин В.М., Подвальный А.М., Садыков М.С. Разрушение бе-
тона, замораживаемого в растворах солей//Коррозия бетона в ai рессив-
ных средах. — М.: НИИЖБ. Стройиздат, 1971. — С. 87—97.
3.27. Москвин В.М., Ярмаковский BJH , Калкин М.М. Бетон для строи-
тельства в суровых климатических условиях. — Л.: Стройиздат, 1973. —
168 с.
3.28. Морозостойкость бетонов на цементах с различным содержанием
шлака/Б.Я. Трофимов, Е.К. Ожегов, О.А.Олюнина и др.//Строительные
материалы и технология строительного производства. — Челябинск:
ЧПИ, 1981.
3.29. Влияние напряженного состояния бетона и вида арматуры на мо-
розостойкс'ть железобетонных шпал /Невский А.В., Юндин Л.Н., Ткачен-
ко Г.А., Кончичев М.И.//Вестник ВНИИжел. дор. транспорта. — 1971. —
№3.
3.30. Подвальный А.М. Расчетная оценка факторов, влияющих на мо-
розостойкость бетона//Инжеперно-физический журнал. — 1974. — № 6. —
С. 1034-1042.
3.31. Розенберг Т.И., Грапп В.Б., Каплан А.С. Повышение прочности и
морозостойкости бетонов, твердеющих на морозе//Вопросы строительст-
ва. - Рига: Лат. НИИСА, 1978. - С. 99-103.
3.32. Состав, структура и свойства цементного бетона/Под ред.
Г.И. Горчакова. — М.: Стройиздат, 1976.
3.33. Указания по обеспечению долговечности бетонных и железобе-
тонных конструкций морских гидротехнических сооружений,
ВСН 6/118-75.-М„ 1976.
3.34. Шейкин А.Е., Чеховский Ю.В., Бруссер М.И. Структура и свойст-
ва цементного бетона. — М.: Стройиздат, 1979. — 344 с.
45
3.35. Шейнин А.М. Повышение долговечности дорожного бетона с
комплексными добавками ПАВ//Повышение качества цементно-бетон-
ных покрытий автомобильных дорог и аэродромов. — М.: Союздорнии,
3.36. Шестоперов С.В. Долговечность бетона транспортных сооруже-
ний// — М.: Транспорт, 1966. — 500 с.
3.37. Шестоперов С.В., Защепии А.Н.//Новые исследования в области
цементного бетона. - М.: Дориздат, 1949. - 112 с.
3.38. Aitein Р.С., Vezina D. Resistance of freezing and thawing of
silica fume concrete//Cemente, concrete and aggregate, 1984. — v. 6, —
№ l,p. 38-42.
3.39. Chatterji S. Freezing of aqueos solutions in a porous medium//
Cem. and Concr. Res., — v. 15, - 1985, p. 13—20.
3.40. Fagerlund G. The critical degree of soturat ion method of assesing
the freeze—thawing resistance of concrete. Mater. andConstr.,— v. 10, —
1977, № 58, p. 217-229.
3.41. Gegout P., Hornain H., Thuret R., Regourd M. Frost resistance of
limestone filler cement//8 Congress Intern, on the Chemistry of Cement,
v.5,1986, p. 47-52.
3.42. Hansen W.C. Crystal growth as a source of expansion in portland
cement concrete//ASTM proceedings, - v. 63,1963.
3.43. Hirai Kazunobu. Effect of the rate of cooling on the results of
freezing and thawing mortar//Proc. 23 Jap. Congr. Mater. Res., Tokyo,
Sept. 1979, Kyoto, 1980, p. 275-281.
3.44. Litvan G.G. Air entrainment in the presence of superplasticizers//
Journ. Amer. Concr. Inst., — 1983. № 4, p. 326—331.
3.45. Litvan G.G. Phase transitions of adsorbants mechanism of frost
action in hardened cement paste//J. Amer. Ceram. Soc., — v. 55. — 1972. —
№ l,p. 38-42.
3.46. Mak Innis, Beaudvin I.I. Effect of degree of soturation on the
frost resistance of mortar mixes//J. Amer. Concr. Inst., — 1968. — № 3.
3.47. Podvalny A.M. Phenomenological aspect of concrete durability
theory. Mater, and Struct. — Paris, — № 51, — 1976, p. 151 — 162.
3.48. Popovics S. Effect of aggregates properties on the frost resistan-
ce of concrete//Symp. VTT. 50. — Espoo. — 1984. — v. 3, p. 458—474
3.49. Powers T.W.C. Working hypothesis for furthers studies of frost
resistance//Journ. Amer. Concr. Inst., — v. 16. - № 4, — 1945.
3.50. Verbeck G.I., Klieger P. Studies of salt scaling of concrete//High-
way Research Board. — Bull. 150,— 1951.
3.51. Vesikari E. Frost resistance of concrete containing hollow—
microspheres (HMS)//Symp. VTT, 50, Espoo, - 1984. - v. 3. p. 421-434.
3.52. Virtanen I. Freeze-thaw-resistance of concrete containing blast-
furnace slag, fly ash or condensed silica fume//Symp. VTT, 50. — Espoo. —
1984.-v.3,p. 458-474.
46
ГЛАВА 4. СТРУКТУРА БЕТОНА
С.Модры (ЧССР)
Общеизвестно, что в основе процессов коррозии бетона лежит гетеро-
генные химические реакции между жидкой и твердой или газообразной
фазами. При этом кроме собственно химических реакций на поверхности
раздела фаз в них участвуют процессы транспорта веществ, которым реа-
гирующие компоненты подводятся к поверхности раздела и отводятся
от нее продукты реакции. Па кинетику гетерогенных реакций, а следова-
тельно, и повреждение бетона существенно влияют грансиоршые процес-
сы и их скорость [4.1 ].
В этих обстоятельствах на первый план выдвигается то, что бетон
является пористым материалом и в его поровой структуре происходит
перенос коррозионной среды и продуктов реакции. Поэтому оценку и
прогноз повреждения бетона может характеризовать и транспортная спо-
собность (проницаемость) бетона — его поровой структуры. Транспорт-
ные пути образуются системой пор и трещин, характеризующейся значи-
тельным разнообразием размеров, формы и характера взаимных связей
и отличающихся высокой внутренней поверхностью. Эта характеристики
транспортных путей в значительной степени определяют интенсивность
взаимодействия внешней среды с бетоном во время коррозионных про-
цессов. Эти процессы проходят как на наружной поверхности, так и на
значительно большей внутренней поверхности поровой структуры бетона
[4.2,4.31].
Изменение поверхности фаз при агрессивном воздействии компонен-
тов внешней среды на бетон схематически показано на рис. 4.1 [4.48].
47
4.1. БЕТОН КАК КОМПОЗИЦИОННЫЙ МАТЕРИАЛ
Бетон является классическим примером композиционного материала
[4.5,4.6,4.27].
На макроскопическом уровне бетон состоит из крупных зерен камен-
ного материала, окруженных матрицей раствора. На более низком струк-
турном уровне раствор состоит из зерен песка, окруженных матрицей
гидратированного цементного камня. На микроскопическом уровне
необходимо иметь в виду, что гидратированный цемент состоит из гид-
росиликатов кальция, других продуктов тидратации и непрогидратиро-
ванных зерен цемента, содержит также сеть пор, которые могут быть
заполнены газами или парами или частично жидкостями.
На субмикроскопическом уровне можно различить гидросиликаты
кальция, незакристаллизованные частицы различного вида и химическо-
го состава. Между ними находится более ил» менее непрерывная система
гелевых пор, которые могут быть сухими или частично или полностью
заполненными жидкостью.
Композитному характеру бетона должно быть уделено внима < ю, что-
бы были отмечены сложность его структуры, количество и характер ком-
понентов и, кроме того, была учтена роль особенностей междуфазной по-
верхности, которая при химическом действии компонентов внешней
среды имеет, без сомнения, большое значение.
Междуфазная поверхность, а также внутренняя поверхность, которые
в сумме являются поверхностью контакта фаз в единице объема и
влияют на процессы коррозии бетона как в качественном, так и в коли-
чественном отношении.
К влиянию этого фактора добавляется еще и действие внутреннего
напряженного состояния, как первичное (например, влияние схватыва-
ния и твердения, действие внутренних процессов), так и вторичное (на-
пример,влияние нагружения).
Отдельные фазы композита определяют свойства материала своими
характеристиками и взаимодействием с внешней средой. Это взаимодей-
ствие может иметь химический, физико-химический или физический
характер.
4.2. ПОРОВАЯ СТРУКТУРА БЕТОНА
Одной из важнейших характеристик бетона являются параметры его
порового пространства. Поровым пространством далее будем называть
объем, не заполненный твердой фазой [4.31].
Спектр свойств порового пространства, типичных для некоторых
обычно применяемых строительных материалов, приведен на рис. 4.2
[4.14], где удельная поверхность и средний радиус пор указаны в лога-
рифмических осях. Здесь также приведены области постоянной порис-
тости, рассчитанные из предположения цилиндрической формы пор
[4.14]. Так же, как в случае определения понятия порового пространст-
ва, нет однозначности в классификации параметров порового объема.
При определении порового пространства обычно чаще всего исходят из
следующих трех структурных свойств [4.14]:
пористости, т.е. части общего объема, которую занимают поры;
внутренней удельной поверхности пор, т.е. площади или доступной
поверхности в единице объема или массы данного вещества;
48
Рис. 4.2. Средний размер пор и удель-
ная поверхность различных материа-
лов
разделения пор по размерам, т.е. разделения общего обьсма пор на
поры в пределах определенного диапазона размеров. Если учитывать
геометрию реальных пор, то на разделение пор по размеру влияет и
форма пор, и способ их взаимосвязи, что учитывается различными коэф-
фициентами в зависимости от примененного метода измерения.
Поровая структура бетона — композита — формируется от момента
затворения водой до затвердевания бетонной смеси. Формирование про-
должается в процессе перемешивания и уплотнения свежеприготовлен-
ной смеси и заканчивается в течение длительного времени вследствие
продолжающихся процессов образования продуктов гидратации во вре-
мени [4.17].
Свойства поровой структуры зависят от относительного количества
составляющих в единице объема бетонного композита, их свойств, ю-
могенизации и уплотнения свежеуложенной смеси, а также от условий
и продолжительности ухода.
Продукты гидратации не заполняют полностью объем, но характери-
зуются пористостью 28%, образуемой объемом между отдельными ю л-
лоидными частицами материала. Эта система частиц названа цементв im
гелем, а пространство между частицами — гелевыми порами [3.38,4.39,
4.42, 4.49]. Большую часть геля составляют слабокристаллизованпыс
гидросиликаты кальция, поэтому этот гель называют гидросиликатг м
гелем. Таково представление о структуре затвердевшего цементные
теста — цементного камня, так называемая модель Пауэрса, которая не
учитывает другие составляющие цементного камня — негидратироваю с
зерна цемента, крупные кристаллы гидроксида кальция и различные и >-
ры, например воздушные.
Гелевые поры имеют весьма малые размеры. Их ширина составл;.ы
около 1,5 нм. Эти размеры соизмеримы с размерами молекул во;
Поэтому пленочная вода и адсорбированная вода отличаются oi свой
свободной воды [4.33].
Уже указывалось, что гель обладает пористостью и что гелевые пол
составляют приблизительно 28% общего объема геля. Такая велич >а
типична для портландцемента и также независима от В/Ц смеси и степ° и
гидратации. Эго значит, что на всех стадиях гидратации образуется г- •».
(>! Г 4
49
с подобными свойствами и при дальнейшей гидратации существующие
гидраты не изменяются.
При гидратации цемента образуются и другие категории пор. Вследст-
вие объемных изменений в системе цемент — вода продукты гидратации
имеют меньший, чем первоначальный объем вступающих в реакцию сос-
тавляющих. Это явление было названо химической контракцией [4.33,
•4.54, 4.46], оно обусловливает контракционный объем пористости.
С начала гидратации поровая система бетона заполняется образующи-
мися продуктами гидратации цемента. Речь идет прежде всего о прост-
ранстве между более или менее гидратированными и дегидратированны-
ми частицами цемента, зти промежутки называют капиллярными пора-
ми. Обычно они заполнены растворами гидратирующихся компонентов
цемента, а также воздухом [438, 4.33]. Объем капиллярных пор с хо-
дом гидратации снижается, так как продукты гидратации занимают
объем более, чем в 2 раза больший, чем исходный цемент [4.3].
Капиллярная пористость цементного камня вследствие продолжаю-
щейся гидратации цемента снижается со временем, так как объем це-
ментного геля с его порами в 2,2 раза больше, чем объем негидратиро-
ванного цемента, поэтому продукты гидратации заполняют часть объе-
ма, до того заполненного водой затворения (рис. 4.3), [4.3].
Так как общая и капиллярная пористость цементного камня с ростом
степени гидратации снижается, гелевая пористость возрастает, потому
что объем цементного геля увеличивается (рис. 4.4), [4.3].
Капиллярная пористость зависит от водоцементного отношения, т.е.
от начального количества воды в тесте и от степени гидратации [4.33].
При водоцементном отношении более высоком, чем 0,38, образующийся
гель продуктов гидратации не заполняет свободный объем в твердеющем
цементном тесте, всегда остается определенный объем капиллярных пор
и в случае полной гидратации цемента (рис. 4.5), [4.54].
В результате измерений сорбции водяного пара был определен размер
капиллярных пор порядка 1,3 мкм. Капиллярные поры, очевидно, вслед-
ствие своего происхождения отличаются изменчивым видом и образуют
соединенную систему канальчиков. Эти взаимосоединенные капилляр-
ные поры существенно влияют на проницаемость затвердевшего цемент-
ного камня и его долговечность [4.33,4.52].
С увеличением степени гидратации увеличивается объем определенной
фазы в тесте, а в- твердом цементном камне в определенный момент
наступает сужение, а возможно, и взаимное разделение некоторой части
капиллярных пор гелем продуктов гидратации. Прекращение взаимного
соединения наступает при сочетании исходного В/Ц и достаточно длитель-
ного периода влажного хранения. Приблизительные значения В/Ц и вре-
мени, при которых начинается разъединение капилляров, видно из сле-
дующих данных [4.33,4.40,4.41 ].
Приблизительное время, необходимое для того, чтобы наступило.раз-
деление капиллярных пор при В/Ц:
0,4................................................... 3 сут
0,45............................................... 7 сут
0,5....... ...................... . . . 14 сут
0,6................................................... 6 мес
0,7....................................................1 год
более 0,7.........................................неизвестно
50
а) ' 6)
Рис. 4.3. Изменение ка-
пиллярной пористости
цементного камня в ус-
ловиях продолжающей-
ся гидратации цемента
а - при а = 0,3; б —
при а - 0,7; 1 - не до
конца гидратированное
зерно цемента; 2 — це-
ментный гель; 3 — ка-
пиллярные поры
Рис. 4.4. Зависимость об-
щей, капиллярной и геле-
вой пористости цемент-
ного камня от степени
гидратации цемента
Рис. 4.5. Виды пор в цементном
камне
ОБЪЕМНЫЕ. % ВОЗДУШНЫЕ КЭНТРАКЦИОННЫС
51
Значение В/Ц и времени зависят о г характеристик примененного це-
мента. При В/Ц большем, чем 0,7, капиллярные поры остаются взаимно-
соединенными. При особотонкомолотых цементах максимальное В/Ц
было бы несколько большим и равно приблизительно 1,при грубомопо-
тых цементах оно было бы меньше 0,7. В так называемом хорошем бето-
не не должно быть взаимосоединснных капиллярных пор.
Исследования стадий структуры затвердевшего цементного камня
показали, что на традиционное основное разделение пор на гелевые и ка-
пиллярные необходимо взглянуть с позиции привлечения прямых мето-
дов измерения. Ряд старых моделей, включая деление пор на гелевые и
капиллярные, возник без достаточных оснований на основе не прямых,
например сорбционных измерений [4.55].
Прямые методы, например растровая электронная микроскопия, по-
казали, что цементный камень является системой, состоящей из первич-
ных частиц продуктов гидратации различного размера и вида, с характер-
ными размерами в пределах от 0,1 до примерно 5 мкм. Составным эле-
ментом этой системы являются пустоты (поры размерами до 1 мкм).
Кроме того, в некоторых местах гидратированного теста можно видеть
игольчатые и пористые ноздреватые области с видимыми пустотами с
размерами приблизительно 0,1 мкм [4.55].
Исследования цементного камня при помощи ртутной порометрии по-
казали, что большая часть пор лежит в пределах радиусов от 0,1 до
0,01 мкм [4.55].
Дальнейшие категории пор представлены порами седиментации,> ото-
рые можно отнести к дефектам структуры бетона и которые образуются
вследствие поверхностного или внутреннего водоотделения. При поверх-
ностном отделении часть воды затворения проникает к поверхности бето-
на и образует систему ориентированных в большей части взаимосоеди-
няющихся каналов. При внутреннем водоотделении эти поры образуют .
оседание теста обычно под плоскими зернами крупного заполнителя.
Седиментационные поры могут быть размером от 50 до 100 мкм. В
случае образования пор под зернами заполнителя они могут иметь значи-
тельно большие размеры, и их можно видеть невооруженным глазом.
Было установлено, что, чем тоньше прослойки раствора вокруг зерна
крупного заполнителя, тем меньше поверхностное и тем больше внутрен-
нее водоотделение.
Такие седиментационные поры являются главными транспортными
путями проникания воды в бетон, потому чго в порах с размерами,
большими 50 мкм, вода находится в свободном состоянии, т.е. поверх-
ностные силы захватывают весьма малую часть объема воды, и вода мо-
жет мигрировать под действием гравитационных сил или при помощи
очень малого гидростатического давления. Поэтому седиментационные
поры играют решающую роль при фильтрации и оказывают существенное
влияние на долговечность бетона и бетонных конструкций.
Воздушные поры имеют обычно сферическую форму и образуются
при случайном или преднамеренном введении воздуха в бетонную смесь.
В бетонной смеси всегда содержится определенное количество воздуха,
который был первоначально адсорбирован на поверхности зерен цемента
и заполнителей и при перемешивании смеси не был удален с этих поверх-
ностей. Это количество случайного воздуха может быть специально
повышено применением воздухововлекающих добавок. Размеры воз-
52
душных пор могут колебаться or 25 до 500 и более мкм. Объем нотдуш
ных пор редко превышает 5% объема бетона.
При случайном воздухововлечении особенно трудно обрабатываемых
смесей могут находиться разделенные поры и локальные скопления вс,
душных нор, следствием чего являются снижение однородности (гомо-
генности) и ухудше1ше некоторых, преимущественно механических,
свойств бетона после его затвердевания. Напротив, организованное воз
духововлечение при подходящем размере, количестве и взаимном рг >
стоянии пор благоприятно влияет на морозостойкость бетона.
Аналогичное деление пор в цементном камне по величине и происхо
дению приводит, например [4.54]:
Поры геля......................................0,5-30 нм
Капиллярные и контракционныс поры..............30 нм — 50 мкм
Микроноздушиые поры............................0.1 - 1 мм
Поры уплотнения....................., . . ....1 мм
Ямбор [4.17] при разделении пор на категории в цементном кам
принимает во внимание причины возникновения пор ь цемент..им кам;' •
размер и возможное влияние на качество цементного камня и различает
две категории пор:
Наименование Происхождение, описание ^Радиус
Гидратациоииые мик- Характеристики размера и вида зависят ст <1 мкм
ропоры вида и общего объема продуктов гидра-
тации
Технологические поры Воздушные поры, разные дефекты и мик- 1 мкм
ротрещины, которые образуются но раз-
ным причинам
Дальше можно делить поры по размеру характеристичного радиуса ла
микропоры с радиусом меньше 10 мкм и макропоры с большим радиу-
сом [4.10].
Применяемая классификация по размеру, принятая международ л
организацией ИУПАК (JUPAK), такая же, как и классификация Дут н-
нина, делит поры на меньшие 2 нм — микропоры, поры размером от 2 то
50 нм — мезопоры, и поры, большие 50 нм — макропоры. В настоящее
время в области цемента и бетона эта граница расширена.
Определенное представление о классификации пор по размерам в це-
ментном камне, а также о влиянии отдельных категорий нор на свойсп а
цементного камня дает табл. 4.1 [4.27,4.43].
Различие размеров определенных частиц и пор в цементном камне схе-
матически изображено на рис. 4.6 [4.24].
Категориями пор, также представляющими дефекты структуры бето-
на, являются поры (пустоты)., образовавшиеся вследствие педостаточ о-
го перемешивания смеси и уплотнения смеси между зернами крупного
заполнителя в так называемых "гнездах”. Размер таких пустот колеб. . i-
ся в пределах от 1 до 30 • 106 нм.
Следующим дефектом структуры бетона являются поры (пусто, л)
под нижней поверхностью крупных плоских и продолговатых зерен ь г 1-
ня, которые образуются вследствие внутреннего водоотделенияв беи н-
ной смеси [4.46,4.24], (рис. 4.7).
Кроме уже приведенных дефектов структуры можно привести -
53
rt
SJ
s
e;
ID
СЭ
H
и
2
X
c.
E
x
2
s
о
i
5
Менее 0,5 нм Микропоры ’’межслойные” (меж- Структурная Усадка ползучесть
спойные пространства). Поры в ’
a
a
E
54
Рис. 4.6. Пределы размеров определенных частиц и пор в цементном камне
Рис. 4.7. Виды пор в бетоие
а - хаотические поры; б — сферичес-
кие воздушные поры; в — поры седи-
ментации; г — капиллярные поры в
цементном геле; 1 — капиллярные
поры; 2 - цементный гель с порами
геля
дующие, которые могут существенно О1рицагелыю иодейспювагь на
долговечность бетона. К таким дефектам относятсн, например, усадоч-
ные, температурные и другие трещины. В бетоне в результате механичес-
ких напряжений могут появиться трещины в контактном слое между
цементным камнем, раствором и зернами заполнителя. Образование этих
трещин объясняется объемными изменениями гидратирующегося цемен
та вследствие седиментации цемента под крупными плоскими зернами в
бетоне [4.59].
Поровое пространство бетона характеризуется размером и видом пор
[4.2, 4.8]. Вид и его изменчивость обусловливаются способом образова-
ния, т.е. отверждения, и являются следствием конкретного состава це-
мента, заполнителя и специальных свойств продуктов гидратации. Так
как зти показатели различны, нельзя ожидать высокой степени правиль-
ности формы пор. Это касается пор больших размеров. У воздушных
пор преобладает более или менее точная сферическая форма. Из сказан
ного видно, что нельзя ожидать, что поры будут иметь в действительное
ти цилиндрическую форму кругового сечения и будут неизменными.
Это упрощенное модельное представление, которое, в частности исполь-
зуется при интерпретации результатов измерений рядом методов, напри
55
мер ртутной порометрии. Необходимо принимать во внимание это упро-
щение при обсуждении или использовании экспериментальных результа-
тов для характеристики порового пространства.
4.3. ФАКТОРЫ, ВЛИЯЮЩИЕ НА НОРОВУЮ СТРУКТУРУ
Схематически влияние основных факторов, влияющих на поровую
структуру, представлено на рис. 4.8.
Влияние вида цемента. Поровая структура цементного камня опреде-
ляется исходным физическим состоянием свежеприготовленной смеси,
например В/Ц и т.п., а также разновидностями продуктов гидратации,
их размерами и морфологией [4.16, 4.18] Эпи факт был эксперимен-
тально показан исследованием поровой структуры различных модель-
ных составов, приготовленных из кремнеземистых материалов, Са (ОН)2
и чистых клинкерных минералов C3S и CjA. Смеси, которые содержали
одинаковые продукты гидратации, показывали подобное разделение пор
по размерам (табл. 4.2).
Из сравнения изменений характерношк порового пространства це-
ментного камня цементов разных прочностных групп и происхождения
следует, что изменение пористости во времени соответствует в целом
группе сравниваемых цементов. Наинизшую пористость имеет высоко-
прочный портландцемент (рис. 4.9) , [4.4]. Различная скорость образова-
ния продуктов гидратации сравниваемых цементов отражается и в значе-
ниях среднего радиуса пор. Так, у цементного камня высокопрочного це-
мента НПЦ-550 средний радиус пор равен примерно 40 нм, в то время
как у камня из обычного портландцемента 11Ц-400 - свыше 170 нм, а
камня шлакопоргландцемента ШПЦ-325 значение среднего радиуса пор
280 нм (рис. 4.10), [4.4].
Рис. 4.8. Факторы, вли-
яющие на пористость и
прочность цементного
камня
56
Таблица 4.2. Значение среднего размера пор цемепшо! о
камня, содержащего продукты гидратации цементов разных типов
Продукты гидратации Средний радиус пор, нм
Преимущественно тоберморит и гоберморитонодоб- ные фазы От 10 до 40
Преимущественно CSH [1 ] ” 20 ” 80
Смесь, примерно 70...80% геленита с 20...30% CSH [1] ” 50 ” 100
Смесь, приблизительно 70—80% тидрограпаювой фазы и 20 .30% CS11 [1 ] ” 70 ” /00
CjAHg гищклранаговая фаза ” 300 ” (>0О0
Тонкос1ь помола цемента также отражается на структуре цементного
камня. Повышение тонкости помола цемента снижает общую пористость,
уменьшает относительный объем макропор (с радиусом, большим
100 мкм) и снижает относительный объем микропор (с радиусом, мень-
шим 5 мкм) 14.44]. Это относится к алитовым цементам. У белитовнх
цементов объем макропор с увеличением тонкости помола не увеличи-
вается. Это обусловливает более вь юкую сульфзтостойкость цементно-
го камня, изготовленного с применением бслитового цемента [4.44].
Повышение удельной поверхности с 339 до 677,9 м2/кт п; эянляется в
более оыстром образовании поровой структуры цементною камня, а
также быстром понижении значения среднего радиуса пор [4.4]. Из гра-
фического изображения связи между значением среднего размера пор в
зависимости от удельной поверхности использованного цемента на рис.
4.11 [4.41 можно видеть, что увеличение удельной повер'пости цемента
до 600 m2/ki понижает значение среднего ралщуса приблизительно на
Рис. 4.9. Зависимость
прочности и пористос-
ти бетонов различного
состава от срока твер-
дения. ВЩ = 0,3
Рис. 4.10. Изменение среднего радиу-
са мнкронор н цементном камне с
В/Ц = 0,3, изготовленном на различ-
ных цементах в зависимости от тонко-
сти помола и продолжительности твер-
дения
1 — высокопрочный портландцемент
550; 2 - портландцемент 400; 3 -
шлакопортландцемент 325 _
Удельная поверхность, м-кг : 1 —
508; 2 - 338; 3 - 325
30 нм уже в течение 24 ч твердения цементного теста. Из приведенных
результатов видно, что повышение удельной поверхности цемента свыше
550 м2/кг не эффективно [4.4].
Влияние водоцементного отношения. На норовую структуру цемент-
ного камня, раствора и бетона наибольшее влияние оказывает водоце-
ментнос отношение [4.5].
При исследовании образования структуры цементного камня следует
исходить из того, что при смешении цемента с водой образуется концент-
рированная суспензия цементных зерен в воде затворения. Чем выше на-
чальное В/Ц, тем более толстые прослойки воды образуются между
отдельными зернами. Вода затворения образует в этой суспензии систему
взаимосвязанных капиллярных пор, расположенных во всем объеме це-
ментного камня.
Схематическое изображение изменений норовой структуры с измене-
нием В/Ц приведено на рис. 4.12 [4.28]. Количество воды затворения в
основном определяется необходимыми реологическими свойствами це-
ментною теша. Оно зависит также от свойств цемента, которые прояв-
ляются в различной водопотребности для достижения нормальной густо-
ты цеменгного теста [4.4].
С повышением В/Ц повышается не только пористость, но и разделение
нор по размерам [4.3], (рис. 4.13), [4.50].
В возрасте свыше 28 сут максимальный размер капиллярных пор с ра-
диусом до 100 нм при повышении В/Ц смещается к более крупным ка-
пиллярам [4.3, 4.50]. Подобная тенденция сохраняется и при возрасте
более 1 года.
Значительное влияние В/Ц на поровую структуру цементного камня,
выражаемую средним радиусом пор, видно на рис. 4.10 [4.4]. С увеличе-
нием В/Ц повышается и средний размер образующихся пор. Так, в це-
ментном камне с В/Ц = 0,3 снижается средний радиус пор при значении
50 нм за 3 дн до значения, которое достигавши в цементном камне с
В/Ц = 0,4 только к 28 дн твердения [4.4].
Было установлено, что при повышении В/Ц до 1 пористость цементно-
го камня с высоким содержанием воды, начиная со смесей с В/Ц = 0,8
58
Рнс. 4.11. Средний радиус
микропор цементною
камня и удельная поверх-
ность цементного камня
при В/Ц = 0,3-0,32
Удельная поверхность,
м2кг~1; I 339; 2 -
503,2; J 605; 4 -
677,9
Рис. 4.12. Микроструктура цементного камия
59
incгк цементного камня при разных
U/Ц в зависимоеги от возраста ►
и более с возраста 3 сут, уже практически не снижается [4.12]. При этом,
однако, при гидратации наступают изменения в поровой системе, кото-
рые проявляются в пониженном объеме крупных пор (рис. 4.14),
[4.12]. Причиной этого является то, что объем продуктов гидратации
при более высоких В/Ц недостаточен для заполнения норового простран-
ства и не разделяет более крупные поры на объемы меньших размеров.
Влияние температуры и влажности. Температура среды, в которой
твердеет цемент или цементный раствор, значительно влияет на поровую
структуру.
Исследование поровой структуры цементного камня в зависимости от
температуры формирования показало определенное различие характера
разделения пор но размеру при температурах 6 и 40стС [4.20]. В пер -ый
период - 4 сут — поры в цементном камне, подвергавшемся действию
более низкой температуры, были более крупными, более высокой была
и обшая пористость в сравнении с образцами, твердевшими при более
высокой температуре. Приблизительно после годичного пребывания в
таких температурных условиях пористость образца камня, уложенного
при 40°С,была несколько выше и при этом было больше пор размером
меньше 50 мкм (рис. 4 15), [4.20].
Поровая структура цементного раствора, который твердел при 100°С,
характеризуется присутствием более крупных пор по сравнению с раз-
мером пор раствора, хранившегося при температуре 20°С. Повышение
температуры твердения на 80°С приводит к значительному увеличению
объема наиболее крупных пор — больших I мкм, а при температуре
100°С такие поры преобладают (содержание до 80% [4.2, 4.3]).
60
Рис. 4.15. Интегральная
пористость цементного
камня при различной
температуре твердения и
в разном возрасте
Количество воды в пространстве, в котором твердеет цемент или це-
ментный раствор, оказывает существенное влияние на общий обьем пор,
а также и па разделение пор по размерам [4.2]. Растворы, чодвергающпе-
ся длительному действию влажной среды, показывают повышенный
обьем пор меньше 1 мкм. При твердении на воздухе пористость плотных
растворов изменяется мало; при этом у пористых растворов степени л
времени повышается обьем пор большего размера. У плотных раствор1 в
определено 8...10% пор диаметром менее 0,01 мкм, у образцов при В, г(
более 0,87 указанные поры почти не встречаются [4.8].
Эго связано с тем, что при В/Ц более 0,7 в цементном i амне образ;, г-
ся взаимосоединенная система капиллярных нор. Следовательно, при ь д-
соких В/Ц нельзя получить бетон, стойкий в агрессивных средах, так
внутренняя поверхность цементного камня становится доступной для
контакта с компонентами окружающей среды [4.2, 4.20].
Неблагоприятные условия существования негативно отражаю гея на
поровой структуре затвердевшего цементного камня [4 35], при noi я-
жении относительной влажности от 75 до 33% повышаеюя пористое.ь
гидраiiipoii.iiinoro цементного камня, причем наиболее заметный р«н г
Haciynaci в области нор размером больше 30 нм. Эти изменения обт ме-
няются тем, что вода из больших пор при высушивании испаряется а
продукты гидратации уже не образуются в них в необходимом количе< т-
ве. Изменение температуры от 17 до 37°С проявляется примерно СО' г.
ветственно с изменением влажности [4.35].
Влияние указанных условий твердения графически представлено на
рис. 4.16 [4.35].
Пропаривание снижает относительный объем макрокапиллярных н -р
с радиусом, большим 100 нм, что проявляется, например в повышении
сульфатостойкости [4.44].
Температурные и влажностные условия в пространстве вокруг бетона,
главным образом в раннем возрасте, и общие неудовлетворительные
условия твердения неблагоприятно влияют на структуру и свойства т.о-
г 1
ДИАМЕТР ПОР МКМ
Рис. 4.16. Пористость цементного камня, твердевшего при различной
влажности среды (цифры у кривых — относительная влажность возду-
ха, %)
а, б. в ~ температура 1г С; г, д, е - ЗгС; срок твердения, сут; а и г —
7; б и д — 28; в и е — 90
верхностного слоя [4.53]. Вследствие изменения температуры и сниже-
ния влажности в поверхностном слое увеличивается размер пор, а объем
пор меньше 4 нм снижается. Изменения в объеме таких относительно ма-
лых пор объясняется частичным коллапсом пор при высушивании
[4-53]
Воздействие температуры 130 С при одновременной влажности 100%
на зрелый бетон, после хранения в воде в течение года действует на по-
ровую структуру так, что против уложенного при 20°С и 100% влажнос-
ти в бетоне повышается объем пор с размером радиуса от 10 до 100 нм
и одновременно с этим изменением поровой структуры проявляется и
изменение среднего размера [4.45].
Воздействие той же температуры при относительной влажности менее
65% приводит к увеличению объема пор в области размера их радиусов
от 100 до 1000 нм. Также повышается и значение среднего радиуса
[4.45].
Высокочастотный нагрев не изменяет поровую структуру в поверх-
ностных слоях по сравнению с поровой структурой внутреннего объема,
чц> iiuiii'iiio дли классических спасибо!» уско|н!ипл iiicpaenini па» ревом
14.57].
В результате воздействия микроволн возникает гомогенная структур
ра пор. Для нее типично снижение объема в интервале радиусов от 100 до
1000 нм. Наряду с гем, что структура бетона гомогенна во геем сечении,
эго бла» оирияши сказывается на механических и физических свойствах
твердеюще» о цемента.
Влияние возраста. В процессе гидратации цемента общая пористость
и объем капиллярных пор снижается, потому что продукты гидратации
занимают часть объема, который ранее занимала вода. Влияние образова-
ния продуктов гидратации на изменение пористости, проницаемости и
некоторых других свойств цементного камня приведены на рис. 4.11
[4.24].
Изменение пористости и размера пор цементного камня в завйсимости
от продолжительности твердения и В/Ц [4.41 были описаны выше.
Зависимость изменения дифференциальной пористости во времени
для цементного камня с высоким количеством воды (В/Ц = 0,8) приве-
дено на рис. 4.18 [4.12]. Здесь видно, что с ходом гидратации кривые
смещаются в область меньшего размера пор.
Влияние карбонизации. Карбонизация понижает общую пористость бе-
тона, причем средний радиус пор в карбонизированной области снижает -
ся [4.15].
Было установлено, что при действии газообразного диоксида углерода
изменяются взаимные пропорции пор различных размеров. Возрастает
объем пор, больших 5 нм, и снижается объем пор в интервале 5...0,04 нм
[4.8]
Изменения в распределении пор го размерам в цементном раствора
вследствие карбонизации приведены на рис. 4.19 [4.26].
Уменьшение пористости цементного камня вследствие действии диок-
сида углерода происходит и в цементном камне на цементе с добавкой
золы [4.22]. Результат зависит и от степени карбонизации, на которую
влияет также и влажность окружающей среды. Например, цементный ка-
мень с В/вяж = 0,5 покачал наименьшую пористость при 60% относитель-
Рис. 4.17. Скорость образования продуктов гидратации в цементном тесте (fl) и
влияние образования продуктов гидратации на сроки схватывания, пористость,
проницаемость и прочность цементного теста и камня (б)
63
ПОРИСТОСТЬ. СМ3 Г ПОРИСТОСТЬ СМ3Г СУММАРНЫЙ ОБЪЕМ ПОР,%
Рис. 4.18. Суммарное
содержание пор раз-
личного диаметра
Рис. 4.19. Распределе-
ние пор по размерам
в некарбонизироваи-
ном н карбонизиро-
ванном растворах
ной влажности, в то время как при В/вяж = 0,7 наименьшая пористость
была при 90% относительной влажности. Карбонизация не изменяет объе-
ма пор размером больше 10 нм [4.22].
Влияние добавок и примесей. Значительное влияние на поровую
структуру цементного камня и бетона могут оказать химические добав-
ки различного вида (рис. 4.20), [4.2].
64
Pile. 4.20. Дифференци-
альная пористость це-
ментного камни с до-
бавками
а - электролита; б -
структурообразующие
ми; I без добавок,
В/Ц = 0,25; 2 - то же,
В/Ц = 0,4; 3-3%
Ма280л, В/Ц - 0,4; 4 -
0,2% СДБ, В/Ц = 0,4;
5-0,1% ГКЖ-94, В/Ц =
= 0,4; 6 - 3% комп-
лексной добавки, В/Ц =
= 0,4
При использовании добавок NaCl, CaClj, MgC12 в количестве 291 по
массе пористость затвердевшего цементного камня снижается и одновре-
менно снижается размер пор [4.58]. Наиболее сильно влияет на измене-
ние пористости MgCl-, (рис. 4.21). Эти изменения в пористости приводят
к снижению проницаемости цементного камня е добавками хлоридов
[4.58|.
Апалот ичттые изменения наст упают в затвердевшем камне трехкаль-
циевого силиката при использовании добавок-ускорителей [4.30 ].
Применение су псрпласгифика торов также приводит к образованию
блатоприятной норовой структуры [4.19]. Как видно из ход?, кривых
дифференциальной пористости по размерам, приведенных на рис. 4.22
[4.19], при использовании суперпластифнкатора на основе нафталин-
сульфата обьем нор снижается с одновременным увеличением их раз-
мера.
Влияние воздухововлечения на распределение пор по размеру в раст-
ворной части бетона показывают гистограммы на рис. 4.23 [4.25].
Вследствие воздухововлечения уменьшается объем пор в интервале ра-
диусов от 7.5 приблизительно до 50 нм и увеличивается обьем нор боль-
ше 50 им
Добавка флюата также снижает капиллярную пористость [4.51].
Кремнеземистые, известковые и т.п. добавки, применяемые в техно-
логии бетона, главным образом, из экономических или технических, а
также экологических соображений влияют на поровую структуру бетона
Главными представителями этих добавок являются доменные ишаки
и толы.
65
Рис. 4.21. Влияние различных химических добавок иа распределение пор по раз-
мерам в цементном камне ,
• — контроль; Д — 2% NaCf; С — 2% СаС12; О — 2% MgClz; 1 — объем, см3/г;
2 - диаметр пор, 1О~10 м; 3-28 сут; 4 - 1 г
Рис. 4.22. Суммарный объем ртути,
проникающей в цементный камень, по-
лученный нз теста мокрого отсева на
сите N” 200 (0,075 мм) из бетонов без
добавок и с добавкой суперпластифи-
каторов. Числа у кривых указывают
срок твердения в сутках. Сплошные
кривые — без суперпластификатора;
пунктирные — с суперпластификато-
ром
Добавка доменных шлаков так же, как некоторые другие примеси-
добавки, существенно влияет на транспортные свойства (проницае-
мость) цементного камня в тем большей степени, чем большие количе-
ства цшака применяются [4.58]. Цементный камень с добавлением 70%
шлака показывает по сравнению с цементным камнем, в котором со-
держалось 30% шлака, значительно более высокую пористость. Однако
более низкая проницаемость цементного камня на цементе с 70% шлака,
вероятно, является следствием присутствия относительно большего
объема более тонких пор размером 4,5 до 15 нм, которые менее прони-
цаемы [4.58]. Пример влияния добавки доменного шлака на размеры
пор в цементном камне приведен на рис. 4.24 [4.58].
В отличие от золы примесь доменного шлака до 40% снижает общий
объем пор и повышает объем пор с размером 5 нм [4.13]. При повыше-
нии количества шлака до 70% общая пористость увеличивается вместе с
объемом пор меньше 5 нм.
Объем гелевых пор с максимумом пор размером 2 нм при добавлении
66
Рис. 4.23. Характеристики пористости бетонов
па разных заполнителях. 13Щ = 0,6
а - бетон на гравии; б — бетон на щебне;----
е вводом добавки; ----— без ввода добавки
ОБЪЕМ. СМ3/Г
Рис. 4.24. Влияние добавки 30 или 70% доменного шлака на пористость цсменти
го камин
а — 28 сут; 6—1 год; О - 70% шлака; А — 30% шлака
доменного шлака повышается с увеличением его количества, что объяс-
няется повышением количества гидросиликатов кальция как продукт?
взаимодействия цемента и шлака [4.13].
Если зола применяется вместо цемента, снижается общая пористост'.
Это означает, что в смеси образовалась более плотная структура.
Примесь обычной золы к цементу в количестве до 40% увеличивает
общую пористость и долю объема пор от 5 до 50 нм [4.13]. В противо-
положность этому кальциевая зола в количестве 20% способствует сни-
жению общей пористости. При этом увеличивается объем пор меньше
5 нм и больше 100 нм (рис. 4.25).
Объем гелевых пор с максимумом существующих пор размером
2 нм снижается с увеличением количества примеси обычной золы. Это,
видимо, обусловлено образованием более плотной структуры гидроси-
ликата кальция, которая образуется при реакции с цементом [4.13].
Влияние примеси золы в количестве 30% по массе на поровую струк-
туру цементного камня является следствием относительно медленных
67
Рис. 4.25. Влияние содержании золы-уноса иа пористость цементного камня
а - 28 сут; 6-1 год; содержание золы: О - 10%; - 20%; □ - 30%,- • -
контроль
реакций между пуццолановой примесью и компонентами цемента, изме-
няющимися во времени [4.58].
В возрасте 28 сут для цементного камня с примесью золы типично бо-
лее высокое содержание пор большего размера. В возрасте года ситуа-
ция обратная, т.е. цементный камень с добавкой золы показывает в не-
которой степени более низкую пористость, и наличие пор меньших раз-
меров в нем по сравнению с цементным камнем без добавок благоприят-
но сказывается на проницаемости камня для воды [4.58].
Кремнеземистая пыль (микрокремнезем) в количестве 10% способст-
вует повышению общей пористости и объема нор с размером меньше
5 нм [4.13]. В области гелевых пор примесь 10% кремнеземистой пыли
создает примерно такие же изменения в поровой структуре, как и до-
менный шлак.
При внесении кремнеземистой пыли в количестве до 10% в цементном
камне происходит сдвиг максимума пор к малым значениям их радиу-
сов. После 28 сут было определено незначительное количество пор радиу-
сом больше 50 нм [4.29].
При использовании активной пуццолановой добавки золы от сжига-
ния рисовой шелухи, образующей аморфный SiC>2 с большой удельной
поверхностью (55 м2/г), проявляется высокая нуццолановая активность
и в изменении фазовой структуры цементного камня, в котором бьтла
использована эта добавка [4.58]. У камня с повышенным количеством
добавки повышается пористость, а также размер образовавшихся пор в
зависимости от количества добавки в цементе. Типичен значительный
рост объема пор размером 4,5 нм. В возрасте 90 сут и после 1 года пол-
ностью отсутствовали поры с размером больше 100 нм, что благоприятно
отразилось на проницаемости [4.58].
Карбонатные добавки способствуют увеличению пористости и укруп-
нению размера пор [4.21,4.32].
68
Влияние воды в поровом пространстве цементного камня на его
структурные характеристики. Почти вес свойства цементного камня су
щественно зависят от взаимодействия пористого цементного камня с во
дой. Взаимодействие гелевых частиц с молекулами воды до сих нор не
было четко выявлено. По этому поводу существуют взаимоисключаю-
щие мнения.
Для описания микроструктуры цементного камня и взаимодействия с
водой был разработан целый ряд моделей — Пауэрса, Исхай, Фельдмана,
Середы и так называемая мниховская модель. Модели отличаются
преимущественно различной классификацией воды в цементном камне
и различным влиянием, приписываемым слоям воды, на некоторые
свойства камня или на их поведение. Различие между моделями основы-
вается на различном взгляде на состояние межслоевой (цеолитной) во-
ды. Различия в классификации воды наталкиваются не только на опреде-
ления и обычную терминологию, но отражаются количественно н на не-
которых свойствах камня, так как существует внутренняя удельная по-
верхность и плотность [4.3].
Измерения подтвердили результаты импульсной техники ЯМР, кото -
рые показали, что существует несколько модификаций воды с разными
формами связи в гидратированном цементе [4.56].
В зависимости от относительной влажности пространства, в котором
находится цементный камень, можно различить несколько типов воды,
присутствующих в камне. Ее состояние зависит и от размера пор, в кото-
рых она находится [4.23].
Так, например, вода в межслоевых пространствах некоторых продук-
тов гидратации цемента, прежде всего гидросиликатов кальция, которые
имеют размеры от 0,5 до 3 нм, очень прочно связана и ее нельзя удалить
сушкой. Обратным экстремумом являются, наборот, крупные поры раз-
мерами 1000 нм и более. В них вода может существовать в нормальном
состоянии. Эту воду можно очень легко удалить [4.23]. Установлено, что
в капиллярах с размером, большим 1000 нм, вода находится в нормаль-
ном состоянии. Эти поры заполняются тогда, когда материал находится
в непосредственном контакте с водой.
Вода, конденсированная в капиллярах с радиусом, большим, чем
10 нм, имеет пониженный химический потенциал вследствие ее взаимо-
действия с твердой поверхностью. Эта вода образуется в результате ка-
пиллярной конденсации при высоких давлениях водяного пара, т.е. гг л
влажности 90...100% относительных.
В еще меньших капиллярах с размерами от 3 до 10 нм конденсиро-
ванная вода уже относительно более упорядочена, чем в свободной ф р-
ме. Поры лого размера конденсат заполняет при относительной вл
ности воздуха от 60 до 90%. Воды, сорбированная в слоях, меньших чем
2,5 толщины монослоя, так сильно подвергается влиянию поверхности,
что не замерзает, например, при температуре до — 160°С.
Адсорбированные пленки воды сильно связаны с поверхностью, о. >а-
ко молекулы воды внутри этого слоя весьма мобильны. Полому зги >-
лекулы воды иногда называют двумерным ван-дер-ваальсовым га м
[4.56].
Характеристики поровой структуры цементного камня нельзя оце-
нить без учета внешней среды, в которой этот камень находится. На
структуру порового пространства цементного камня влияют не тол -о
его внутренние процессы, но и изменения влажности и температ, ы
внешней среды.
ь9
4.4. ХАРАКТЕРИСТИКИ ПОРОВОЙ СТРУКТУРЫ
Поровая структура влияет на ряд свойств бетона, прежде всею, па его
долговечность, т.е. на его способность сопротивляться действию компо-
нентов внешней среды. В порах осуществляется перенос компонентов
внешней среды к большой внутренней поверхности. Очевидно, что каж-
дый размер пор в этом переносе участвует неодинаково.
С точки зрения влияния на долговечность бетона представляется целе-
сообразным характеризовать поровую структуру основными параметра-
ми, такими, как общая пористость, причем можно различать пористость
открытую или закрытую по степени соединения с внешней поверхностью,
внутреннюю поверхность пор и разделение пор по величине.
Если же имеет значение геометрия существующих поровых систем —
как разделены поры, влияние степени взаимного соединения, — то эти
показатели выражаются разными способами в зависимости от применен-
ного метода измерения.
Приведенные основные свойства поровой системы имеют в основе
геометрический характер. Подобно этим свойствам есть и еще свойст-
во — ’’вид” пор, которое трудно выразить количественно. Связано это с
проблемой определения поры и ее вида (табл. 4.3). Методы характерис-
тики порового пространства можно разделить по принципам, на которых
они основаны (табл. 4.3) . В таблице также приведены свойства поровог э
пространства, которые можно определить соответствующими методами.
Принципы собственно приведенных методов и их ограничения описа-
ны в ряде публикаций [4.3 , 4.7 , 4.9, 4.11, 4.14, 4.36, 4.37, 4.43 , 4.47]
и здесь не обсуждаются.
Область возможного применения некоторых методов для установле-
ния размеров основных типов пор в цементном камне и размер некото-
рых составных частей бетона приведены на рис. 4.26 [4.56].
На основе представлений о структуре порового пространства бетона и
зависимости ее от различных технологических параметров — состава
бетона, свойства материалов, химических добавок, условий уплотнения
и твердения могут разрабатываться способы первичной защиты бетона
в агрессивных средах и при физических воздействиях.
Тонкопористая, труднопроницаемая структура бетона является осно-
вой его стойкости в различных средах.
Шкала размеров
и методов весле-
70
а блица 4.3. Характеристики структуры порового пространства [4.14
Вил пор 1 X X
Диффе- ренциаль- ная порис- iтпгтк 1 1 1 1 1 XX
-nodj ний раз- | мер пор 1 1 1 1 1 X 1
Удель- I ная по- | верх- 1 млгтт. ! 1
Объем I ' микро- пор 1 1 1 1 1
Сквоз- ная по- ристость
Откры- тая по- ристость
Пористость, образован- ная одно- сторонне открытыми порами
Общая порис- тость 1 1 1 1 1 X X 1
Метод Анализ по площади, за- нимаемой фазой Линейный анализ Анализ отрезков Метод сечений
Принцип метода Сгереоло- гия
Вид ме- тодов Прямые
X X X
"со
X io' ко' ко
X
X X X X X
X
X X
3
л к х св Г) » 3 X & fc*
иетр ж га :я то: сти п Й й X о & g
g а о 0 Й :о метрик )ая пикно! одящий тс (ОВИВШИЙ с (ЛИ жидко метрик по, JM X X Св X X R С жение тем рдлв. НИЯ
О ж О V О Н * г> Sa;
о S ВО Пн Га
в> X g е жид- сти к жид- сти Ьч о р <и и X Q- X О § е «Ч с X о
PQ ни ко о о Н X se о
X
О)
8 <и
Ко ны
7
Продолжение таил. 4.3
Вид пор
•Ь Й
£ § о
1 Y 5 С ' £
1 А £
й а-и
1 £ 1
5 U X S
1 Л 6 1
| X С X н 1
1 > х а к 1
И
1с X О
! О 2 с.
1 а ;
( О С р
10X0.
1 й *
Сс Р
От к тая рист 1—
। I
Н х . 2 ,
£ и g х g _
ою а £ £ о
1 С о X о о К I
! й 6 Л
1 3£.ё о ё £
। ci i
i ° i
1 fc 1
1 S
I c
1 ЗЯ
lie 1
I C 7
О
CQ
II ри мечания: а ~ размеры эквивалентных цилиндрических пор, показывающих такую же проницаемость; б - расчет по су м-
ме пор; в - расчет по размеру поверхности и объему, если также известна пористость; г - можно представить разделение по разме-
рам микроиор; д - метод, основанный на кинетике смачивания
72
СПИСОК ЛИ ГЕРАТУРЫ
4.1. Ратинов В.Б., Иванов Ф.М. Химия в строительстве — М.: Стройиз-
дат, 1977. — 220 с.
4.2. Москвин В.М., Иванов Ф.М., Алексеев С.Н., Гузеев Е.А. Коррозия
бетона и железобетона, методы их защиты. — М.: Стройиздат, 1980.
536 с
4.3. Шейкин А.Е., Чеховский Ю.В., Бруссер М.И. Структура и свойства
цементных бетонов. — М.: Стройиздат, 1979. — 344 с.
4.4. Шейкин А.Е., Олейникова Н.И. Влияние тспловлажносгной обра-
ботки и тонкости помола цемента на структуру и свойства цементною
камня /Труды Межд. конф, по проблемам ускорения твердения бетона
при изготовлении сборных железобетонных конструкций. РИЛЕМ, М.:
Стройиздат, 1968. — С. 121—129.
4.5. Bares, R.A.'Tvorba a uziti kompozitnich materialu. In: Kompozitni
niaterialy. Texty prednasek seminare. Praha 19.2 a 19.3. 1981. Praha, Cs.
spol. pro mech’aniku CSAV 1981, s. 10—25-
4.6. Bares, R.A. Kompozitni materialy. Praha, SNTL 1988.
4.7. Characterisation of porous solids. Proc. Symp. Univ. Neuchatel,
Switzerland, July 9—12, 1978. Red. S.J. Gregg, K.W. Sing a H.F.Stoeckh.
London, Soc. Chem. Ind. 1979.
4.8. Cebeci, O.Z. Hydration and porosity of cement paste cured in warm
and dry environment. In: 8th Intern. Congress on the Chemistry of
Cement, Sept. 22—27, 1986, Rio de Janeiro, Brasil. Comun. Theme 2. Vol.
Ill, Sub-theme 2.2, s. 412—416.
4.9. Characterization of Porous Solids. Proc. IUPAC Symp. (COPS I),
Bad Soden a Ts., FRG, April 26—29, 1987. Red. K.K. Unger, J. Rouquerol,
K.S.W. Sing a H. Kral. Elsevier, Amsterdam 1988.
4.10. Chekchovsky, J.V. — Berlin, L.E. — Brusser, M.l.Investigation
into cement concrete porous structure and its relationship with technolo-
gical factors and physical properties of concrete. In: RILEM/IUPAC
Internal. Symp. Pore Structure and Properties of Materials. Prague, Sept.
18—21, 1973. Red. S. Modry a M. Svaia. Prelim. Report Part I, (Vol. 1),
s. B51-71.
4.11. Determination of pore properties of constructional and other
materials. Materiaux et constructions, essais et. recherches, 6, 1973,
c. 33, s. 167-250.
4.12. Diamond, S. Pore structure of hardened cement paste as influenced
by hydration temperature. In: Proc. Intern. Symp. RILEM/IUPAC Pore
Structure and Properties of Materials. Prague, Sept. 18—21, 1973, Red.
S. Modry a M. Svata, Prelim. Report, Part I, (Vol. I). Prague, Academia
1973. s. B73-B88.
4.13. Durekovic, A. Hydration of alite and CjA and changes of some
structural characteristics of cement pastes by addition of silica fume.
In: 8th Intern. Congr. Chem. Cement. Sept. 22—27, 1986. Rio de Janeiro,
Brasil. Commun. Theme 3. Vol. IV, s. 279—285.
4.14. Haynes, J.M. Determination of pore properties of constructional
and other materials. Mater. Struct., 1973, c. 33, s. 169—174.
4.15. Houst, F. — Roelfstra, P.E. - Wittmann, F.H. A model to predict
service life of concrete structures. In: Werkstoffwissenschaften urn.
Bausanierung. Esslingen, Sept. 6—8, 1483. Bericht des internat. Kollo-
73
quiums. Red. F.H. Wittmann. Esslingen, Teclmischc Akademic 1983,
s. 181-176.
4.16. Jambor, J. Influence of phase composition of hardened binder
pastes on its pore structure and strength. In: Proc. RILEM/IUPAC Intern.
Symp. Pore Structure and Properties of Materials. Prague, Sept. 18—21,
1973. Red. S. Modry a M. Svata. Prelim. Report, Part II, (Vol. II), s. D75—
96.
4.17. Jambor, J. Porozita, porova struktura a pevnost cementovych
kompozitov. Staveb. cas., 33, 1985, c. 9, s. 743—763.
4.18. Jambor, J. — Vajner, J. — Marko, L. Vplyv parametrov cementu na
porovu structuru a vlastnosti cementovych kompozitov. Staveb. cas., 36,
1988. c.3,s. 213-232.
4.19. Koh, Y. — Kamada, E. The influence of pore structure of concrete
made with absorptive aggregates on the frost durability of concrete. In:
Proc. Intern. Symp. RILEM/IUPAC Pore Structure and Properties of Mate-
rials. Prague, Sept. 18—21, 1973, Red. S. Modry a M. Svata. Prelim. Rept.
Part II (Vol. II). Prague, Academia 1973, s. F45—62-
4.20. Kroone, B. — Crook, D.N. Studies of poze size distribution in
mortars. Mag. Concr. Res., 13, 1961, c. 39.
4.21. Lang, I. — Setzer, M.J. Einfluss von Feinstteilen auf Porenstruc-
tur und Betoneigenschaften. TIZ—Internat., J12, 1988, c. 4, s. 239-
4.22. Manmohan, D. — Mehta, P.K. Influence of pozzolanic, slag, and
chemical admixtures on pore size distribution and permeability of harde-
ned cement pastes. Cem.Concr. Aggregates, 3,1981, c. l,s.63—67.
4.23. Mehta, KJ1. Hardened Cement paste — Microstructure and its
relationship to properties. In: 8th Intern. Congress on the Chemistry of
Cement. Sept. 22—27, 1986, Rio de Janeiro, Brasil. Spec. Repts/Princip.
Repts. Vol. I, s. 113—121.
4.24. Mehta, P.K. Concrete Structure, Properties and Materials. EngL-
wood Cliffs, N.J., Prentice—Hall Inc. 1986.
4.25. Meier—Grolman, F. W. — Deitrich, H. Der offene a und geschlosse-
ne Porenraum im Zementmortel und der Einfluss chemischer und minera-
lischer Zusatze. Zement—Kalk—Gips, 58,1969, c. 4, s. 165—174.
4.26. Meland, I. Carbonation effects in hardened fly ash cements. In:
Mater. Res. Soc. Symp., Proc. Vol. 65. Fly Ash and Coal Conversion By-
Products: Characterization, Utilization and Disposal II. Boston, Mass.,
Dec. 2—4, 1985. Red. G.J. McCarthy, F.P. Glasser a D.M. Roy, Pittsburg,
Mater. Res. Soc. 1986, s. 199—206.
4.27. Mindess, S. — Young, J.F. Concrete. Englewood Cliffs, N.J.,
Prentice—Hall Inc. 1981.
4.28. Modry, S. The influence of porous structure of cement stone on
its resistance to action of sulphates. Changes is porous structure in the
cource of sulphate corrosion. In: RILEM Intern. Symp. Durability of Conc-
rete — 1969. Ein Report. Part II, (Vol. IV). Red. 0. Valenta, Prague, Acade-
mia 1970, s. 225-231.
4.29. Modry, S. — Klecka, T. The influence of calcareous fillers on pore
structure of cement mortars. In: Sb. prednasek VI. S1LICHEM 1984 Brno.
Brno, Dum techniky, CSVTs 1984, s. 144—148.
4.30. Monosi, S. — Collepardi, M. Low porosity and early durability of
concrete. In: Pore Structure and Construction Materials Properties. Proc.
First Intern. Congr. RILEM From Materials Science to Construction
74
Materials Eiiginceiing. Vcrsalles, Sept. 7 11, 1087, Vol. 1,Red. J.C. Maso.
London, New York, Chapmenn and Hall 1987, s. 9 16.
4.31. Moskvin, V. et al. Concrete and Reinforced Concrete Deteriora-
tion and Protection. Moscow, Mir Publishers 1983.
4.32. Mtschedlow—Petrossian, O.P. — Ugintschus, D.A. Methoden zui
Untersuchung der Oberflache und de: Porositat von Silikatinaterialien.
Silikattechnik, 20, 1969, c. 2, s. 50—53, c. 4, s. 130—134-
4.33. Neville, A.M. Properties of Concrete. 2.vyd. London, Pitman
Publ. 1973-
4.34. Obci holster, R.E. Pore structure, permeability and diffusivity of
hardened cement paste and concrete in relation to durability. Status and
projects. In: 8th Intern. Congress Chem. Cement. Rio de Janeiro, Brasil.
Sept. 22—27, 1986. Spec. Rcpts./Princip. Repts., Vol. 1, s. 323 -335-
4.35. Parrott, L.J. - Killoh, D.C. — Patel, R.G. Cement hydration under
partially saturated curing conditions. In: 8th Intern. Congress on the
Chemistry of Cement, Sept. 22—27,1986, Rio de Janeiro, Brasil. Commun.
Theme 2, Vol. Ill, Sub—theme 2.1, s. 46—50.
4.36. Proc. Intern. Symp. RILEM/IUPAC Pore Structure and Propertie''
of Materials. Prague, Sept. 18—21, 1973. Vols. I—VI. Red. S. Modrj
a M. Svata. Prague, Academia 1973 a 1974.
4.37. Kolektiv Autoru. Porometricke metody a jejich pouziti ve vyzku-
mu, vyvoji a kontrole jakosti surovin a vyrobku. Studijni texty. Red.
S. Modry. Phara, Dum techniky CSVTs 1985.
4.38. Powers, T.C. The physical structure and engineering properties
of concrete. Portl. Cem. Assoc. Res. Dep. Bui. 90,1958, July, s 39.
4.39. Powers, T.C. Structure and physical properties of hardened Port-
land cement paste. J. Am. Ceram. Soc., 41,1958, с. 1, s. 1-6.
4.40. Powers, T.C. — Mann, H.M. — Copeland, L.E. The flow of water
in hardened Portland cement paste. Highw. Res. Bd. Sp. Rep. No.40,1959.
s. 308-323.
4.41. Powers, T.C. — Copeland, L.E. — Mann, H.M. Capillary continuity
or discontinuity in cement pastes. J. Portl. Cem. Assoc. Res. Dev. Labs.,
1, 1959, c. 2, s. 38-48.
4.42. Powers, T.C. Physical properties of cement paste. In: Proc. Symp.
Chem. Cement Washington, 1960, Vol. 2, s. 577—613.
4.43. Principles and Application of Pore Structural Characterization.
Proc. R1LEM/CNR Intern. Symp. Milan, April 26-29, 1983. Red. J.M. Hay-
nes a P. Rossi—Doria. Bristol, J.M. Arrowsmith Ltd. 1985-
4.44. Reichel, W. — Conrad, D. Beton — Eine Einfiihrung fiir das
Selbstudium. Berlin, VEB Verlag fiir Bauwesen 1980.
4.45. Schneider, U. - Dumat, F.Stnikturbeeinflussungzementgebunde-
ner Baustoffe mittels Mikrowellen. Betontechnik, 9, 1988, c. 2, s. 44—46
4.46. Schultze. W. Der Baustoff Betou. Bd. 1. Zementgebundene Mortei
und Beton. Berlin, VEB Verlag fiir Bauwesen 1984.
4.47. Setzer, M.J. Einfluss des Wassergehaltes auf die Eigenschaften
des erharteten Betons. Deutsch. Ausch. f. Stahlbeton, HSt No. 280, 1977.
4.48. Shirayama, K. — Einaga, H. Testing method for chemical resis-
tance of concrete. In: Rev. 36th Gen. Meeting, Techn. Sess., Cement Assoc.
Japan, Tokyo May 1983, Tokyo 1983, s. 175—176.
4.49. Soroka, I. Portland Cement Paste and Concrete. London — Basings-
toke, The Macmillan Press, 1979.
75
4.50. Soroka, I. - Baum, H. Cement pastes with high water cement
radio II cemento, 83, 1986, c. 1, s. 3—12.
4.51. Uchikawa, H. — Uchida, S. — Ogawa, K. Influence of character of
blemding component on the diffusion of Na and Cl ions in hardened blen-
ded cement. In: 8th Intern. Congr. Chem. Cement. Sept. 22—27, 1986. Rio
de Janeiro, Brasil. Commun. Theme 3, Vol. IV, s. 251—256.
4.52. Verbeck, G.J. Hardened concrete—pore structure. ASTM Spec.
Tech. Publ. No. 169, 1955, s. 136-142.
4.53. Wenzel, Н,—P. Veriinderung in der Mikrostruktur von Festbeton
infolge hydrothermaler Belastung. Betontechnik, 9, 1988, c. 2, s. 54-55.
4.54. Wesche, К.—H. Baustoffe fiir tragende Bauteile. Bd. 2: Beton.
2.vyd. Wiesbaden a Berlin, Bauverlag G.m.b.H. 1981.
4.55. Winslow, D.N. — Diamond, S. A mercury porosimetry study of the
evolution of porosity in Portland cement. J. Materials, 5, 1970, c. 3,
s. 564-585.
4.56. Wittman, F.H. Properties of hardened cement paste. In: 7th Intern.
Congress on the Chemistry of Cement. Vol. I. Sub—Theme VI—2. Paris,
Editions Septima 1980.
4.57. Yoda, A. — Edahiro, H. Basic properties of carbonized concrete.
Rev. 35th Gen. Meet. Cem. Assoc. Jap. Techn. Sess., Tokyo, 13—15 May
1981. Synopses. Tokyo, Cem. Assoc. Jap., s. 229-230.
4.58. Young, J.F. Capillary porosity in hydrated tricalcium silicate
pastes. Powder Technol., 9,1974, s. 173—179.
4.59. Ziegeldorf, S. Phenomenological aspects of the fracture of concre-
te. In: Fracture Mechanics of Concrete. Red. F.H. Wittmann. Amsterdam,
Elsevier 1983, s. 31-41.
ГЛАВА 5. ПРОЦЕССЫ КОРРОЗИИ И СТОЙКОСТЬ БЕТОНА
В ХИМИЧЕСКИ АГРЕССИВНЫХ СРЕДАХ
Ф.М. Иванов (СССР)
Описание процессов коррозии систематизировано в дальнейшем в
соответствии с предложением В.М. Москвина о трех основных видах кор-
розии (см. разд. 2.2). После рассмотрения последовательно процессов
коррозии каждого вида приведены примеры коррозионных проявлений,
в которых одновременно идут процессы коррозии двух или даже трех
видов, а также коррозионные процессы, нс подпадающие под основную
классификацию. Количественная оценка скорости коррозионных процес-
сов отнесена в гл. 11.
5.1. КОРРОЗИЯ I ВИДА
Гидратированные минералы, составляющие цементный камень, в раз-
личной степени растворимы в воде. Возможность разрушения бетона
вследствие растворения и выноса из его структуры компонентов цемент-
ного камня, создающих его прочность, была названа коррозией первого
вида. Интенсивность коррозии I вида определяется условиями контакта
воды и цементного камня [5.12]. Одним из определяющих факторов
возможности протекания коррозии I вида являются проницаемость бето-
76
па для виды и состав воды, контактирующий с беговом. Сама по себе
стойкость бетона зависит и от фазового состава цементного камня, по-
скольку растворимость отдельных его фаз существенно различна. Наибо-
лее растворимым компонентом портландцементного камня является
гидроксид кальция. Растворимость гидроксида кальция зависит от тем-
пературы, причем зга зависимость аномальна, т.е. растворимость пони-
жается с повышением температуры (табл. 5.1).
Таблица 5.1. Растворимость гидроксида кальция
в зависимости от температуры
Температура, °C J О j 10 j 20 J 30 | 40 J 60 J 80
Растворимость, г/л 1,3 1,125 1,18 1,109 1 0,83 0,66
(в расчете |»а СаО)
Гидросиликаты и гидроалюминаты кальция, составляющие основной
обьем новообразований, создающих прочность цементного камня, так,.;е
поддаются растворению в воде. При зтом они растворяются с разлот-.е-
пием (гидролизом). Степень гидролиза минералов, составляющих це-
ментный камень, определяется концентрацией гидроксида кальция в
растворе. Равновесные концентрации гидроксида кальция, необходимые
для стабильного существования минералов цементного камня, изме-
няются в довольно широких пределах (табл. 5.2). Последовательность
перехода в раствор отдельных фаз цементного камня будет зависеть от
концентрации гидроксида кальция в растворе.
Таблица 5.2. Равновесные концентрации гидроксида кальция
для растворов различных компонентов портландцементного
камня [5.56]
Минерал цементного камня Предельная равновесная кон- центрация СаО, г/л
ОТ ди
2СаО • SiC>2 • aq Близкая к насыщенному раствору
ЗСаО • 2SiO-> - aq То же
СаО • SiOo • aq 0,031 0,052
4CaO A12O3 19H2O 1,06 1,08
ЗСаО A12O3 • 6H2O 0,415 0,56
2CaO • A1->O3 • aq 0,16 0,36
4CaO • J’e9O3 aq Более 1,06
2CaO • ’ ац 0,64 1,06
Разложение на Ca (ОН) 2 и Fc(OH)3 Менее 0,64
ЗСаО A12O3 - ЗСаО • SO4 • aq 0,045
Введение в состав цемента пуццолановых добавок приводит к пони се-
пию основности гидросиликатных новообразований и как результат, к
повышению стойкости цементного камня к выщелачиванию. Присутст-
вие в воде различных электролитов влияет и на растворимость цементно-
77
го камня. Соли щелочных металлов натрия и калия повышают раствори-
мость гидроксида кальция и будут ускоряв, выщелачивание. Щелочи и
соли кальция снижают растворимость гидроксида кальция (рис. 5.1),
однако при оценке характера их влияния на стабильность цементного
камня следует иметь в виду возможность их химического взаимодейст-
вия с гидроксидом кальция с образованием двойных и труднораствори-
мых солей типа оксихлорида кальция и др.
Влияние содержания растворимых щелочей на концентрацию Са2+ в
растворе показано на рис. 5.1. Независимо от вида катиона раствори-
мость Са(ОН)2 понижается в несколько раз. Одновременное введение
сульфатов натрия и калия увеличивает концентрацию ионов Са2+, одна-
ко зто увеличение может быть объяснено появлением гипса в растворе
вследствие взаимодействия сульфата с гидроксидом кальция. При вве-
дении в раствор хлорида натрия растворение гидроксида кальция усили-
вается.
Как уже отмечалось, выщелачивание представляет наибольшую опас-
ность при фильтрации воды через тело бетона [5.28, 5.11]. Предложения
по расчету кинетики выщелачивания разработаны в [5.12] и рассматри-
ваются в гл. 11.
Большое значение для повышения устойчивости бетона в условиях
возможного выщелачивания имеет процесс карбонизации поверхностно-
го слоя бетона. При карбонизации на воздухе образуется труднораство-
римый карбонат кальция, который одновременно уплотняет поверхност-
ный слой бетона за счет увеличения объема на 11% при переходе
(Са^ОН) 2 в CaCOj. Растворимость карбоната кальция составляет
ЗЮ'4 г/л.
Исследования растворения цементного камня проводили, как прави-
ло, на образцах, раздробленных с целью увеличения поверхности контак-
та воды с цементным камнем и соответственного ускорения испытаний
[5.19]. Однако результаты таких испытаний трудно моделируются и не
могут быть использованы для получения данных о кинетике процесса в
реальных бетонах. В то же время это удобный метод для получения све-
дений о сравнительной стойкости растворов и бетонов на разных цемен-
тах. Определенная экспериментально зависимость прочности, являющая-
ся основным показателем стойкости бетона, от количества воды, про-
фильтровавшей через бетон, показывает, что при коррозии первого вида
величина коррозионных повреждений находится в сложной зависимости
от количества удаленного из цементного камня наиболее растворимого
компонента — гидроксида кальция. Относительное снижение прочности
КОНЦЕНТРАЦИЯ ОН-, ммоль/л
Рис. 5.1. Растворимость Ca(OH)j
в растворе, содержащем:
1 - сульфаты; 2 - щелочи и карбо-
нат натрия [5.92]
78
Рис. 5.2. Снижение прочности обпазцон цемент-
ного раствора (состав; 1:3, U/ц - 0,5) при
фильтрации дистиллированной роды (прибли-
женная кривая) [5.28]
цементного раствора после определенного начального периода обго-
няет относительное количество удаленного гидроксида кальция (рис.
5.2). В то же время в бетоне падение прочности при удалении до 207<
гидроксида кальция идет замедленно, а затем начинается быстрое паде-
ние прочности (рис. 5.3).
Степень опасности процессов выщелачивания будет определяться
условиями взаимодействия конструкции и воды. Наиболее опасна
фильтрация воды через тело бетона под напором. Проникая внутрь бето-
на, вода приходит в соприкосновение с огромной внутренней поверх-
ностью цементного камня (см. гл. 4), при этом степень насыщения ее
известью увеличивается.
Концентрация извести при фильтрации воды через бетон зависит от
продолжительности контакта воды с поверхностью цементного камня
(скорости и пути фильтрации) и количества воды, которое прошло
через данное сечение бетона. Содержание извести в фильтрующей водс
со временем постепенно уменьшается, так как понижается концентрация
гидроксида кальция.
Рис. 5.3. Снижение прочности бетона при
фильтрации воды [5.96 ]
Рис. 5.4. Колнчес1но удаляемой нзвеч
ти при фильтрации воды в зависимости
от условий взаимодействия (скорост
фильтрации). Цифры у кривых — про-
должительность взаимодействия воды
и образца, мии [5.11]
79
В работах [5.44, 5.40] было показано, чю лимитирующим звеном в
процессе выщелачивания является диффузия извести из глубинных
слоев цементного камня к каналам, трещинам или порам, но которым
движется фильтрующая вода. Поэтому для определения интенсивности
выщелачивания необходимо определение коэффициентов диффу- ни
извести и в цементном камне раствора или бетона.
Содержание извести будет тем больше, чем медленнее идет фильтра-
ция, или чем больше путь фильтрующей воды, а следовательно, и время
соприкосновения воды и цементного камня (см. рис. 5.4) .
В присутствии свободного гидроксида кальция концентрация насы-
щенного раствора будет около 1,3 г/л в расчете на СаО. Однако после
того как некоторое количество СаО растворится, начинается снижение
концентрации.
Интенсивность растворения гидроксида кальция из образцов цемент-
ного раствора и бетона (рис. 5.5), по данным различных авторов, харак-
теризует кинетику коррозии 1 вида, а полученные количественные оцен-
ки выщелачивания гидроксида кальция могут быть использованы для
подсчета ориентировочной стойкости бетона против выщелачивания
(см. гл. 11).
При полном погружении бетона в воду и свободном омывании компо-
ненты цементного камня, остающиеся после растворения гидроксида
кальция, будут служить препятствием для диффузии извести из более
глубоких слоев цементного камня бетона и процесс будет идти в соот-
ветствии с закономерностью диффузии, при нарастающем слое, т.е. с за-
кономерностью убывания скорости процесса пропорционально корню
квадратному из времени. Большую опасность поверхностное выщелачи-
вание может иметь в сооружениях, поверхностный слой которых под-
вергается действию свободного потока воды, что сопровождается меха-
ническим действием как струй воды, так и взвешенных в воде наносов.
Наиболее опасна фильтрация воды через бетон. Для срока службы в этом
случае решающее значение будет иметь коэффициент фильтрации бетона.
Главное средство предотвращения выщелачивания бетона — зто прида-
ние ему достаточной непро ицаемости и монолитности (см. гл 4) . Одна-
ко устойчивость компонентов цементного камня также существенно
влияет на стойкость бетона. При одинаковой скорости фильтрации воды
через бетон более устойчивым будет материал, в котором цементный ка-
мень менее растворим в воде. Так, например, иуццолановый портланд-
цемент и шлакопортландцемент при гидра танин образуют соединения
менее растворимые в во те, чем продукты гидратации портландцемента.
Цементный камень на „тих цементах содержит менее основные гидро-
силикаты, чем цементный камень портландцемента, поэтому равновесная
концентрация извести для них ниже и интенсивность выщелачивания
меньше. Раствор гидроксида кальция по выходе из бетона подвергается
действию углекислоты воздуха. Прч этом образуется более устойчивое,
менее химически активное и менее растворимое, чем Са(ОП)2, соедине-
ние — углекислый кальций. Для тонкостенных конструкций появление
налетов углекислого кальция может свидетельствовать об опасном раз-
витии процесса. Правильно оценить возможную опасность процесса вы-
щелачивания можно на основании анализа характера фильтрации через
бетон (рассредоточенная или местная фильтрация) и определения изме-
нил интенсивности фильтрации во времени.
80
ОБЩЕЕ КОЛИЧЕСТВО ПРОФИЛЬТРОВАВШЕЙ ВОДЫ, Л/КГ ЦЕМЕНТА
Рис. 5.5. Выщелачивание извести из цементных ра-
створов и бетонов
1 - выщелачивание извести из бетона, по данным
Рутгерса (К, = 0,3-3-10~ 5 см/с); 2 — то же, по
данным Ф.ЛЕ Иванова; 3 — выщелачивание извести
из цементного камня, по данным Хельштрома; 4 -
то же, из цементного раствора, по данным Рутгерса
(К, — 10~* - 1,5-10* см/с); 5 — то же, из цемент-
ного камня, по данным Ф.М. Иванова (метод фильт-
рации через измельченный образец); б - то же, из
цементного раствора по данным Рутгерса (К- =
-3,5-6- 10~s см/с); 7 - то же, по данным Ф. jlu;
8 - расчетное количество выщелачиваемой извести
при концентрации насыщенного раствора 1,36 г/л;
9 — катастрофическая потеря прочности р./7]
и
Фильтрация через местный дефект укладки, или, что часто наблюдает-
ся, через рабочий шов бетонирования, или по трещинам, с точки зрения
процесса выщелачивания менее опасна для сохранности бетона, чем рас
средоточенная фильтрация через толщу неплотного бетона. При сосредо-
точенной фильтрации будут обедняться известью поверхность стенок
дефектного места, и количество извести, выносимое из бетона, будет
быстро падать. Если сам дефект не предстгвлнет опасности для общей
устойчивости сооружения и если фильтрация воды через дефектное мес-
то не препятствует нормальной эксплуатации сооружения (например,
в водопропускных трубах), то выщелачивание не будет опасным.
Если фильтрация происходит через тело бетона, то должна быть изуче-
на кинетика этого процесса. А именно, в зависимости от жесткост
фильтрующей воды и от интенсивности фильтрации возможно развитие
во времени процесса выщелачивания в одном из двух направлений. При
сильнофильтрующем бетоне и постоянном притоке воды, что, например,
может иметь место в гидротехнических напорных сооружениях, фильт-
рация будет идти с незатухающей скоростью, и плотность, а следователь-
но, прочие сть бетона будут падать. Во многих случаях наблюдается да\.с
613 - 6
81
при постоянном напоре постепенное затухание процесса фильтрации вви-
ду явлений самоуплотнения бетона и кольматации его нор.
При медленном поступлении к открытой поверхности раствора извес-
ти возможно се отложение в порах поверхностного слоя бетона вследст-
вие испарения воды. То же может происходить и при более высокой тем-
пературе наружной поверхности, чем в толще бетона, так как раствори-
мость извести понижается с повышением температуры. Самоуплотнение
бетона при фильтрации через него воды было установлено во многих ис-
следованиях; Уплотнение происходит как за счет химического взаимо-
действия между минералами цементного камня и солями, растворенны-
ми в воде, фильтрующей через бетон, так и за счет отложения в порах бе-
тона мельчайших, взвешенных в воде, минеральных частиц. По этим при-
чинам во многих случаях, особенно в тоннельных сооружения, происхо-
дит постепенная кольматация бетона, и фильтрация через него со време-
нем затухает [5.12].
Способность бетона к самоуплотнению за счет химического взаимо-
действия гидроксида кальция с веществами, растворенными в воде,
прежде всего с бикарбонатами кальция и магния, определяет принцип
нормирования степени агрессивности природных вод по этому признаку.
Вода, имеющая высокое содержание карбонатов при фильтрации через
бетон, быстро уплотняет его и поэтому не представляет опасности для
устойчивости сооружения. Следует иметь в виду, что фильтрация воды,
имеющей повышенную жесткость, безопасна только при умеренной
фильтрации ее через бетон.
В нормах агрессивности воды—среды для бетона, в СНиП 2.03.11—85
приведены дифференцированные нормы предельного содержания би-
карбонатов (двууглекислых солей) кальция и магния, ниже которого
вода становится агрессивной по этому признаку. Естественно, что этот
показатель наиболее опасен для напорных сооружений. Для сооружений,
только омываемых водой, без напора и, тем более, постоянно находя-
щихся в грунте, соприкосновение с водой низкой жесткости не представ-
ляет существенной опасности. Растворение извести и вынос ее могут
осуществляться в этом случае только через наружную поверхность кон-
струкции.
5.2. КОРРОЗИЯ II ВИДА
Коррозия II вида отличается от коррозии первого вида тем, что по-
вреждение бетона определяется не только растворением компонентов
цементного камня, но и их химическим взаимодействием с агрессивны-
ми компонентами, содержащимися в воде с образованием растворимых
продуктов коррозии или с выделением трудно рас 1воримых соединений
в виде рыхлых новообразований, не обладающих прочностными свой-
ствами. Если при коррозии I вида ее интенсивность ограничивается низ-
кой растворимостью основного, выщелачиваемого компонента цемент-
ного камня — гидроксида кальция, — то при коррозии II вида степень
коррозионного повреждения определяется реакционной емкостью
раствора и свойствами продуктов коррозии. В зависимости от второго
фактора коррозионный процесс может идти с постепенным усилением
по мере разрушения цементного камня, а может и затухать, если про-
дукты коррозии нерасторимы и создают труднопроницаемую оболочку
82
на внешнем поверхности бетона или на внутренней iiOBepxiiociii норово-
го пространства. Во всех случаях наложение химического процесса на
пронесет/ растворения гидроксида кальция значительно усиливает кор-
розионный процесс.
Щелочная природа цементного камня обусловливает перечень соеди-
нений, агрессивный по II виду коррозии. Наибольшей агрессивностью
обладают кислоты, затем кислые соли и некоторые соединетшя, способ-
ные реагировать с компонентами структуры цементного камня.
Интенсивные исследования кинетики коррозионных процессов при
контакте кислот различного вида с цементным камнем, выполненные
под руководством В.М. Москвина, позволили подойти к количественной
оценке интенсивности коррозионных процессов [5.30]. Изучение кислот-
ной коррозии в условиях полного погружения проводилось и ранее
15.77].
В работах [5.29,5.41] было показано, что довольно быстро при незна-
чительном углублении фронта взаимодействия кислоты и цементного
камня коррозионный процесс начинает идти с диффузионным’ ограниче-
нием в условиях нарастающего слоя продуктов реакции, затрудняющих
доступ кислоты к компонентам структуры цементного камня. Исследо-
вания продуктов реакции [5.17, 5.18] показали, что их состав изменяет-
ся в зависимости от вида кислоты и главным образом зависит от раст-
воримости кальциевой соли данной кислоты, поскольку основной про-
цесс — это нейтрализация кислоты при реакции с гидроксидом кальция.
Углекислотная коррозия. Наиболее распространенным процессом кор-
розии II вида в природных условиях является взаимодействие углекис-
лоты воздуха с гидроксидом кальция цементного камня (процесс карбо-
низации бетона).
Этот процесс в значительной степени определяет сроки сохранения за-
щитных СВОЙС1В бетона по отношению к арматуре и подробно рассмот-
рен в гл. 8. Процесс карбонизации приводит к двум результатам — уплот-
нению и повышению стойкости бетона при переходе гидроксида кальция
в карбонат кальция и отрицательному влиянию карбонизация чащпнюго
слоя Geioii.i у арматуры на стойкость железобетонной конструкции
вследствие депассивации арматуры и возможностей коррозия. Агрессив-
ное действие углекислоты на бетон возможно и при ее повышенном
содержании в воде [5.81]. Угольная кислота в воде диссоциирует в две
ступени:
Н2СО3=^ П+ + НСО"
НСО3 Н++СО7-.
Следовательно, в воде устанавливается подвижное равновесие между
Н2СО3 2н+ + СОз~
Чем больше в воде содержится HCOj, тем больше в равновесии с этим
анионом должна быть и СО2. Если же количество СО2 превышает равно-
весие, то оно способно реагировать с цементным камнем с образованием
новых количеств СаСО3, т.е. такая углекислота будет агрессивной.
Константы диссоциации для этих реакций равны:
[Н+] [HCOZ] 7
/С = 2----------И. = з,04 • 10'7;
[н2со3]
83
[Н+] [СО^] ..
К = L—и—L-L = 401 • 10’11.
[НСО~]
Из этих уравнений следует, что соотношение между отдельными фор-
мами зависит от концентрации водородных ионов pH (табл. 5.3).
Таблица 5.3. Относительное содержание различных ионов
в растворах углекислоты в зависимости от pH [5.1]
Ионная форма углекислоты в растворе Содержание, % мол., при pH
4 р 1 61 7 18 1 ’ 1 10 Г“
н2со3 99,7 97 76,7 24,99 3,22 0,32 0,02
нсо3 0,3 3 23,3 74,98 96,7 95,84 71,43 20
СО^ - - - 0,03 0,08 3,84 28,55 80
Для устойчивого состояния НСОз” в присутствии ионов необходимо
некоторое количество СО2.
Углубленное рассмотрение процесса углекислой коррозии приведено
в [5.19, 5.81] и не входит в нашу задачу.
При контакте с поверхностью бетона воды, содержащей углекислоту,
будет нейтрализоваться гидроксид кальция с образованием карбоната
кальция, а затем новые количества углекислоты будет растворять и
вновь образовавшийся карбонат кальция, и существовавший в поверх-
ностном слое — как результат карбонизации цементного камня угле-
кислотой воздуха. Процесс будет идти с поверхности в глубь бетона и
его интенсивность будет определяться концентрацией углекислоты в во-
де-среде. Опасность углекислотной коррозии будет существенно разли-
чаться в зависимости от условий контакта воды и бетона. При свободном
омывании водой поверхности достаточно массивных сооружений, когда
процесс коррозии происходит при диффузионном контроле потока гид-
роксида кальция из глубины к поверхности бетона, содержание в воде
углекислоты будет усиливать растворяющее действие воды пропорцио-
нально содержанию углекислоты. При этом, так как СО2 выводит в
раствор Са2+-ион в виде Са(НСО3)2 на каждый моль будет удаляться
1/2 моля Са2+, или в расчете на соотношение по массе — на каждые
100 мг СО2 в растворе будет удаляться 64 мг СаО.
Если учесть среднюю растворимость в воде Са(ОН)2 — 1200 мг/л
(в расчете на СаО), то следует признать, что в этих условиях присут-
ствие СО2 в воде незначительно (примерно на 5%) будет увеличивать
агрессивность воды. Другое дело в случаях, когда карбонатная пленка на
поверхности бетона защищает его от коррозионного воздействия других
веществ, агрессивных по отношению к камню, например в морской во-
де. В этом случае практически нерастворимый в воде СаСО3, составляю-
щий пленку, растворяется в воде, содержащей углекислоту, и защитное
действие карбонатной пленки уничтожается. При фильтрации воды под
напором через тонкостенные железобетонные конструкции взаимодей-
ствие СО2 с Са(ОН)2 будет в первоначальный момент уплотнять бетон,
но затем коррозионное действие воды, содержащей СО2, будет усили-
84
ваться за счет более интенсивного разрушения цементного камня в ре-
зультате не юлько расширения гидроксида кальция, ио и обменных
реакций между минералами цементного камня и углекислотой.
При <|)илырации поды, содержащей углекислоты, через беюн но сос-
таву фильтрата можно судить о характере процесса. Если в фильтрате
содержится Са(ОН)2, это значит, что углекислота задерживается в бето-
не в виде СаСО3, что должно его уплотнять. Но если в фильтрате обнару-
живается Са(НСО3)2, можно ожидать усиления фильтрации за счет раст-
ворения как карбоната кальция, так и гидроксида кальция. Е этом слу-
чае появляется опасность коррозионного воздействия вод, содержащих
углекислоту. Схема действия СО2 на бетон при фильтрации (рис. 5.6)
представлена но В.М. Москвину [5.28].
В лабораторных условиях, как правило, исследования проводили при
достаточно высоких концентрациях агрессивного раствора, например-
300 мг/л [5.28]. Испытания iia образцах малого размера с большой
удельной поверхностью приводили к результатам, которые в значитель-
ной степени отражали выщелачивающее действие воды, усиливаемое
растворением защитных пленок карбоната кальция. Эти результаты
могут быть использованы для оценки сравнительной стойкости бетонов
на различных цементах, однако, с обязательным учетом плотности —
проницаемости цементного камня, которая зависит и от водопотребпос-
ти цемента. Так, [5.19] было показано, что в растворах углекислоты
пуццолановые портландцементы не имеют особых преимуществ перед
портландцементом. Диффузия гидроксида кальция их цементного кам-
ня пуццоланового портландцемента идет медленнее, чем из цементного
камня портландцемента вследствие меньшего содержания Са(ОН)2. Сни-
жение прочности, аналогичное по величине прочности портландцементу,
достигается при меньшем количестве удаленного СаО. Однако есть и дру-
гие данные [5.100]. При длительных испытаниях было показано, что
глубина повреждения мало отличается для растворов на различных це-
ментах. Образцы размером 4x4x16 см, состава 1:2 (цемент:песок) при
В/Ц = 0,45, твердевшие 28 сут в нормальных условиях, были погружены
в воде с жесткостью 1...1,5°Н, содержавшую 13—15 мг/л агрессивной
СО2.
После 15 лет определили глубину повреждения в мм [5.100]. Получе-
ны следующие данные:
Вид цемента По ртландцемент Шлакопо рт- ландцемент Пуццоланизи- рованные це- менты С ЗОЛОЙ- уносом Глиноземис- тый цемент
обычный белито- вый
Глубина по- вреждения, мм 12 10 8-15 8-70 2
Эти данные должны быть учтены при разработке норм агрессивности
для природных вод.
Проведено значительное число исследозаний по оценке степени агрес-
сивности воздействия углекислоты на бетон.
Интенсивное разрушение бетона отмечается на сооружениях, в кото-
рых хранится или перемещается вода, насыщенная углекислотой (нар-
занные источники). В то же время описанная выше схема взаимодейст-
85
Рис. 5.6. Схема действия на бетон воды,
содержащей СО? [5.26]
вия бикарбоната с гидроксидом кальция, приводящая к уплотнению бе-
тона, была установлена на классическом примере самоэалечивания бето-
на Баку—Шолларского водовода [5.8]. В этом случае трубы были выпол-
нены из монолитного недостаточно плотного бетона. При пуске водовода
и частичном заполнении пресной водой началась коррозия бетона эа счет
проникания в толщу бетона наружных минерализованных вод на участ-
ках, где трасса проходила по грунтам, оводненным минерализованными
водами.
После пуска водовода при полностью заполненном внутреннем сече-
нии и напоре воды, имевшей жесткость 13,7°Н началось постепенное
уплотнение бетона, а в дальнейшем полное уплотнение бетона за счет
кольматации пор отложениями карбоната кальция.
В нормах агрессивности воды по отношению к бетону в ЧССР были
весьма жесткие требования — вода считалась агрессивной при содержа-
нии СО2 более 10 мг/л. В стандарте СЭВ эта норма увеличена до
20 мг/л. В то же время есть данные о возможности увеличить минималь-
ное содержание агрессивной углекислоты, при котором вода может счи-
таться агрессивной, до 100 мг/л. Степень агрессивности воды будет зави-
сеть от условий контакта воды и бетона сооружения. В нашей практике
не отмечалось агрессивного действия подземных вод с содержанием
агрессивной углекислоты до 200 мг/л, например на бетон железобетон-
ных свай. Это можно объяснить быстрым образованием поверхностной
защитной корки в плотном грунте в поверхностном слое бетона, состоя-
щей из карбоната кальция и продуктов коррозии, остающихся на поверх-
ности бетона. Повторное растворение карбонатной пленки требует интен-
сивной смены воды, содержащей агрессивную углекислоту.
Действие минеральных кислот. Интенсивность коррозионного процес-
са определяется наименьшей скоростью процессов: внешней диффузией
(скоростью подвода агрессивного раствора к поверхности сооружения),
внутренней диффузией ионов в порах цементного камня и химической
реакцией.
При взаимодействии агрессивных сред с цементным камнем бетона
в поверхностном слое образуются продукты коррозии. Интенсивность
коррозии зависит от плотности — проницаемости этого слоя. Состав и
свойства образующихся продуктов коррозии зависят от вида и концент-
рации кислоты.
Вопрос о степени опасности повреждения бетона минеральными
кислотами, применение которых распространено в различных отраслях
промышленности, исследовался экспериментально и теоретически. В i а-
ботах Г.В. Любарской были получены количественные характеристики
86
эффективных коэффициентов диффузии кислот и предложено разделять
кислоты на три группы по растворимости их кальциевых солей 15.24].
К I группе относятся кислоты, в результате действия которых на це-
ментный камень бетона образуется слой продуктов коррозии, состоящей
из гелей кремнекислоты, гидроксида железа, гидроксида алюминия и не-
значительного количества кристаллических включений — солей кальция.
Это соляная, азотная, хлористоводородная и другие сильные минераль-
ные кислоты.
Ко II группе относятся кислоты с растворимостью кальциевых солей
менее I г/л, которые при небольших концентрациях образуют слой про-
дуктов коррозии, состоящей из тех же продуктов коррозии, что и при
действии кислот I группы, а при высоких концентрациях — слой, состоя-
щий из тех же солей (кремнекислоты, Fe(ОН)3, А1 (ОН) 3) со значитель-
ным содержанием солей кальция в твердой фазе, что возможно при пре-
вышении концентрации аниона кислоты над растворимостью ее кальцие-
вой соли. Присутствие солей кальция повышает плотность слоя продук-
тов коррозии и снижает скорость коррозионного процесса. К этой группе
относятся фосфорная, серная, сернистая и другие кислоты.
К III группе относятся кислоты, растворимость кальциевых солей ко-
торых менее 0,002 г/л. Кислоты, образующие при всех значениях кон-
центраций слой продуктов коррозии, состоящий из гелей кремнекисло-
ты и гидроксидов железа и алюминия, уплотненных нерастворимыми со-
лями кальция. К этой группе относятся щавелевая, фтористоводородная
и кремнефтористоводородная кислоты.
Образовавшиеся на поверхности бетона продукты коррозии затрудня-
ют доступ агрессивной среды к внутренним, еще не поврежденным час-
тям цементного камня и значительно снижают скорость коррозионного
процесса (рис. 5.7). В начальный период времени, когда слой продуктов
коррозии еще незначителен, интенсивность коррозии определяется ско-
ростью химической реакции — процесс находится в кинетической облас-
ти. По мере роста слоя продуктов коррозии на поверхности бетона про-
цесс замедляется и при дальнейшем увеличении слоя продуктов корро-
зии интенсивность коррозии определяется только диффузией агрессив-
ных ионов через нрокорродированный слой к еще нс поврежденному бе
тону — процесс переходит в диффузионную область.
Для процессов коррозии, находящихся в диффузионной области,
справедливо уравнение, полученное на основе описания кинетики гетеро-
генной реакции (уравнение Таманна', которое может быть записано в
данном случае в следующем виде:
6 =Абу/£>*С0Эт, (5.1)
где 6 — глубина коррозионного повреждения; Aq - коэффициент, постоягщый для
данного состава бетона м3/кг2/2; D* - эффективный коэффициент диффузии
агрессивного вещества через слой продуктов коррозии, см2/ч; С’о - концентрация
агрессивного вещества, кг/м3, Э — химический эквивалент, представляющий собой
соотношешге масс оксида кальция и кислоты, вступающих во взаимодействие,
определяемый но уравнению
Э = ^^сао/^кисл’
где m и и - стехиометрические коэффициенты уравнения реакции между кислотой
и оксидом кальция, a Mq^q и Л7кисл - молекулярные массы оксида кальция и кис-
лоты; т - время воздействия агрессивной среды иа бетоне, ч.
87
Рис. 5.7. Глубина разрушения образцов
цементного камня и цементного раство-
ра при действии растворов НС1
1,2- дробленый цементный камень;
3-5 - цементный камень. Концентрация
НС1 1 - 0,5 н; 2.3 - 0,1 н; 4 - 0,01 н;
5-0,001 н [5.42]
Исходя из равенства потока агрессивного вещества и количества окси-
да кальция, пошедшего на его нейтрализацию, можно следующим расче-
том подтвердить применимость уравнения (5.1) [5.18].
Согласно уравнению химической реакции в случае действия на цемент-
ный камень, например раствора НС1, имеем
тЛ/Са0 пМкнсл
СаО +2HCI ->СаС12 + Н2О.
41 Ч2
Выделим в цементном камне кубический обьем с длиной ребра, рав-
ной единице (6 = 1). По уравнению химической реакции для потока
агрессивного вещества, прошедшего через этот объем, можно записать
?2 = ^1------------ (5.2)
«шСаО
При этом — количество СаО, которое содержалось в единичном
объеме цементного камня и вступило в химическое взаимодействие с
агрессивной средой, может быть определено как Ц- к, где Ц — расход це-
мента, кг/м3, к — содержание СаО в цементе, доли единицы.
Тогда количество агрессивного вещества q2, вошедшее во взаимодей-
ствие с q^, определится как
q2=Uk-----2^2- (S3)
wA/CaO
Согласно уравнению Фика доя потока агрессивного вещества q2 с кон-
центрацией Cq можно записать
q2=D*CQl8.
Для 6 ¥= 1
ЦкпМ Сп
тМ(Ы Ь
(5.4)
(5-5)
88
откуда
D*Cn тЛС „
Sdb =-----2---£12- dr. (5.6)
ЦкпМ
КИСЛ
Интегрируя (5.6), получим
6 2 D*CnmMr
— = -------О---СаО. т + с (5,7)
2 ЦкпМкнсп
При т = 0 имеем 5=0, так как слой продуктов коррозии еще не обра-
зовался Тогда постоянная интегрирования С равна нулю.
Решая (5.7) относительно 5 и введя обозначения
тМ,. „
' > - СаО
^киел
можно записать
6
(5.8)
Цк
1 в
Учитывая, что Ц (— + — ) = 1, формула для определения глуби.ui
Рц ЧРв
коррозионного поражения цементного камня в кислых средах может
быть представлена в следующем виде:
_ /2С>С0Э(ЦргЛ.),
6 - V -------------. (5.9)
Глубина коррозионного повреждения бетона может быть определена
с учетом того, что эффективный коэффициент диффузии агрессивною
вещества через слой продуктов коррозии цементного камня в бетоне и
собственно в цементном камне один и тот же. Экспериментальные дан-
ные по определению глубины разрушения бетона при действии LCI
подтвердили применимость уравнения Таммана (рис. 5.8). С учетом пло-
щади, занятой заполнителем и приходящейся на единицу поверхности
S-j, коэффициент диффузии в бетоне может быть вычислен по формуле
£>*=£>*(1-5), (5.10)
и J
или, полагая, что пористость по площади равна пористости по объему,
получим
D* = £)*(!- F_), (5.11)
в 3
где объем заполнителей в единице объема бетона, определяемый по форм ле
^=<73/Р3. (5 1)
9
С учетом (5.11) и (5.12) из формулы (5.8) получим
6 =х/^СоЭ^~С131р3)т
Цк
(5.13)
Выразив (1 —gjp3) через Ц (1 /рц +ВЩрй), получим зависимость (5.9).
Введя коэффициент A g, получим уравнение (5.1).
Для цементного камня, раствора и бетона /1g рассчитывается по фор-
муле
(5-14)
Кроме того, для раствора и бетона zig можно рассчитать по формуле
Аб = У2 (1 ~^з) (515)
В формулах (5.14), (5.15) : zig — коэффициент, постоянный для дан-
ного состава бетона, м3/кг1/2; Рц, Ри, р3 - истинная плотность цемента,
воды, заполнителей; g3 — расход заполнителей, кг/м3.
Формулы могут быть использованы для ориентировочных расчетов
глубины повреждения бетона при действии минеральных кислот. Значе-
ния величин, входящих в формулы, известны для конкретных составов
бетона. Эффективный коэффициент диффузии должен быть определен
экспериментально (см. гл. 11).
На рис. 5.9 приведены результаты исследований механизма кислотной
коррозии по данным работы [5.18]. Исследование вели методом диффу-
зии кислоты в колонке, заполненной дробленым цементным камнем.
Эксперимент продолжался 700 сут. По высоте колонки произошло раз-
деление на четко ограниченные зоны, различавшиеся по цвету продуктов
коррозии.
Были проанализированы и исследованы РФА пробы продуктов из раз-
ных участков по высоте колонки (табл. 5.4). Результаты позволяют
90
Рис. 5.9. Изменение pH и поивление слоги
с различной степенью разрушения цемент-
ного камня по высоте колонки после дей-
ствия 0,5 н раствора HCI в течение 700 сут
(см. табл. 5.4) [5.17; 5.18]
выделить такие зоны, которые отличаются по величине pH в зоне и по
степени разложения цементного камня. Метод испытаний позволил ’’рас-
тянуть” зоны. В действительности зона реакции значительно уже и дол-
жен отмечаться более резкий переход от одной зоны к другой.
Таблица 5.4. Химический состав слоев цементного камня
после действия 0,5 н раствора НС1 [5.17]
№ слоя № про- бы SiO2 Содержание, % so3 Фазовый состав
| а12°3 | Fe2°3 |с.о MgO
1 88,3 1.7 2,3 3,5 1.3 1.3 Гель Si(OH)4. незначи-
I 2 86,8 1.9 2,3 4.4 1,3 1,4 тельное количество
3 85,2 2,2 3,7 4,5 1,3 1,8 кварца
4 80 2,7 3,5 7,5 1,4 2 Гель 5|(ОН>4, увеличе-
11 5 60,2 4,3 15 10,5 13 7.8 ние содержания Ie(Oll)3C3A-3CaSO.r • юн26 C3F • СаС12 • ЮН2О CaSO4-2112O Остатки зерен клинке-
ра
Ill 6 32,5 8,9 7,6 41,3 2,7 5,3 С3А•3CaSO4 31Н2О С3АСаС!2ЮН2О Зерна клинкера
IV 7 25,9 5,9 4,8 56 2,1 4 Соединения гидратиро-
8 22,7 5,3 4,6 59,7 1,7 2,8 ванного портландце-
13 22,5 5 4,6 63,4 1,7 2,6 мента
14* 21,3 4,6 4,3 66,6 1,6 2,3 Зерна клинкера
’Исходный цементный камень.
91
5.3. КОРРОЗИЯ III ВИДА
Распространенность природных и промышленных сред, содержащих
сульфаты, агрессивные по отношению к бетону на портландцементе и
других вяжущих, обусловила необходимость определения зависимости
стойкости бетона в водных растворах различных сульфатов и разработки
способов получения бетонов, максимально стойких в таких водах без
применения вторичной защиты. Возможность и интенсивность коррозии
бетона вследствие взаимодействия цементного камня с сульфатами зави-
сит как от характеристик агрессивной среды, так и от свойств бетона.
Сульфатостойкость цементного камня и бетона определяют:
фазовый состав цементного клинкера — содержание и морфологичес-
кие особенности алюминатных фаз и алита;
тонкость помола цемента, содержание в нем гипса и минеральных до-
бавок;
вид и содержание химических добавок;
водоцементное отношение — проницаемость бетона;
вид и свойства заполнителя;
величина и особенности структуры порового пространства бетона;
прочность бетона.
Агрессивность среды определяют:
вид катиона, с которым связан сульфатный анион;
концентрация сульфат-ионов;
температура среды;
содержание в среде других соединений, особенно электролитов;
условия контакта среды с бетоном: градиент напора, скорость потока
при свободном омывании, сохранение или удаление продуктов корро-
зии, постоянное или переменное действие среды.
Характеристики бетона — пористость, прочность и проницаемость —
формируются в процессе приготовления бетонной смеси и ее твердения
и зависят от технологии производства. Этот вопрос рассматривается
отдельно, при описании мер придания стойкости бетону первичной
защитой.
Множественность факторов, влияющих на стойкость бетона в сульфат-
ных агрессивных средах, не позволяет упрощенно представить механизм
сульфатной коррозии и дать единый рецепт придания сульфатостойкости
бетону. Рассмотрим вначале наиболее часто встречающиеся условия воз-
действия коррозионной внешней среды и практически применяемые в
этих условиях бетоны. Как было установлено выше (см. гл. 1),наиболь-
ший интерес представляет определение средств первичной защиты, при-
дающей бетону стойкость в данных внешних агрессивных условиях.
Несомненно, минералогический (фазовый) состав цементного клин-
кера и вещественный состав цемента являются характеристиками, опре-
деляющими стойкость бетона к химическим коррозионным процессам,
развивающимся при контакте сульфатсодержащих водных растворов
с цементным камнем бетона (табл. 5.5). Известно, что в основе корро-
зионных процессов в сульфатной среде лежит взаимодействие сульфат-
ионов с гидроксидом кальция и гидроалюминатами цементного камня.
Основные процессы в системе цементный камень — сульфатные раство-
ры в настоящее время можно считать установленными, хотя о механиз-
ме разрушения прочности и о деталях этих процессов дискуссия продол-
92
жается Можно считать твердо установленным, что наибольшее значение
дли коррозионного повреждении цсмешною камни iimcci образование
гидросульфоалюминатов кальция и гипса. Это обусловлено различием
в суммарном объеме продуктов реакции, образующихся из единицы
обьема компонент реагирующего цементного камин. При обра ioiiuhiih
CaSO4 '2H2O из Са(ОН)2 и находящегося в растворе сульфата натрия
объем увеличивается в 2,34 раза, при образовании ЗСаО • А12О3 3CaSO4 •
•32Н2О из ЗСаО А12О3 -6Н2О и находящегося в растворе сульфата нат-
рия объем увеличивается в 4,8 раза. Вопрос об условиях образования и
стабильности и трехсульфатной и моносульфатной форм исследовался
неоднократно [5.23,5.69,5.25].
Таблица 5.5. Агрессивность воды по содержанию сульфатов
Цемент Вода неагрессинна при содержании суд^фатон в пересчете па ионы SO*~, мг/л, не более, при содержа- нии ионов НСО3, мг-экв/л
до 3 | свыше 3 до б| свыше 6
Портландцемент по ГОСТ 10178—7§ 250 500 1000
Портландцемент по ГОСТ 10178-85 с содер- жанием н клинкере C3S ие более 65%, С3А не более 7%, C4AF не более 22% и шла- копор тландце мент 1500 3000 4000
Сул ьфато стой кие цементы по ГОСТ 22266-76 (с иэм.) 3000 6000 8000
Примечания:!. Показатели, приведенные в таблице, действительны для
бетона с маркой по водонепроницаемости W4, при водонепроницаемости W6 пока-
затели таблицы умножаются на коэффициент 1,3; при IV8 — на коэффициент 1,7.
2. Показатели, приведенные в таблице, действительны для сооружений, располо-
женных в открытом водоеме или в грунтх с коэффициентом фильтрации Лусвыше
0,1 м/сут. При i-рунтах с Ку менее 0,1 м/сут показатели умножаются на 1,3.
Существуют две формы гидросульфоалюмината — эттрингит трехсуль-
фатная форма и моносульфатная форма - ЗСаО • А12О3 -CaSO4 12Н2О и
ЗСаО -А12О3 - 3CaSO4.32Н2О. З.М. Ларионовой [5.23] показано, что при
обычных температурах образуется, в первую очередь, эттрингит. Иссле-
дованиями Калоузек [5.76]. установлено, что образующийся сначала
эттрингит переходит в дальнейшем в результате взаимодействия с гидро-
алюминатом кальция в моносульфатную форму.
Гидросульфоалюминат кальция растворяется с разложением, причем
в растворе содержится, мг/л: СаО — 0,13; А12О3 —0,035 и SO3 —0,125;
в 3%-м растворе NaCl соответственно: 0,295,0,115 и 0,23.
В жидкой фазе, заполняющей поры цементного камня, эттрингит
кристаллизуется из раствора в виде игольчатых кристаллов (гексагс-
нальные призмы) с показателями преломления п = 1,463 и 1,469. Линии
кристаллической решетки: 9,7; 5,6; 4,7; 3,88-10'10 м. При значитель-
ном развитии кристаллы гидросульфоалюмината сращиваются, образуя
сферолиты. Плотность кристаллического гидросульфоалюмината 1,48 г/
/см .
9J
Стабильность гидросульфоалюминатов кальция исследовали Х.И. Гхо-
раб и Е.А. Кишар [5.69]. Исследования чистых препаратов трех-и моио-
сульфатной форм гидросульфоалюминатов показало, что эттрингит ста-
билен в воде при 30 и 60°С. При температуре 100°С эттрингит переходит
в моносульфатную форму, что подтверждают данные как Калоуз^ка
[5.76], так и более ранние данные Т.Н). Любимовой [5.25].
В растворах NaOH эттрингит стоек до концентрации 0,2М и температу-
ре 30°С, при более высоких концентрациях щелочи и более высоких тем-
пературах эттрингит превращается сначала в моносульфатную форму (в
0,08М NaOH при 60°С), а затем в фазы, не содержащие сульфата (в 1М
NaOH при 30° и в 0,2Л? при 60°С) [5.69]. При кипячении обе формы
гидросульфоалюминатов в разбавленных растворах щелочи разлагаются
до гидрогранатов, а в концентрированном растворе щелочи до портлан-
дита. Эти данные представляют интерес при анализе коррозионной стой-
кости бетонов в растворах щелочей, особенно бетонов на напрягающих
цементах или других вяжущих на сульфоалюминатной основе. Механизм
разрушающего действия сульфатов на портландцементный камень трак-
товался по-разному. Классическое объяснение [5.47] было основано на
представлении об увеличении объема твердой фазы, состоящей из гидро-
алюминатов кальция при ее взаимодействии с сульфат-ионами из раство-
ра. Реакцию в твердой фазе точнее можно рассматривать как процесс,
идущий на поверхности твердой фазы с образованием новых соединений
на месте существования первичной алюминатной составляющей. Увеличе-
ние объема при этом, например при образовании трехсульфатной формы
гидросульфоалюмината кальция, составляет 5,1 раза по сравнению с
объемом гидроалюмината кальция. Это обусловливает развитие внутрен-
него давления и, как следствие, — развитие внутренних напряжений и
образование микротрещин, которые разрастаются и по наиболее слабым
сечениям образуют макротрещины [5.47].
Гипотезу, не считающую образование эттрингита главной причиной
сульфатного разрушения, еще в 1963 г. высказали Чэттерджи и Джеффе-
ри [5.62]. В этой работе был высказан ряд заслуживающих внимания
соображений, которые дают объяснение некоторым наблюдаемым фак-
там при исследовании сульфатостойкости бетонов на различных, в том
числе сульфатостойких, Цементах. В частности, авторы [5.62] отмечают,
что при исследовании пасты из С3А и гипса без добавок и с добавкой
Са(ОН)2 расширение отмечалось только в пастах с гидроксидом каль-
ция. Рентгенофазовый анализ показал, что образуется в этих условиях
эттрингит, который переходит в моносульфатную форму. Первоначаль-
ной алюминатной фазой является С4АНХ, что совпадает с данными
З.М. Ларионовой [5.23]. Фаза С4АНХ переходит при взаимодействии
в твердой фазе в моносульфат. Принимается, что устойчивой формой
гидроалюмината кальция является С4АН13.
При молярных объемах «по справочным данным: С3АН6 - 150;
С4АН19 - 371; С4АН13 - 277,4; С3АСГН12_-312,7; C3A3CsM32-
725,2; Са(ОН)2 — 33,2 см3/моль; C3A3CsH32 + 2С4АН13 + aq =
= 3C3ACs~H12 + 2СН + aq реакция перехода эттрингита в моносульфат-
ную форму сопровождается уменьшением объема на 21%. Следователь-
но, эта реакция может и должна идти не только в жидкой фазе, но и на
поверхности твердой. В структуре С4АН13 шесть групп ОН' присутст-
вуют в октаэдрическом слое, а семь вне его. При образовании моно-
94
сульфата две из внешних групп ОН- заменяются сульфатными груп-
пами. Конверсии С.4Л1Ц 3 стаповнгсн процессом обмена нопон, пропеку
днщим как реакция твердое - жидкость. Эттрингит, при лом служит
источником сульфат-ионов в жидкой фазе. Объем при реакции С4ДН13 +
+ SO^- + aq ~ С3А -CaSO4 • 12П2О + 20П~ + aq увеличивается па 1457.
При увеличении объема развиваются местные сжимающие напряжения.
При погружении образцов на обычном портландцементе в раствор
сульфата натрия могут идти три процесса:
образование моносульфата из С4АН13, сопровождаемое расшире-
нием;
образование кристаллов гипса и гидроксида натрия в результате взаи-
модействия Са(ОН)2 + Na2SO4 = CaSO4 + 2 NaOH.
Образование гипса также может вести к расширению, так как увели-
чение концентрации NaOH в поровом растворе подавляет растворимость
Са(ОН)2 и увеличивает растворимость С4АН13.
На основании этой гипотезы повышенная стойкость сульфа юеюйких
портландцементов может быть объяснена отсутствием при их гидратации
образования С4АН13 и малой реакционной способностью C4AF. Как ука-
зывалось образование четырехкальциевой формы гидроалюмината
[5.23] является первичным процессом, и образование С3 AHg становит-
ся возможным только в случае недостаточного количества гипса для свя-
зывания в первоначальный период гидратации алюминатной фазы це-
ментного клинкера. На этом основывается зависимость сульфатостой-
кости цементов от тонкости помола цемента [5.53].
Роль эттрингита в разрушении бетона исследуется до последнего вре-
мени. Вопрос этот остается актуальным и в связи с разработкой расши-
ряющихся и безусадочных цементов, основанных на увеличении объема
при образовании эттрингита [5.20]. В частности, в работе Мехта [5.84]
указывается, что нет прямой связи между количеством эттрингита, обра-
зующегося в цементном камне, и расширением. Устанавливается, что
эттрингит может в зависимости от условий кристаллизоваться в различ-
ных кристаллических формах — сравнительно крупных кристаллах, не
дающих расширения (длиной 10—100 мкм), и в виде мелких кристаллов
(длиной 1—2 мм и 5 = 0,1—0,2 мкм), образующихся с развитием внут-
ренних напряжений. Вопрос о роли формы и размера кристаллов в воз-
можности возникновения и величине расширения обсуждается в работе
Р. Дрон и Ф. Бриво [5.66]. Предложенная авторами система построения
диаграммы фазовых равновесий в системе СаО-А12О3 — CaSO4 — Н2О
(рис. 5.10) позволяет прогнозировать условия образования и равновес-
ного существования эттрингита в зависимости от концентрации гипса и
гидроксида кальция.
В результате экспериментального исследования этой системы и явле-
ний кристаллизации эттрингита авторы пришли к заключению, что при
кристаллизации эттрингита из сильно пересыщенной жидкой фазы, по-
лученной растворением гипса, извести и безводного сульфоалюмината
кальция, на поверхностях контакта появляется очень высокое давление
в десятки МПа, что объясняет расширение, возникающее при кристалла
зации; игольчатая морфология кристаллитов и их лучевое расположение
приводят к тому, что работа сил давления направляется на поверхности,
преимущественно располагающиеся на концах игл и на периферии сферо
литов, пока одна из этих поверхностей не упрется в кристалл соседнего
95
Рис. 5.10. Диаграмм а состояния системы СаО-А120з-Са$04-Н2О в логарифми-
ческих координатах [5.66]
С = [Ga2*] [О//-]1; X = logC; А = [AlfOHfr]2 /[ОН~]2; у = logA; С =
= [Со2*] [SO2~]/ z = logCS
ПРОЕКЦИЯ НА ПЛОСКОСТЬ XOZ
сферолита, но в течение короткого промежутка времени, который
отделяет сближение на молекулярном уровне от свободного контакта
срастания; слабая эффективность работы кристаллизации объясняет,
что давление набухания, определяемое стеснением, выражает лишь не-
большую долю давления кристаллизации, возникающего вследствие
фактора пересыщения.
Новые взгляды на механизм расширения при образовании эттрингита
позволяют более обоснованно анализировать коррозионные процессы
и их результаты при сульфатной коррозии бетона на различных цементах.
Рассмотрим влияние некоторых факторов на интенсивность сульфат-
ной коррозии бетона. В лабораторных условиях было проведено значи-
тельное число исследований влияния расчетного содержания трехкаль-
циевого алюмината на сульфатостойкость цементного камня, раствора
или бетона. В работе [5.102] проанализировано свыше 50 методов опре-
деления сульфатостойкости. Несмотря на некоторые различия в резуль-
татах и выводах, обусловленных особенностями методов, наиболее
достоверный вывод сводится к выявлению отрицательной роли С3А
в сульфатостойкости цемента (точнее цементного камня на данном це-
менте) .
Экспериментальные данные и обработка результатов ранее выполнен-
ных исследований привели В.М. Москвина [5.28] к выводу о том, что
трехкальциевый алюминат оказывает значительное влияние на сульфато-
стойкость портландцемента [5.28, с. 224]. С.В. Шестоперов также экспе-
риментально подтвердил [5.52] определяющее влияние содержания С3 А
на сульфатостойкость бетона, а также показал и роль этого минерала в
водостойкости бетона. Ф.М. Иванов и Г.В. Любарская [5.14] привели
данные о существенном различии в поглощении сульфатов цементными
растворами при различном содержании С3А в цементе (табл. 5.6). В
обширных экспериментальных исследованиях Я. Ямбора, подытоженных
в работах [5.73, 5.74], показано, что сульфатостойкость изменяется
обратно пропорционально содержанию С3А в цементном клинкере (рис.
5.11).
96
Таблица 5. 6. Влияние минералогического состава цементного
клинкера па поглощение сульфа кш цементным камнем [5.23]
Вид цемента Содержание в клинкере, % Минераль- ная добав- ка, % Количество поглощен- ного сульфата, % SO3 по массе цемента, пос- ле, мес
C3S С3А
6 1 12
Сульфатостойкий портланд- цемент 73 4,3 Опока 10 1,51 1,68
Высокоалюминатный порт- ландцемент 73 14,9 — 1,85 2,42
Примечание. В/Ц = 0,27; содержание гипса в цементе 5%. Погружение i
раствор Na2SC>4 с концентрацией 1500 мг/л в расчете на SO^.
Эти и другие данные свидетельствуют, что при прочих равных усло-
виях содержание в клинкере С3А (даже расчетное) характеризует его
сульфатостойкость.
Следует иметь в виду и другие, влияющие на сульфатостойкость, пара-
метры. Например, в работе Наду [5.31] показано, что в зависимости от
условий обжига алюминатная фаза клинкера может иметь различны";
фактический фазовый состав, а цемент на таких клинкерах — различную
сульфатостойкость (рис. 5.12). Уже упоминалось, что увеличение тонкос-
ти помола цемента приводит к увеличению количества С3А, доступное >
для гидратации и способного к реакции с сульфаi-ионами, чю «юж.
привести к понижению сульфатостойкости цемента. Увеличение сульф -
тостойкости цемента с повышенной тонкостью помола может быт.,
достигнуто за счет увеличения дозировки гипса, который связывает алю-
минатную фазу в первый период гидратации без нарушения прочности бе-
тона.
Влияние содержания трехкальциевого силиката на сульфатостойкость
цементов не было твердо установлено [5.19], однако в работе Димич и
Дролич [5.65] показано на основании испытания 7 портландцементов,
Рис. 5.11. Влияние содержания С3А в цемен-
те на количество сульфатов, связываемое
цементным раствором (1:3, В/Ц = 0,6).
Концентрация сульфата натрия 10000 мг/л
(в расчете на SO4), срок испытания 1 год
СОДЕРЖАНИЕ С3А В ПОРТЛАНДЦЕМЕНТАХ
614 7
Рис. 5.12. Влияние ыруктуры (фазового
состава) клинкера на сульфатостойкость
цементов с различным содсржавием С3А
• обжиг в длинной печи, быстроохлаж-
денный клинкер; О - обжиг в короткой
печи, медленно охлажденный клинкер;
Кс - коэффициент стойкости после
6 мес твердения образцов в растворе
Na2SOA - 5% [5.50]
Рис. 5.13. Влияние содержания C3S иа суль-
фатостойкость цементов
О — сульфатостойкие портландцементы с
содержанием С3А от 1,Идо 4,2%; ф — обыч-
ный портландцемент, содержащий 10,3%
С3А; R - относительная прочность на рас-
тяжение при изгибе после твердения в ра-
створе Na2SOn; ЮН2О - 10% 56 сутпо от-
ношению к твердевшим в воде в течение
того же срока. Образцы 10x10x60 мм из
раствора 1:3, В/Ц -0,6 [5.65]
что C3S имеет большое значение для сульфате стойкости (рис. 5.13).
В работах НИИЖБ [5.19] было показано, что на основании испытаний
заводских портландцементов различного минералогического состава с
активными минеральными добавками, что при низком содержании С3А
(менее 5%) сульфатостойкость бетонов на таких цементах аналогична
сульфатостойкости бетонов на цементе, отвечающем всем требованиям
стандарта, т.е. с ограничением содержания не только С3А, но и C3S. В
этом случае важно для сульфатостойкости содержание в портландцемен-
те активной минеральной добавки. Это факт, основанный на изменении
фазового состава продуктов гидратации портландцемента в присутствии
активного кремнезема. В цементном камне пуццоланового портландце-
мента содержится пониженное количество свободного гидроксида каль-
ция или его не содержится совсем. Повышенная сульфатостойкость бето-
нов на нуццолановых портландцементах отмечалась в ранних исследова-
ниях сульфатостойкости [5.37] и неоднократно подтверждалось при
последующих испытаниях. В последние годы выполнено большое число
работ по исследованию сульфатостойкости бетонов с активными мине-
ральными добавками различного вида: пуццоланами (трасс, опока' тре-
пел), шлаками (доменный гранулированный шлак), пылевидной золой
(зола-унос), микрокремнезем (пылевидный отход производства ферро-
силиция) и смешанных добавок из этих основных компонентов. Во всех
случаях сульфатостойкость с введением активных минеральных добавок
98
iioiibiiuaeicii. Ошималыюе количество добавок находи ten и пределах
10 ЗО'Х и записи! не только oi их действия па сульфагосюпкосн., но и
ог влияния на другие важные строительно-технические свойства бетона —
прочность, морозостойкость, водонепроницаемость. Причем при ограни
чеиных количествах минеральных добавок и введении дополнительно
пластифицирующих и воздухововлекающих органических добавок проч-
ность и морозостойкость могут быть выражены. Приведем некоторые
конкретные данные о сульфатостойкости цементов с активными мине-
ральными добавками.
К таким цементам следует прежде всего отнести шлакопортлапдце-
мешы, занимающие существенную долю в общем производстве цемента.
В стандарте СССР на сульфатостойкие цементы (ГОСТ 22266 76 с изм.)
приведены следующие требования к сульфатостойкому шлакопортланд
цементу: содержание С3А в клинкере не более 8%, содержание шлака от
21 до 60%. Содержание глинозема в шлаке не более 8%. Исследования,
проведенные в Южгинроцементе и НИИЖБ показали, что такой шлако-
портландцемент обладает сульфатостойкостью, не меньшей, чем сульфа
тостойкий портландцемент. На основании данных о сульфатостойкости
шлакопортландцементов, удовлетворяющих требованиям обычного
стандарта на портландцемент и его разновидности (ГОСТ 10178—85)
в СНиП 2.03.11—85 обычные шлакопортландцементы приравнены по нор-
мам агрессивности жидкой среды и по содержанию сульфатов к порт-
ландцементам с нормируемым минералогическим составом (ограниче-
ние содержания С3А не более 7%, C3S — не более 65% и сумма С3А +
+ C4AF — не более 22%.
Зависимость сульфатостойкости шлакопортландцемента от содержа-
ния шлака и тонкости помола цемента изучали Пухальский и Дудник
[5.36]. Показано, что с увеличением тонкости помола цемента повы-
шается его сульфатостойкость, особенно цемента на клинкере с повы-
шенным содержанием С3А (9—10%). Испытания проведены на шлаке с
содержанием 8—10% А12О3. Основные исследования свойств сульфато-
стойких шлакопортландцементов проведены в Южгипроцементе
И.А. Крыжановской и др. [5.21]. Показано, что сульфатостойкнс шлако-
портландцементы могут быть получены при содержании шлака до 60% и
при указанных выше характеристиках клинкера и шлака по содержанию
алюминатных фаз. Такие цементы могут применяться практически на-
равне с сульфатостойким портландцементом. Морозостойкость бетона на
таких шлакопортландцементах может быть повышена применением
общеизвестных воздухововлекающих добавок. При этом может быть
достигнута весьма высокая морозостойкость - до марки F500.
Исследование шлакопортландцементов с тонкостью помола — 3000 и
3800 см2/г с различной дозировкой шлака — от 25 до 70%, выполненное
на образцах из цементного раствора (состава 1:3, В/Ц = 0,5)[5.87], пока-
зало, что на клинкере с повышенным содержанием щелочей могут быть
получены бетоны, в которых не проявляются отрицательные свойства,
характерные для портландцементов на таких клинкерах. Получена так-
же повышенная сульфатостойкость бетонов.
Появились и исследования шлакопортландцементов с добавками зо-
лы-уноса и микрокремнезема. Их свойства определяются свойствами
и соотношением компонентов.
Сульфатостойкость цемента с добавкой золы-уноса изучалась в ряде
работ. В работе [5.101] было показано, что вяжущее, состоящее из порт-
99
ландцемеита и 50% золы-уноса обладает сульфатостойкостью в растворе
Na2SO4, содержащем сульфаты, 5 г/л в расчете на SO^ .
Эффективность повышения сульфатостойкости введением пуццолано-
вых добавок была проверена экспериментально и во всех случаях оказы-
валась повышенной по сравнению с сульфатостойкостью исходного порт-
ландцемента. Примерами могут служить данные работы [5.33] о повы-
шенной сульфатостойкости сланцезольных цементов, или [5.67] об эф-
фективности добавок молотого сталеплавильного шлака.
Исследования так называемых карбонатных цементов, содержавших
добавки молотого известняка, выполненные еще в пятидесятые годы
[5.56], показали повышение сульфатостойкости бетонов на этих цемен-
тах по сравнению с бетонами без добавки. Эти данные подтверждались и
в других работах [5.78]. Одновременное применение заполнителя и тон-
комолотой добавки из карбонатных пород позволило получить бетоны
повышенной сульфатостойкости на основании исследований [5.3], на-
шедших практическое применение в строительстве в Крыму.
Литература о сульфатостойкости бетонов на вяжущих из портланд-
цемента с минеральными добавками различного состава, содержащими
активный кремнезем, весьма обширна и показывает, что в практике
строительства преимущества таких смешанных цементов используются
недостаточно эффективно. Следует включить в номенклатуру сульфато-
стойких цементов и некоторые виды смешанных цементов.
Для сульфатостойкости бетона не безразлично, с каким катионом
связан в агрессивном растворе сульфат-ион. Катион характеризует как
свойства электролита, например его растворимость в воде, так и опреде-
ляет свойства продуктов взаимодействия сульфатного раствора с компо-
нентами цементного камня, особенно легкорасгворимыми солями ще-
лочных металлов и гидроксидом кальция. Наибольшее значение имеют
свойства образующихся гидроксидов, во многом определяющих ход хи-
мических реакций в системе цементный камень — сульфат. Из наиболее
часто встречающихся сульфатов как в природных, так и в промышлен-
ных агрессивных средах, следует назвать сульфаты натрия и калия, ко-
торые при взаимодействии с гидроксидом кальция образую! натриевую
и калиевую щелочи. Поэтому в растворах сульфаюв калия и натрия
следует иметь в виду возможность щелочной коррозии. Образование гид-
роксидов щелочных металлов приводит с течением времени в конструк-
циях, находящихся в воздухе, к карбонизации цементного камня через
образование карбонатов калия и натрия, которые, в свою очередь, реаги-
руя с гидроксидом кальция, образуют карбонат кальция. Таким обра-
зом, возможен непрерывный процесс, при котором весь выделившийся
в процессе гидратации гидроксид кальция будует значительно быстрее
переведен в карбонат кальция. При этом,однако,следует учитывать, что
растворимость гидроксида кальция в присутствии щелочи будет снижать-
ся и весьма существенно (см. гл. 2), что будет замедлять процесс. Иссле-
дование суммарной кинетики этих процессов должно дать ответ на воп-
рос о степени опасности сульфатов щелочных металлов.
В работе [5.32] было показано, что растворы сульфатов по увеличе-
нию степени агрессивности располагаются в следующий ряд в зависимос-
ти от вида катиона: Na+; Са , Mg2+; NH4. Высокая агрессивность суль-
фата аммония определяется возможностью удаления аммиака из водно-
го раствора, после его взаимодействия с гидроксидом кальция, что де-
100
ласт згу реакцию необратимой. Это относится и к другим солям аммо
пня
Высокая агрессивность растворов сульфата магния обусловлена ни -
кой растворимостью гидроксида магния, что приводит к необратимом:'
ходу процесса взаимодействия сульфата магния и гидроксида кальция.
Сравнительная агрессивность сульфатов с различными катионами ис-
следовалась обстоятельно в работах (5.45, 5.46]. На основании получен-
ных данных все основные сульфаты, связанные с различными катиона-
ми, по степени агрессивности могут быть распределены на следующи
три группы:
I — слабоагрессивные: Zn2+, Cu2+, Са2+;
II — умеренноагрессивные: Na+, К+, Mg2+, Ni2+;
III — сильноагрессивные: NH|, Al3+, Fe3+, Mn2+.
Первостепенное значение для сульфатостойкости бетонов имеет сте-
пень их непроницаемости. Для бетонов различной проницаемости изменя-
ется характер коррозионного повреждения и соответственно степень опа
сности коррозии. В пористых образцах разрушение идет по всему сече-
нию образца, для плотных коррозионный процесс развивается с повер: -
ности с постепенным разрыхлением поверхностных слоев. Было показ
но [5.12], что для каждого состава и вида бетона существует свое знач -
ние предельного накопления в структуре сульфатов, которое явлчетс >
критическим, определяющим предельное состояние бетона ио сульфат'
стойкости. Обработка данных различных исследований [5.3], а таки
прямые эксперименты показали, что эта величина, отнесенная к содержа-
нию цемента в бетоне, может составлять от 6 до 12%. Отмечается такая
закономерность: чем выше пористость бетона, тем более высоким долж-
но быть предельное содержание — накопление сульфатов для достижения
критической величины. В то же время, чем более проницаем бетон, тем
быстрее идет в нем накопление агрессивных ионов. В конечном резуль-
тате интенсивность проникания сульфат-ионов является решающей, я
плотные бетоны оказываются более стойкими в агрессивных сульфы-
ных средах.
Экспериментальные данные о сульфатостойкости (5.14. 5,15| иози'
лили ушаноынь первые приближенные зависимое ш С|
ков службы от кинетики накопления сульфатов. Установленные ирини
пиальные зависимости скорости сульфатной коррозии от времени дейс
вия агрессивного раствора (рис. 5.14) и концентрации сульфатном
(рис. 5.15) послужили основой для разработки методики расчета ср
ков службы бетона в жидких сульфатных средах (см. гл. 11).
Сульфатная коррозия может быть и одной из заключительных стадии
более сложных коррозионных процессов, например биокоррозии в сре. с
сероводорода. Тионовые окисляющие бактерии окисляют сероводород
до серной кислоты, которая и воздействует на бетоны сначала как кисл
та, а затем и как сульфат кальция (см. гл. 5.5).
Повышение сульфатостойкости бетона за счет применения добавь
высокоактивного кремнезема (микрокремнезема) отмечается в ря,
зарубежных работ [5.68], а также в исследованиях, выполненных в 411 I
[5.16]. Эффективность этой добавки определяется как ее пуццоланичс
ким действием, так и уплотнением микроструктуры, ввиду того, чп.
микрокремнезем имеет размер зерен, меньший, чем размер зерна цеме
та, и размещается в промежутках между последними, создавая бол
плотную структуру цементного камня. Его высокая активность прив
101
Рис. 5.14. Зависимость количества пог-
лощенного сульфата от времени и кон-
центрации раствора сульфата натрия
Цифры у кривых - концентрация ра-
створа, мг/л, в расчете на SOi~: 1 —
1500; 2 - 5000; 3 - 12000; 4 -20000
[5J4]
Рис. 5.15. Зависимость поглощен-
ного количества сульфатов в зави-
симости от концентрации и за разные
сроки твердения
Длительность испытания, сут: 1 -
274; 2 - 365; 3 - 554; 4 - 980
[5.74]
дит к образованию большого объема гидросиликатов кальция уже в на-
чальные сроки твердения, что выгодно отличает эту добавку от обычных
пуццоланических веществ.
Существенное влияние на стойкость бедонов в сульфатных растворах
оказывает фактический состав природных или промышленных агрессив-
ных сред. Давно было отмечено, что коррозия в морской воде идет ме-
нее интенсивно, чем в чистых растворах, например, сульфата магния,
который является основным агрессивным компонентом морской воды.
Исследованиями последних лет установлено, что на степень агрессивнос-
ти сульфатных природных вод значительное влияние оказывает содержа-
ние в них временной жесткости (бикарбонатпой щелочности). Влияние
содержания бикарбонатных ионов (НСО3) пронвляется в уменьшении
интенсивности процесса сульфатной коррозии. В работе [5.14] было
показано, что в присутствии бикарбонатов интенсивность коррозионных
процессов сульфатной коррозии существенно замедляется (рис. 5.16).
Это было подтверждено и в исследованиях интенсивности коррозии в
морской воде [5.10]. В морской воде на поверхности бетона при благо-
приятных условиях образуется пленка, состоящая из слоев брусита и
кальцита. В эксперименте [5.9] были получены пленки толщиной
150 мкм, что и приводило к замедлению коррозионных процессов.
В настоящее время показатель содержания НСО3 использован в нор-
мах СНиП 2.03.11—85 при оценке сульфатной агрессивности воды (табл
5.7).
Влияние относительно небольшого содержания хлорид-иона в сульфат-
ных растворах видно из экспериментальных данных (рис. 5.17). Это
влияние незначительно и перекрывается основными зависимостями суль-
102
Таблица 5.7. Максимальное содержание сульфатов в жидких
средах, не агрессивных по отношению к бетону на портландцементе
при марке по водонепроницаемости W6 (СНиП 2.03.11-85)
Цемент Содержание сульфатов в расчете на ион SO4 _, мг/л, при одновременном содер- жании бикарбонатов НСО^, мг-экв/л
до 3 | свыше 3 до | свыше 6
Портландцемент по ГОСТ 10178-85 250 500 1000
Портландцемент. С3А менее 1% C3S менее 65% С3А + C4AF менее 22% 1500 3000 4000
Шлакопоргландцемент и сульфатостойкие цементы по ГОСТ 22266-76 (с изм.) 3000 6000 8000
фатостойкости от содержания в цементе трехкальциевого алюмината
(С3А) и от содержания в растворе сульфат-ионов.
Для решения вопроса о мерах защиты бетона в конструкциях от дей-
ствия сульфатов важно знание кинетики коррозионных процессов.
Исследования показали, что для случая полного погружения в сульфат-
ный агрессивный раствор и при условии сохранения слоя продуктов кор
розии на месте действительны диффузионные уравнения вида Q = А у/т
Рассмотрение кинетики коррозионных процессов на основе разработки
математического моделирования выполнено А.Ф. Полаком Однако нам
представляется, что введение в модели некоторых параметров и ’’идеали-
зация” процессов в предлагаемых зависимостях снижают надежность по-
лучаемых результатов [5.34, 5.35] и цр. В данное.время мы ограничи-
ваемся подходом, основывающимся ча экспериментальных исследова-
ниях.
Это уравнение, в котором коэффициент А будет изменяться в завися
мости от конкретных условий испытания и от характеристик состава б<
тона — его проницаемости. Например, в упомянутых работах Ямбор.
были предложены коэффициенты уравнения вида Q =А у/т'для портланд-
цемента с содержанием С3А 11,4 и при исследовании кинетики коррози
в образцах малого размера.
Рис. 5.16. Поглощение сульфатов при раз-
личной жесткости сульфатной агрессивной
среды. Состав раствора 1:3, B/ZZ = 0,5. Срок
испытания 600 сут
1 - раствор Na^SOn - 10 г/л; 2 - то же, и
HC(J^ =2,8мгэкв/л 3 - то же, и НСО3 -
= 8,4 мгэкв/л [5.75]
103
Рис. 5.17. Влияние содержания CI на
поглощение сульфатов образцами це-
ментного камня (В/Ц = 0,3) из раствора
Na2SC>4
1...4 - высокоалюминатный портланд-
цемент, С’зЛ - 14,4%; 5,6 - низкоалю-
минатный портландцемент, СуА - 4%.
Состав растворов: содержание SO2^-:
1, 2, 5, 6 —50 000мг/л; 3, 4 - 1000мг/л;
содержание Cl : 1, 4, 5 - 3000 мг/л
При испытании в растворах Na2SO4 с концентрацией 5% показано, что
для приближенного прогноза можно пользоваться зависимостью Таман-
ца, в которой дается связь между количеством реагирующего вещества
и концентрацией во времени
Q = Ях/С7.
Имея данные о кинетике коррозионного процесса за начальный пе-
риод времени (порядка 1—2 лет) может быть сделан прогноз дальнейше-
го развития коррозионных процессов (см. гл. 11).
В последнее время появились исследования, показывающие, что при
температурах ниже 10°С в коррозионном разрушении бетона одновре-
менно с сульфатной коррозией может играть определенную роль и обра-
зование сульфокарбосиликата — таумазита, имеющего формулу СаСО3 •
CaS04 -CaSiO3 14Н2О [5.83, 5.88]. Образование этого минерала отме-
чено в старых сооружениях, в которых бетон одновременно с сульфат-
ной коррозией за счет растворения в атмосферной влаге сернистого и
серного ангидридов подвергается карбонизации. Одновременное при-
сутствие в цементном камне сульфатов и карбонатов также способствует
образованию наряду с эттрингитом и таумазита, который дает рыхлую
структуру цементного камня.
Основным направлением повышения стойкости бетона в растворах
сульфатов является создание структуры цементного камня — как хими-
чески, так и физически стойкого, т.е. плотного цементного камня на це-
менте с минимальным содержанием алюминатной фазы и ограниченным
содержанием свободного гидроксида кальция. Такими цементами
являются сульфатостойкие портландцементы и цементы с добавками
топкомолотого доменного гранулированного шлака или пуццолановых
добавок повышенной активности. Как показывает накопленный опыт,
при тщательном изготовлении и уплотнении бетоны, твердевшие в благо-
приятных темпера гурно-влажпосгных условиях, moi уг выдержать без за-
щиты поверхности достаточно высокое содержание сульфатов порядка
10 г/л в расчете на ион SO| Это значительно упрощает решение задачи
защиты от коррозии конструкций в природных и промышленных агрес-
сивных условиях.
5.4. КОРРОЗИЯ БЕТОНА В РАЗНЫХ СРЕДАХ
Число сред, агрессивных по отношению к бетону и арматуре, как г
природных условиях, так и в промышленности весьма велико. Проведен-
ное рассмотрение трех видов (см. гл. 2) типичных коррозионных процес-
104
сов и сюйкосги бетона позволяет объединить отдельные случаи корро-
зии в различных средах по общим признакам механизма коррозии. Одк
ко на практике встречаются агрессивные среды такого состава, при кот -
ром совмещаются процессы коррозии, протекающие по двум или трем
механизмам одновременно, что, например, характерно для многокомпо-
нентных сред. Кроме того, возможны условия, при которых на химичес-
кий коррозионный процесс накладываются специфические воздействия,
например, многократное насыщение и высушивание бетона. Специфиче •-
ким может быть и воздействие некоторых сред, которые не реагируют
с бетоном, например нефти или продуктов ее переработки. Свои особен-
ности накладывает и присутствие в окружающей среде живых (биологи-
ческих) организмов, прежде всего, микроорганизмов.
Морская вода — одна из наиболее распространенных природных мно-
гокомпонентных сред, представляет собой сложную физико-химичес-
кую систему, в которой содержатся солн-элсктролиты, агрессивные по
отношению к бетону: хлорид натрия, сульфат и хлорид магния, супы] it
кальция (табл. 5.8). При контакте с бетоном развиваются процессы взаи-
модействия этих солей с цементным камнем.
Таблица 5.8. Состав воды океана и морей
Наименование Общая со- леность, г/л Содержание ионов, г/л
СГ | SO4~ |~с°3г- Na+ 1 КЛ2+ Mg
Океан 35 19,4 2,7 0,07 10,7 1,3 0,42
Черное море 18 9,9 1,4 0,04 5,5 0,67 0,22
Каспийское море 13 5,4 3,1 0,11 3,3 0,74 0,35
Состав морской воды для океана и сообщающихся с ним морей б. и-
зок и отличается только общей концентрацией [5.1, 5.95]. В замкну, ix
морях (например, Каспийском) и крупных соленых озерах состав paci-
воренных солей может существенно отличаться [5.19].
Исследования стойкости бетона и железобетона в морских сооруже-
ниях проводились многократно, начиная с первых опытов в натурв ix
условиях, когда долговечность сооружений оценивалась на основа» чи
наблюдений за существующими сооружениями [5.38, 5.59]. В нашу >:•-
дачу не входит исторический обзор таких наблюдений и исследован,-
Можно лишь отметить, что результаты, полученные при обследованиях,
приводили зачастую к противоположным выводам, в зависимости от
собственно! о опыта специалиста. Так, академик А.А. Байков, оено:
ваясь на обследованиях черноморских сооружений, проведенных в на i-
ле века А.Р. Шуляченко и В.И. Чарномским, а также собственных исс ie-
дованиях стойкости цементов и бетонов и наблюдениями за состояни м
сооружений, главные выводы основывал на анализе химических прог >
сов между солями морской воды и минералами цементного кам .
Отсюда следовало, что стойкость в морской воде определяется мине, ,-
логическим составом цемента и проблема стойкости бетона может бт , ь
решена применением пуццолановых цементов, значительно более хими-
чески стойких по отношению к солям, содержащимся в морской во з.
В то же время А.Г. Федоров, крупный инженер-строитель морских п> >-
1'15
2 6 8 10 12 15 18 I8 7.C^
ПРЕДЕЛЫ
ASTM
ЦЕМЕНТЫ.СТОЙКИЕ
В МОРСКОЙ ВОДЕ
СдД
503
ФРАНЦУЗСКИЕ
' НОРМЫ
ЦЕМЕНТЫ, НЕСТОЙКИЕ
В МОРСКОЙ ВОДЕ
Рис. 5.18. Влияние соотношения С3А/
/S(J3 на стойкость бетона в морской
воде [5.91]
тов, утверждал, что главным в придании стойкости морским сооруже-
ниям является получение бетона высокой плотности — непроницаемос-
ти [5.48]. По-видимому, оправдан подход к решению проблемы, предло-
женный В.Н. Юнгом [5.56], который считал необходимым применение
для морских сооружений цемента с пониженным содержанием алюми-
натных минералов и гидроксида кальция, который он назвал ’’кремне-
земистым” и высокой плотности бетона за счет низких значений водоце-
ментного отношения [5.55].
Для морских сооружений, расположенных в суровых климатических
условиях, что характерно для СССР, к задаче придания бетону корро-
зионной стойкости в морской воде добавляется задача придания ему мо-
розостойкости. Эта проблема занимала, в первую очередь, советских
исследователей, и здесь именно им принадлежит решение проблемы, ко-
торое основывается на осуществлении комплекса технических мероприя-
тий, обеспечивающих получение стойкого бетона и железобетона для
морских сооружений различного назначения [3.33].
Несмотря на большое число ранее выполненных исследований по соз-
данию стойкого бетона для морских сооружений, за последние годы
появились новые исследования, что обусловлено, по-видимому, продол-
жающимися случаями преждевременного повреждения морских соору-
жений. Ремонт таких сооружений чрезвычайно затруднен н дорогостоящ,
полому задача придания бетону длительной стойкости и обоснование
сроков службы предварительным расчетом особенно актуальны.
Наиболее четкое представление о механизме разрушения бетонов в
морской воде дано в работах В.М. Москвина [5.28, 5.29] и М. Регур
[5.93]. Коррозионное действие морской воды определяет главным обра-
зом MgSO4, который реагирует с гидроксидом кальция с образованием
гипса и гидроксида магния. Образовавшийся гипс, реагируя с выделяю-
щимся при гидролизе силикатов кальция гидроксидом кальция, обра-
зует гидросульфоалюминат кальция. Одновременно идут процессы
образования гидрохлоралюмината кальция и, возможно, образование
таумазита.
Схема реакций по [5.93]:
MgSO4 +Са(ОН)2 -> CaSO4 +Mg(Oll)2
С02 + Са(ОН)2 -> СаСО3 + Н20
3CaSO4 + С3 А + ЗН2О = С3 А • 3CaSO4 • ЗН2О
эттрингит
Mg (ОН) 2 и CaCOj образу-
ют пленку на поверхности
бетона и уплотняют поры
106
Эттрингит ii частично CaSO4 выделяются с увеличением обьем» и визы
ваюг расширение.
Кроме этих основных реакций протекает взаимодействие хлоридов
с гидроксидом кальция и С3А:
MgCl2 + Са(ОН)2 -> CaCl, + Mg(OH)2;
СаС12 +С3Л г ЮН2О -> С3Д-СаС12- 10Н2О.
Написанные уравнения реакций представляют лишь суммарную схему
процессов Выполнявшиеся многократно химические анализы затвердев '
шего цементного камня подтвердили накопление в бетоне магния и суль
фатов [5.8, 5.20], а в последнее время и образование пленок СаСО3 и
Mg(OH)2 [5.60].
Опыт строительства морских сооружений и общие тенденции измене-
ний в номенклатуре цементов и строительной технике обусловили поста-
новку новых исследований стойкости бетона в морских сооружениях
Так, в ФРГ проведены длительные испытания бетонов в натурных уело
виях, изготовленных на шлакопортландцементах и цементах с добавка
ми пылевидной золы электростанций [5.99]. После 17 -18 лет испытании
в приливпоч)1 дивной зоне и при полном погружении в морскую водх
бетоны на вяжущем из шлакопортландцемента 290 кг/м3 + 50 кг/м
золы при В/Ц = 0,55 и доброкачественных заполнителях из бетонной сме
си малой подвижности хорошо сохранились без дефектов внешнего вид '
при минимальной потере массы и глубине карбонизации не более 2 мм
Вопрос о влиянии вида цемента исследован и в других работах. Е
большинстве из них подчеркивается первостепенная роль плотности —
непроницаемости бетона. В частности, в работе [5.97] указывается, чт.
химические процессы при действии морской воды идут только при
проникании воды в бетон, т.е. при недостаточной его плотности. Утверх
дается, что содержание С3А в портландцементе должно быть менее 10',
для придания ему стойкости в морской воде. Добавка 20% пуццолаш г
улучшает стойкость, но нет прямой зависимости с ее активностью.
Лучшим показателем стойкости бетона являются деформации раенш
рения.
Японские исследователи [5.86], изучая действие морской воды на цс
ментный камень и цементные растворы, пришли к заключению о повь
шенной роли хлорид-ионов, диффундирующих в первый период боле-
интенсивно ввиду их большей концентрации в морской воде. Установле-
но образование хлоралюмината кальция и сульфохлоралюмината (С3А
-СаС12 ЮН20 и С3А-Ca2SO4, СаС12 -12Н2О).
Диффузия хлоридов изучалась преимущественно с точки зрения во -
можности развития процессов коррозии арматуры [5.99], но при это
были получены результаты, представляющие интерес и с точки зренг i
стойкости различных бетонов. Оказалось, что диффузия хлоридов
бетоне на шлакопортландцементе со временем замедляется. На портлап,
цементе сильного изменения коэффициента диффузии со временем п.
обнаружено.
В нескольких работах [5.57, 5.71] приведены результаты исследов
ний стойкости бетонов на шлакопортландцементах в морской воде. В p.i
боте [5.71] подтверждены меньшая диффузионная проницаемость 6ei
на на цементе с повышенным содержанием шлака, а также образовав
соли Фриделя. Испытания в растворе NaCl показали также более высо-
кую стойкость бетона на шлакопортлзвдцементе [5.57].
В [5.97] предлагается для морских условий использовать шлакопорт-
ландцемент с добавкой доменного шлака на низкоалюминатном клин-
кере — CjA менее 4% при повышенной тонкости помола (удельная по-
верхность более 4500 см*/г).
Высокая стойкость сооружений из бетона на шлаконортландцементе
показана в работе [5.61]. Лучшая химическая стойкость достигалась
при содержании шлака не менее 65% и повышенной тонкости помела.
Высокая стойкость бетонов на шлакопортландцеменгах при тонком
помоле была подтверждена в более ранних исследованиях С.В. Шестопе-
рова [5.53] и Южгипроцемента.
Исследования стойкости бетона в морской воде показали, что в теп-
лой воде коррозия усиливается. Лучшие результаты по стойкости при
этом показали бетоны на шлакопортландцементе [5.89].
Ускоренный метод испытаний на стойкость путем попеременного
насыщения образцов морской водой и высушивания при различной тем-
пературе предлагается как позволяющий дать оценку сравнительной
стойкости различных [5.99, 5.75, 5.79] бетонов. Следует иметь в виду,
что как всякий условный метод, не отражающий реальных воздействий
на бетон, такой метод может быть использован только в условиях тари-
рования показателей по сравнению с испытаниями прямыми методами
или в натурных условиях.
Влияние состава и гранулометрии цемента на стойкость бетона в мор-
ской воде исследована в работе [5.91]. Цементы различались содержа-
нием С3А и гипса. Предложено разделение цементов по соотношению
C3A/SO3, что дает картину, соответствующую результатам длительных
испытаний (рис. 5.18). Цементы могут быть разделены по соотношению
C3A/SO3 > 3 на стойкие и нестойкие в морской воде [5.91]. Исследова-
ние показало зависимость стойкости от соотношения этих компонентов,
что подтверждено в [5.52, 5.53] о взаимосвязи оптимального соотноше-
ния между содержанием в цементе С3А, гипса и тонкости помола с суль-
фатостойкостью цементного камня. Методом измерения деформаций
подгверждена большая роль этого соотношения в величине набухания
и сульфатостойкости бетона. На рис. 5.18 показано набухание через I год
в зависимости от соотношения C3A/SO3. Кроме химического состава
воды на коррозионную стойкость бетона оказывав! существенное влия-
ние скорость течения воды и температура [5.90]
В работе [5.85] сделан однозначный вывод о проницаемости как глав
ном факторе, определяющем стойкость бетона в морской воде. Этот вы-
вод полностью подтверждается и другими исследованиями. Повышенный
расход цемента и низкое В/Ц, хорошее уплотнение, небольшие добавки
гранулированного доменного шлака — основные меры придания бетону
стойкости в этих условиях. Фильтрация морской воды прекращается бо-
лее интенсивно, чем пресной, вследствие заполнения порового простран-
ства новообразованиями в результате химических реакций между морс-
кой водой и гидратированным цементным камнем [5.72].
Натурные испытания бетонов в морских условиях, как уже отмеча-
лось. организовывались неоднократно. Такие испытания позволили дать
обоснованные предложения по составам бетона и требованиям к мате-
риалам для высокостойких бетонов. В СССР были решены проблемы
придания стойкости бетонам морских сооружений в суровых климати-
ческих условиях на основании испытаний, проведенных в стендах Кисло-
108
губской опытной приливной электростанции (ПЭС) и на стендах Южно-
Сахалинской станции ЦНИИС Минтрансе!роя.
Результаты работ, проведенных в лабораторных условиях и подтверж-
денных испытаниями на стендах, были реализованы, в частости, при
строительстве Кислогубской ПЭС [5.6].
Сооружения Кислогубской ПЭС находятся в рабочем состоянии и в
настоящее время (свыше 20 лет). Примененные составы бетона были
испытаны ускоренным методом в бассейнах Мурманской опытной стан-
ции [5.4] и выдержали несколько тысяч циклов замораживания н опаи-
вания с перерывами на летний период.
Состав примененного бетона:
Сульфа гостойкий портландцемент М 500, кг/м?....480
Песок ЛТКр = 2,3, кг/м3.........................630
Щебень фракций, мм:
5-10-35% 1 ........................1270
10-20 - 65%/ '
Вода, л/м3......................................180
Добавки, %:
СДБ...................•.....................0,1
СНВ..........................................0,02
Содержание воздуха в бетонной смеси, л/м3.......60-80
Свойства бетона после 5 лет эксплуатации.
Прочность, МПа:
при сжатии...................................70
при растяжении...............................4,9...5,7
Водонепроницаемость, марка......................Щ10-Щ14
Морозостойкость, циклы..........................Свыше 1000
Для разработки бетонов, стойких в морских условиях в суровом
климате, зти испытания имели не меньшее значение, чем испытания в на-
турных условиях, проводившиеся на побережье Северного и других мо-
рей (Ла-Рошель, Сен-Мало и Гельголанд и др. [5.64].
Для глубоководных морских сооружений имеет значение водонепро-
ницаемость бетона при высоких давлениях морской воды. Исследования
в этой области проводились в США и других странах. Однако опублико-
ванных сведений очень мало. В работе индийских ученых приводятся
данные о влиянии давлений, соответствующих глубинам погружения до
210 м [5.80].
Интересные результаты получены за последнее время в исследованиях
влияния на коррозионную стойкость бетона в морской воде нерастори-
мых пленок, образующихся на его поверхности. Давно известна положи-
тельная роль пленки карбоната кальция на поверхности бетона для его
устойчивости в морской воде. Длительное выдерживание бетонных мас-
сивов до их погружения в воду значительно повышало их долговечность,
особенно при их недостаточной плотности. Исследования по повышению
стойкости бетона в сульфатных средах при содержании в агрессивной
среде бикарбонатных ионов (см. разд. 5.3) показали, что карбонатная
пленка, образующаяся за счет взаимодействия бикарбонатов кальция в
водном pact воре и гидроксида кальция в цементном камне существенно
повышает сульфатостойкость бетона. В работах [5.14, 5.60] показано,
что в морской воде на поверхности бетона образуется пленка кальцит
н брусита, которая значительно снижает диффузионную проницаемость
поверхностного слоя бетона и гем самым его стойкость. Эти данные
объясняют, почему бетоны в морской воде более стойки, чем в чистых
растворах тех же солей, например MgSO4- При толщине слоя нерасгвори
109
мых соединений всего 150—200 мкм достигается значительное уменьше-
ние диффузионной проницаемости. Это свидетельствует также о возмож-
ном влиянии на ускорение разрушения в зоне прибоя не только механи-
ческого действия наносов, но и усиления химических процессов при уда-
лении защитной пленки. Вопрос о влиянии защитных пленок на корро-
зионную стойкость требует дальнейшего изучения и использования.
Важная роль пленок карбоната кальция и брусита подтверждена и в рабо-
те [5.63].
Особые условия создаются при частичном погружении конструкции
в агрессивную среду или при периодическом действии среды. В таких
условиях в факторы, определяющие интенсивность коррозионных про-
цессов, включается капиллярный подсос, от которого зависит количест-
во агрессивного раствора, попадающего и передвигающегося в бетоне.
При капиллярном подсосе одновременно идет движение жидкости под
действием капиллярных сил в бетоне Возможно при плотном бетоне
и движение пленки раствора по поверхности бетона. Жидкость, посту-
пившая к поверхности конструкции, находящейся на воздухе, испаряет-
ся, от чего зависят и особенности процесса разрушения бетона. В случае,
если испарение опережает поступление жидкости, фронт испарения будет
углубляться в бетон и кристаллизация солей из раствора будет вызывать
коррозию кристаллизации. Если в составе агрессивного раствора есть ве-
щества, усиливающие растворение, то возможно повреждение бетона за
счет выноса из его структуры гидроксида кальция и гидролиза минера-
лов, составляющих прочностной каркас цементного камня. В случае,
если при капиллярном подсосе испарение отстает от капиллярного подто-
ка раствора, выделение растворенных солей будет происходить на
поверхности бетона с образованием ’’высолов”. Эти процессы будут
накладываться на химические коррозионные процессы, обусловленные
взаимодействием агрессивных компонентов раствора с цементным кам-
нем бетона.
Условия капиллярного подсоса наиболее часто создаются для конст-
рукций оснований и фундаментов в минерализованных грунтах, а также
в строительных конструкциях предприятий типа калийных комбинатов.
При коррозии кристаллизации разрушающим фактором является глав-
ным образом кристаллизационное давление, величина которого зависит
от физико-химических свойств данного вещества. Если соединение обра-
зует гидраты разного состава и температура устойчивого состояния раз-
личных гидратов находится в пределах температурного интервала, в ко-
тором будет эксплуатироваться конструкция, то возможно создание по-
вышенного давления с изменением температуры при переходе гидрата
одного состава в другой с увеличением содержания воды и соответствен-
но объема. Такие переходы и изменения объема известны, исследованы
и могут быть использованы для объяснения причин коррозионного
повреждения при коррозии кристаллизации. Процесс исследован в рабо-
тах [5.5...5.26]. Применительно к отдельным солям вопрос рассматри-
вается далее.
Коррозия бетона в среде минеральных удобрений. Минеральные удоб-
рения — наиболее массовый вид химических материалов, широко приме-
няемых во всех странах. Минеральные удобрения контактируют со
строительными конструкциями как на предприятиях химической про-
мышленности, так и на месте их потребления — в местах разгрузки и
хранения. Склады минеральных удобрений — массовый обязательный
110
вид сооружений, так как вносятся и расходуются удобрения только
в определенные, граничные сроки, а производство не может не быть
непрерывным. Выполнено значительное число исследований процессов
коррозии бетона при их контакте с минеральными удобрениями. В ре-
зультате разработаны Рекомендации по защите строительных конструк-
ций складов минеральных удобрений от коррозии [5.72], в которых
обобщены результаты исследований и практического опыта. В качестве
удобрений применяются в основном соединения азота, фосфора и калия.
Это нигран.1 аммонии, калия, натрия и кальция (если!ры), фосфорно-
кислые соли натрия и кальция различной основности и сульфат и хлорид
калия. В настоящее время во все больших количествах выпускаются
комплексные удобрения, содержащие смеси этих солей или двойные
соли, например, аммофос, нитроаммофоска и т.п. Важной характеристи-
кой различных удобрений с точки зрения их возможною агрессивного
действия па бетон и железобетон является гигроскопичность соединений,
входящих в состав удобрения. Гигроскопичные и водорастворимые
вещества значительно более коррозионноопасны, чем нерастворимые в
воде и стойкие во влажном воздухе. Возможность образования концент-
рированных солевых растворов, которая возникает при гигроскопичных
веществах, делает среду агрессивной не только при непосредс! венном
контакте с товарным продуктом, но и при оседании пыли на конструк-
циях покрытий, стен, полов и др. Поэтому степень агрессивности различ-
ных удобрений оценивается и изменяется в зависимости от климатичес-
ких условий района строительства склада минеральных удобрений, в
частности от влажности климата. Степень агрессивности различается так-
же но отношению к бетону и арматуре, так как во многих случаях,
например при содержании хлоридов наибольшую опасность представляет
возможная коррозия арматуры (табл. 5.9). В табл. 5.9 оценка степени
агрессивности дана применительно к бетону на портландцементе марки
по водонепроницаемости JV4.
С целью уточнения оценки агрессивности среды складов минеральных
удобрений необходимо иметь представление о возможных процессах
взаимодействия удобрений с бетоном.
Взаимодействие это опасно по высказанным выше (разд 5.3) сообра-
жениям для аммиачных солей. В среде сульфата аммония коррозионный
процесс идет особенно интенсивно. По данным [5.58], в растворе азотно-
кислого аммония разрушение бетонов на портландцементе идет достаточ-
но быстро. Например, образцы на портландцементе с содержанием в
клинкере С3Л - 7,5%; C3S - 64,7% и с добавкой гипса 6% в растворах
нитрата аммония концентрацией 3 и 5% в течение года значительно снизи-
ли прочность. В растворе 0,5% прочность не снизилась. Введение добавки
шлака 20 и 40% ле повысило стойкости бетона.
Механизм коррозии может быть описан уравнением
(NH4)2SO4 + Са(ОН)2 -> CaSO4 + 2NH4OH.
В то же время аммиачная вода, т.е. раствор NH4OH не оказывает
вредного действия на бетон, и в работе [5.82] предлагается не делать
вторичной защиты бетона, подвергающегося действию горячей аммиач-
ной воды. Бетон, изготавливаемый на портландцементе, должен иметь
класс В22.5...В25 (марку 300), обладать высокой непроницаемостью и
не иметь трещин. В этой и других работах [5.70] отмечено, что в солях
аммония бетон на шлакопортландцменте недостаточно стоек.
111
Таблица 5.9. Степень агрессивности минеральных
удобрений [5.38]
Удобрение Степень агрессивности по отношению к
бетону железобетону
в климатической зоне по влажности
сухой нормаль- ной влажной сухой нормаль- ной влажной
Сульфат аммония, супь- Слабая Средняя Сильная Средняя Средняя Сильная фат аммония-натрия, селитра аммиачная Селитра натриевая, ” Слабая Средняя Слабая ” Средняя калиевая, кальциевая Карбамид ” ” ” ” Слабая Сильная Калий хлористый ” Средняя ” Средняя Средняя ” Сульфат калия, калие- Неагрес- Слабая ” Слабая ” магнезия, сильвинит, сивная карналлит, калийная смешанная соль ( Суперфосфат гранулиро- ” Неагрес- Слабая Неагрес- Слабая Средняя ванный и аммонизирован- сивная сивная ный Суперфосфат простой и Неагрес- ” ” Неагрессивная Слабая двойной сивная Аммофос гранулирован- ” ” ” ” Слабая Средняя ный Нитрофоска, нитроаммо- ” Слабая Средняя ” ” ” фоска
Примечание. Классификация климата по влажности дана применительно
к проекту стандарта ИСО (см. гл. 3).
В целом коррозия на складах минеральных удобрений в значительной
степени определяется влажностью среды и условиями контакта удобре-
ний с бетоном. Не должно допускаться прямого контакта удобрений с
конструкциями, что достигается различными мероприятиями.
Коррозия бетона в органических средах. Перечень органических сред
особенно многообразен. При оценке потенциальной агрессивности раз-
личных соединений возможен подход, примененный и к неорганическим
средам. Прежде всего следует оценить водорастворимость органического
соединения и растворимость его кальциевых соединений, возможность
образования кальциевых соединений (солей органических кислот, альде-
гидов и т.п.) и их растворимость в воде. Для кислот возможен тот же
подход, что и для неорганических кислот. Однако следует учитывать, что
органические кислоты значительно менее склонны к диссоциации и
поэтому показатель pH для них может не отражать действительную их
реакционную емкость, которая будет определяться растворимостью
кальциевой соли. В органических средах возможно такое же развитие
процесса коррозии III вида за счет увеличения объема при взаимодейст-
вии органического соединения с гидроксидом кальция, но возможен и
112
Кис. 5.19. Микробиологи-
чсскаи коррозии бетона
канализационного кол-
лектора [5.9]
другой механизм разрушения в результате увеличения объема, например
при полимеризации мономера в полимер, что можно наблюдать, напри
мер для хлорбензола.
Из органических соединений наиболее исследовано воздействие па бе-
тон фенола. При концентрациях последнего более 1 г/л возможен доста-
точно интенсивный коррозионный процесс. Коррозионные повреждения
за счет действия водных растворов фенола различной концентрации
отмечаются, например в коксохимическом производстве.
Наиболее распространенные органические соединения — это нефть и
продукты ее переработки. Коррозионная активность нефти весьма раз
лична для разных месторождений. В частности, коррозионноопасны сер-
нистые нефти, содержащие сероводород и сульфидные производные
углеводородов нефти, особенно для металла. Однако и бетон в их среде
не стоек.
Сточные воды предприятий и хозяйсгвенно-бытОвые стоки — распро-
страненная среда для бетонных и железобетонных трубопроводов — кол
лекторов сточных вод. Статистические данные показывают, что количест-
во аварий канализационных коллекторов весьма значительно [5.9], при
этом около 70% всех аварий происходит из-за коррозии бетона или арм <-
туры. Типичная картина повреждения коллектора представлена на рис.
5.19. Повреждается в первую очередь бетон верхней части свода, которая
постоянно или длительно находится выше уровня сточных вод. В этой
зоне на бетон действует высоковлажная среда, содержащая сероводород,
образующийся при разложении органических веществ на пути их следо-
вания. Сероводород окисляется до серной кислоты тионовыми бактери.
ми, поселяющимися на поверхности бетона коллектора и создающими
слой слизи на ней.
5.5. БИОКОРРОЗИЯ
Биологические повреждения древесины, пластмасс, лакокрасочных и
других органических строительных материалов обусловлены возмож-
ностью их использования микроорганизмами в цикле жизнедеятельное я
в качестве источника энергии — пищи. Для бетонов и других неорганич
ких материалов возможность биоповреждения значительно меньше. К
61.3 8
113
правило, она обусловлена воздействиями продуктов метаболизма (жиз-
недеятельности) микроорганизмов и лишь в редких случаях непосредст-
венным механическим воздействием биоорганизмов, например камне-
сверлилыциков. Исследования воздействия микроорганизмов на природ-
ные каменные материалы (горные породы) проводились в связи с тем,
что эти процессы играют роль в выветривании горных пород, образова-
нии почв и отложений минералов.
В строительной технике нет единого мнения относительно того, какие
процессы следует относить к биокоррозии. До последнего времени к
бетону относились как к материалу, безусловно, биостойкому и не тре-
бующему рассмотрения таких воздействий. Однако исследования, прово-
димые при координации Научного совета по биоповреждениям АН СССР,
позволили внести ясность в проблему и определить задачи, которые в
ней возникают и должны быть решены. А В. Чуйко сравнительно давно
привлек внимание к проблеме, которая была им названа ’’органогенной
коррозией” [5.50].
Сам бетон не является питательной средой для живых организмов,
прежде всего, микроорганизмов, что характерно для материалов на орга-
нической основе (древесины, полимерных материалов, волокон и др.).
Живые, или как будем их называть, биоорганизмы могут поселяться
на поверхности бетона, если на этой поверхности есть органические ве-
щества, или если в контакте с поверхностью находится среда (воздух,
вода, жидкости), содержащая вещества, служащие пищей для микроор-
ганизмов (органические вещества, сера и ее соединения, углеводороды
и т.п.). Микроорганизмы, поселяясь на поверхности бетона, или при его
пористости на некоторой глубине в теле бетона, в процессе жизнедеятель-
ности (метаболизма) выделяют продукты метаболизма. Так как процес-
сы жизнедеятельности — зто окислительные процессы, то главными про-
дуктами метаболизма являются кислоты.
Выдвигались предположения о существовании некоторых силикатных
бактерий, которые могут особым способом разрушать силикатные мине-
ралы — главную составную часть наиболее распространенных горных по-
род [5.2]. Однако работы последних лет показали отсутствие специфич-
ности в разрушительном действии микроорганизмов [5.27] . Способ-
ностью разлагать силикаты обладают бактерии, дрожжи, водоросли
Играют роль и слизи, образуемые водорослями и бактериями. Перечень
1аких кислот весьма обширен: от сильных минеральных (серной и азот-
ной) до многоатомных органических (гуминовых, пировиноградной).
Выделяются и более простые по структуре органические кислоты: уксус-
ная, молочная, пропионовая, винная, щавелевая, фумароновая, яблочная,
лимонная и др.
Наибольшей растворяющей силой обладают органические кислоты,
образующие легкорастворимые кальциевые соли и комплексные соеди-
нения с силикатами и алюминатами кальция.
С точки зрения условий развития процессов биокоррозии, которые
связаны с жизнедеятельностью микроорганизмов, следует различать два
случая, имеющих значение и для разработки мер защиты от этого вида
коррозии.
В первом случае биоорганизмы — животные, растения. Чаще всего
микроорганизмы находятся в непосредственном контакте с наружной
или внутренней (для пористых материалов) поверхностью бетона строи-
114
тельных конструкций. Они живут на лон поверхности и здесь же выде-
ляют продукты метаболизма, агрессивно действующего на бетон.
Во втором случае биоорганизмы также являются продуцентами ве-
ществ, агрессивных по отношению к бетону, но непосредственно в прост-
ранстве и времени не связаны со строительной конструкцией. Корро-
зионные процессы могут развиваться на значительном расстоянии от мес-
та обитания биоорганизмов. Процесс выделения агрессивного компонен-
та может быть отделен во времени от момента коррозионного процесса.
В первом случае роль микроорганизмов выявляется четко и пнгенеив-
ность коррозионных процессов непосредственно связана с интенсив-
ностью жизнедеятельности микроорганизмов в каждый данный момент
времени, т.е. непосредственно связана с наличием условий, благоприят-
ных для их жизни. Такие условия, например, создаются на поверхности
сточных коллекторов, в газовой Среде которых условия благоприятны
для развития сероокисляющих бактерий. Питательной средой служит
сероводород, который при окислении тионовыми бактериями образует
серную кислоту, повреждающую бетон (см. рис. 5.19). В работе [5.49]
исследована коррозия бетонной тоннельной обделки, подвергшейся
действию сероводородной минерализованной воды. Химический анализ
образцов цементного камня, твердевших в сероводородной воде и в га-
зовоздушпой среде над такой водой показал, что именно в последних
условиях интенсивно развивается коррозия цементного камня, так
как в этих условиях развиваются тионовые бактерии, в частности
Th. thioparus.
Для существования этих видов бактерий оптимальными являются
значения pH меньше 10. Однако было показано [5.49]. что, поселяясь
на микроучаегках с карбонизированным цементным камнем, в даль-
нейшем бактерии сами создают благоприятные условия существования
за счет выделения серной кислоты, нейтрализующей гидроксид кальция,
что приводит к перерождению цементного камня бетона (табл. 5.10).
Таблица 5.10. Изменение химического состава цементного
камня, подвергавшегося действию сероводорода
У СЯОПИН IICIII.IIUIIIIH 11 IC'IVIIHC 12 мес SiO2 Химический сослав, % SO3
| а’2°3 рс2О3 | СаО | MgO
До начала испытаний 36,7 6,6 4,9 26,7 1,1 3,3
После твердения в сероводород- ной минерализованной воде 43,2 7,9 2,5 22,1 1,6 3,6
То же, в газовоздушной среде сероводорода 23,3 4,8 1,6 23,9 1.2 31,1
Вопрос о биокоррозии возникал и при изучении состояния морских
бетонных сооружений [5.39, 5.43]. В начале высказывались предположе-
ния о том, что в морских сооружениях повреждения связаны с видом
обрастаний — животных или растительных, причем считалось, что живот-
ные обрастания, как выделяющие в процессе жизнедеятельности угле-
кислоту, должны быть более агрессивными по отношению к бетону, на
поверхности которого они поселяются, до сравнению с растительными
обрастаниями. Однако обследования сооружений показали, что в данном
115
случае определяющими состояние бетона являются фак юры физической
и химической коррозии (см. гл. 7).
По существу, к биологической коррозии можно было бы отнести
процессы коррозии бетона в болотных водах, где основные агрессивные
агенты — углекислота и гуминовые кислоты — являются продуктами
разложения органических остатков в анаэробных условиях. В этом и
других аналогичных случаях механизм коррозии сводится к действию
кислот на бетон и поэтому нами рассматривается в специальном разделе,
посвященном этой проблеме.
Биокоррозия распространена в наибольшей степени в сооружениях,
где с поверхностью бетона строительных конструкций соприкасаются
органические вещества. Это характерно в пищевой и микробиологичес-
кой промышленности, производственных сооруженинх сельскохозяйст-
венного назначения (животноводческих и птицеводческих помещениях,
кормозаготовительных цехах, силосных хранилищах и т.п.). Здесь и са-
ми вещества, образующиеся в технологическом цикле, и отходы произ-
водства могут содержать агрессивные вещества, обусловливающие
органогенную коррозию [5.50]. Они же могут служить средой для раз-
вития микроорганизмов, продукты жизнедеятельности которых будут
усиливать агрессивное воздействие среды.
Интенсивность коррозионных повреждений и в случае агрессивного
вещества — кислоты, полученного от биологического источника, в даль-
нейшем определяется теми же закономерностями, что и кислотная кор-
розия (см. гл. 5.2). Как кинетические зависимости, так и ограничения,
накладываемые стерическими препятствиями в виде труднорастворимых
пленок продуктов коррозии, остаются неизменными.
Целесообразно подчеркнуть, что предупреждение коррозии, обуслов-
ленной биологическим фактором, возможно за счет придания биоцид-
ности (бактерицидности, фунгицидности) бетону, что не только защи-
щает его от коррозионного повреждения, но и придает ему повышен-
ные санитарно-гигиенические свойства. Такие свойства весьма важны для
многих .сооружений — они позволяют сократить расходы на дезинфек-
ции, капитальные затраты на специальную отделку помещений, умень-
шают потери от развития микроорганизмов на органических материалах
и уменьшают вероятность развития патогенных микроорганизмов. Эта
проблема выходит за пределы темы книги, но, по нашему мнению, заслу-
живает самого пристального внимания, так как создание ’’биологически
чистых” конструкций необходимо не только с точки зрения предупреж-
дения биологической коррозии, но и для создания помещений с повы-
шенными санитарными характеристиками (больницы и другие объекты
здравоохранения: микробиопром, пищевая промышленность).
Биологические организмы могут служить и средством защиты от кор-
розии. Например мощные растительные обрастания в морских сооруже-
ниях препятствуют диффузии солей морской воды в бетон, а морские
желуди, прикрепляясь к поверхности бетона, образуют слой карбоната
кальция, защищающий эти участки от повреждений.
Вопросы, возникающие при разработке способов защиты от биокор-
розии, непосредственно соприкасаются с задачами полезного использова-
ния жизнедеятельности микроорганизмов для создания новых материа-
лов, новых способов защиты от коррозии. Известна высокая стойкость
морских раковин к воздействиям морской среды. Воспроизведение про-
цессов образования этого наружного скелета моллюсков может дать
116
идеи для ра (работки технологии создания соответствующих защитных
слоев на поверхности бетона.
Работы в этой области только начинаются, ио перспективность их
несомненна.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
5.1. Алексин О.А. Гидрохимия. - Л.: Химия, 1970. — 206 с.
5.2. Андреюк Е.И., Козлова ИА. Литотрофные бактерии и микробио-
логическая коррозия. — Киев.: Наукова думка, 1977. 164 с.
5.3. Арав Г .И., Понизовский А.М.//Изв. вузов. Стр-во и архитекту-
ра,- 1978. — № 12.-66-69 с.
5.4. Бакланов А.С. Ускоренные натурные испытания на морозостой-
кость//Транспортное строительство. — 1966. — № 9.
5.5. Барташевич А.А., Шайтаров ЛД. О механизме разрушения цемент-
ных материалов в калийных солях//Бетон и железобетон. — 1969. —
№ 4. - С. 24—26.
5.6. Бетоны для Кислогубской ПЭС/Ф.М. Иванов, В.С. Гладков,
Э.А. Виноградова, И.Н. Усачев//Бетон и железобетон. — 1983. — № 3. —
С. 40-41.
5.7. Гузеев Е.А., Савицкий Н.В. Основные принципы обеспечения дол-
говечности железобетонных конструкций на стадии проектирования с
учетом кинетики коррозионных процессов в бетоне//Совер1пепствование
технологии производства бетонов повышенной прочности и долговечнос-
ти.-Уфа, 1985. С. 124-127.
. 5.8. Дементьев Г.К. Коррозия бетона Баку — Шолларского водово-
да. -М., 1934.
. 5.9. Дрозд Г.Я., Иванов Ф.М. Бетонные и железобетонные коллекто-
ры//Водоснабжение и санитарная техника. — 1988. — № 2. — С. 8- 10.
5.10. Завриев Л.Х. Цементы в море//Сб. тр./Закавказский институт
сооружений. — Тбилиси, 1932. — Вып. IV. — Бетон в море.
5.11. Иванов Ф.М. Защита железобетонных транспортных сооружений
от коррозии. М.: Транспорт, 1968. — 176 с.
5.12. Иванов Ф.М. Методология количественного изучения некоторых
процессов коррозии бетона//Методы исследования стойкости строитель-
ных материалов и конструкций. — Минск: Высшая школа, 1969. — С. 5 —
14.
5.13. Иванов Ф.М., Власов С.Н. Защита от коррозии железобетонных
блоков тоннельной обделки//Транспортное строительство. — 1962. —
№ 14.
5.14. Иванов Ф.М., Любарская Г.В., Чехний Г.В. Исследование суль-
фатостойкости бетонов в сульфатно-бикарбонатных агрессивных сре-
дах//Коррозионная стойкость бетона и железобетона в агрессивных сре-
дах. - М.: НИИЖБ, 1984. - С. 32-40.
5.15. Иванов Ф.М., Любарская Г.В. Коррозия бетона в растворах суль-
фатов различной концентрации//Коррозия бетона и железобетонных кон-
струкций. — Ростов-на-Дону. Ростовский гос. ун-т, 1985. - С. 34 41.
5.16. Исследование отхода производства ферросилиция/Б.Я. Трофи-
мов, С.П. Горбунов, А.Я. Крамарь, И.В. Жуков, В.А. Башев, Ф.М. Ива-
нов, М.М. Капкин//Бетон и железобетон. - № 4. - 1987. — С. 39-40.
5.17. Карнаухова Л.Н. Изучение коррозии цементного камня в кислых
средах на модельном материале дробленом цементном камнс//Развитие
117
технологии, расчета и конструирования железобетонных конструкций. —
М.: НИИЖБ, 1982.
5.18. Карнаухова Л.Н., Петров-Денисов В.Г. Исследование физико-хи-
мических процессов и закономерностей массоперсноса при коррозии це-
ментного камня в кислых средах//Коррозионная стойкость бетона и же-
лезобетона в агрессивных средах. - М.: НИИЖБ, 1984.
5.19. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты/В.М.Моск-
вин, Ф.М. Иванов, С.Н. Алексеев, Е.А. Гузеев//М.: Стройиздат, 1980. -
536 с.
5.20. Коррозия бетона морских гидротехнических сооружений/
Ф. М. Иванов, И.Б. Улановский, З.Ф. Дорофеева, К.Д. Хадиков//Гидро-
техническое стр-во. — 1980. — № 8. — С. 29—31.
5.21. Комплексное использование минерального сырья/И.А. Крыжа-
новская, Ю.Л. Гальчинецкая, А.И.Здоров, Я.М. Сыркин, З.Я. Зинченко,
Л.Х. Зильберман// Строительные материалы. — 1979. — № 11. - С. 66—68.
5.22. Кузнецова Т.В. Алюминатные и еульфоалюмннагныс цементы.
М С1ройиздат, 1986. — 209 с.
5.23. Ларионова З.М. Устойчивость эттрингита в цементных системах/
Труды VI Международного конгресса по химии цемента. — Т II, кн. 1. —
М.: Стройиздат, 1975. — С. 321—324.
5.24. Любарская Г.В. Коррозия бетона в кислых агрессивных средах//
Коррозионная стойкость бетона и стальной арматуры. — М.: НИИЖБ,
1974.-С. 168-170.
5.25. Любимова Т.Ю. О термической устойчивости гидросульфоалюми-
ната кальция//ДАН СССР. - 1954. - Т. 9. - № 6.
5.26. Минас А.И. Результаты изучения солевой формы физической
коррозии строительных материалов//Тр. Казахского филиала АСиА
СССР. - Алма-Ата: I960. - Сб. 24.
5.27. Мишустин Е.К., Смирнова Г.А., Лохмачева Р.А. Разрушение сили-
катов микроорганизмами и использование ’’силикатных” бактерий
как бактериальных удобрительных препаратов//Изв. АН СССР. Серия
Биологическая. — 1981. — № 5. — С. 698—708.
5.28. Москвин В.М. Коррозия бетона. — М.: Госархстройиздат, 1952. —
344 с.
5.29. Москвин В.М. Бетон для морских гидротехнических сооруже-
ний/М.. Машиностроение, 1949. — 131 с.
5.30. Москвин В.М., Рубецкая Т.В., Любарская Г.В. Коррозия бетона
в кислых средах и методы ее исследования//Бетон и железобетон. —
1971. — № 10. -С. 17-19.
5.31. Наду М. О сульфатостойкости затвердевшего цементного тес-
та/Труды VI Межд. конгр. по химии цемента. — М.; Стройиздат, 1976. —
Т. 11.-С. 321-324.
5.32. Панферова А.А. Влияние вида катиона на коррозионную стой-
кость цементного камня в сульфатных средах//Нов. строит, матер, и
констр. в трубопровод, стр-ве. — М.: ВНИИСТ, 1982. — С. 77—87.
5.33. Пиксаре Э.Ю., Розенберг М.Г./Тр. Таллин, политехи, ин-та. —
Таллин, 1983. - № 548. - С. 37-47.
5.34. Полак А.Ф. Моделирование коррозии железобетона и прогно-
зирование его долговечности//Итоги науки и техники. Коррозия и за-
щита от коррозии. — М.: ВИНИТИ. — 1986. — Т. 12.
5.35. Полак А.Ф. Основы коррозии железобетона. Математическое
моделирование процесса с применением ЭВМ//Уфа: УНИ, 1986.
118
5.36. Пухальский Г.В., Дудник А.А. Сульфатостойкосгь пысокоалю-
минатного шлакопортландцемента//Строит. материалы и конструкции. —
1980. — № 3. — 32 с.
5.37. Пуццолановые цементы. — Л.: ВНИИцемент, 1936.
5.38. Рекомендации по проектированию защиты от коррозии строи-
тельных конструкций складов минеральных удобрений. — М.: НИИЖБ,
1983.-77 с.
5.39. Рубенчик С.И. Микроорганизмы как фактор коррозии. — Киев,
1950.
5.40. Рубецкая Т.В., Бубнова Л.С. Скорость коррозии I вида в неко-
торых конструкциях//Коррозия бетона в агрессивных средах. — М.:
НИИЖБ. - Стройиздат, 1971. - С. 30-35.
5.41. Рубецкая Т.В., Бубнова Л.С., Любарская Г.В. Расчет и прогнози-
рование глубины коррозии бетона при действии на него жидких агрес-
сивных сред//Сб. i р. НИИЖБ. М., 1974. Вып. 19. С. 10 17.
5.42. Рубецкая Т.Н., Любарская Г.В. Влияние вида заполнителей на
скорость коррозионного процесса в бетоне при действии кислых агрес-
сивных сред//Повышение стойкости бетона и железобетона при воздей-
ствии агрессивных сред. — М.: НИИЖБ, Стройиздат, 1975. С. 146- 151.
5.43. Садовский А.А. О влиянии биологических факторов на сохран-
ность бетона в мире. — Труды конференции по коррозии бетона. — М.,
1937.
5.44. Стольников В.В. Исследования по гидротехническому бето-
ну. - М.-Л., 1962.
5.45. Тихомирова М.Ф. Агрессивность сульфатных растворов в зависи-
мости от вида катиона//Бетон и железобетон. — 1982. — № 3. — С. 43—44.
5.46. Тихомирова М.Ф., Власичева Л.Г. Сравнительная оценка агрес-
сивности сульфатных растворов в зависимости от вида катиона // Бе юн
и железобетон. - 1982. № 3. — С. 43- 44.
' 5.47. Торвальдсон Т. Солестойкость растворов и бетонов/Труды
III Международного конгресса по химки цемента. — М.: Стройиздат,
1958.-С. 267-306.
5.48. Федоров А.Г. Сооружение морских портов. - М.: Водный транс-
порт, 1939.
5.49. Читаишвили Т.Г., Гуджеджиани. Тионовые бактерии как фактор
коррозии бетонных сооружений, омываемых сероводородными минера-
лизованными водами. — В кн.: Биоповреждения в строительстве. — М.:
Стройиздат, 1984. — 320 с.
5.50. Чуйко А.В. Органогенная коррозия. Саратов: Изд-во Сарат. гос.
унив., 1978. — 232 с.
5.51. Шестоперов С.В. Долговечность бетона. — М.: Транспорт, 1960. —
600 с.
5.52. Шестоперов С.В., Иванов Ф.М. Повышение сульфатостойкости
портландцемента//Цемент. — № 5,1956. — С. 20—22.
5.53. Шестоперов С.В., Иванов Ф.М. Сульфатостойкость и содержание
алюминатов в цементах//Цемент. — 1952. — № 4.
5.54. Юнг В.Н. и др. Об использовании карбонатных породе качестве
добавки к портландцементу//Промышленность строительных материа-
лов. - 1940, №2.
5.55. Юнг В.Н. Об агрессивном действии морской воды и о цементах
для морских сооружений//Цемент. — 1947. — № 10.
119
5.56. Юнг В.Н. Основы технологии вяжущих веществ. М.: Пром-
стройиздат, 1951. — 548 с.
5.57. Akihiko loda, Kozumi Kodama, Nakajimo Masatomo, Nakagawa
Hisashi. Effect of salt water on portland blast furnace slag cement used
in concrete, results after seven years. Rev. 32 Gen. Meet. Cem. Assoc.
Techn. Sess., Tokyo, 1978, p. 148—149.
5.58. Baiza A., Rouszekova Vrana O. Corrosion of hardened cement
pastes by NH4NO3 solutions. 8 Int. Congr. on the Chemie of Cem. v. V
1986, p. 99-102.
5.59. Buenefeld N.R., Newman J.B. The development and stability of
surface layers on concrete exposed to sea-water. ”Cem. and Concrete
Res”, v. 16, 1986, p. 721-732.
5.60. Buenfeld N.R., Newman J.B., Page C.L. The resistivity of mortars
immersed in sea-water, ”Cem. and Concr. Res.”, 1986, v. 16, N 4, p. 511 —
524.
5.61. Вайден Бош ЭД. Характеристика растворных образцов в услови-
ях действия химических растворов и морской воды. Amer. Concr. Inst.,
Publication, SP—65, 1980.
5.62. Chaterji S., Jeffery l.W. A new hypothesis of sulphate expension.
Mag. of Concr. Res., v. 15, N 44, 1983, p. 83—86.
5.63. Cojeaud M.L. Mechanism of sea-water attoen on cement mortar.
Amer. Concr. Inst., Publication, SP—65,1980.
5.64. Deville 1. A marine corrosion station in St. Malk Bay, ’’Anti—Cor-
rosion Methods and Mater.”, 1978, v. 25, N ll,p.4.
5.65. Dimic D., Drolic S. The influence of alite content on the sulphate
resistance of port iand cement.
5.66. Dron R., Brivot F. Contribution a 1’etude de gonflement ettringi-
tique.
5.67. Duda Antji. Aspects of the sulfate resistance of steelwore slag
cements. Cem. and Concr. Res., v.l 7,1987, p. 373—384 •
5.68. Feldman R.F., Huang Cheng—yi. Resistance of mortars containing
silica fume to attack by a solution containing chlorids. Cem. and Concr.
Res., v. 15, 1985, p. 411-420.
5.69. Ghorab H.Y., Kishar E.A. The stability of the calcium sulfoalumi-
nate hydrates in aqueos solutions. 8 Int. Congr. on the Chemie of Cem.
v. V, 1986, p. 104-109-
5.70. Gruner A., Akman M.S. The influence of addition of blastfurnace
slag on the corrosion resistance ot concrete. VTT Symp. 50, 3 Int. Conf,
on the Durability of Buildings Materials and components, Espoo 1984,
v. 3, p. 14-25.
5.71. Giichi Sudo, Tokaji Akiba, Iwasaki Takashi. The properties
of blast—turnace slag cement based on sulfate resisting portland cement,
Rev. 32 Gen. Meet. Cem. Assoc. Techn. Sess., Tokyo, 1978, p. 72—73.
5.72. Hoynes H. Horvev. Permeability of concrete in sea-water, ACI,
SP—65, 1980, p. 21-38.
5.73. 1ambor I. Relationa seranova odolnost portland skych cementov
s roznym obsahom C3A ’’Stavebny cas.” , 1978, v. 26, N 5—6, p. 393—404.
5.74. lambor I. Possibilities for more precise evaluation of the resis-
tance of concrete to an aggressive medium. Durability of building mate-
rials and components, 1 Int. Symposium, Ottawa, 1980, p. 301—311.
5.75. Йосио Касай, Нобору Накамура. Сэмепто конкурито, ”Cem. and
Concr.”, 1978, N 382, p. 24-31.
120
5.76. Kalousek G.L. Aiiali/.mg SC)^ bearing in hydiating . •ineut
ASTM, Materials, Research, Standards, 1965, v. 5, N 6.
5.77. Kallauner 0. Die Korrosion von Zementmorteln unf Beton mit
Fleiesigneiten//Toninelustaiezeitung. — 1939. — N 68.
5.78. Karpinsky 1., Augmentation de la resistance a la corrosion du
micro—beton par la substitution limite' du calcaire dans le granulat quart-
zeux. Rev. du mater, de constr. et les travaux public. N 568, p. 19—32.
5.79. Kasai Yoshio, Nakamura Noboru. Drying and sea—water immer-.
sion accelerated test for cement, Rev. 32 Gen. Meet. Cem. Assoc. Techn
Sess., Tokyo, 1978, p. 55—57.
5.80. Krishnamurty S., Kowadkar K.G. Behaviour of cement concrete in
sea water under large hydrostatic pressures. INCOE 81, 1 Indian Coni.
Ocean Eng., Madras, Proc., v. 1, 1981, V,p. 12—20.
5.81. Legrand Lue, Poiriez Georges. L’agressivite' des eaux naturelles,
Paris, 1972-
5.82. Leesche H., Preus E., Skwirblies H. Verhalten von Beton unter
langzeitiger Einwirkung von heissem gaswasser. ’’Bauplan. Bautechn.”,
1979, 33, N 11,504-505.
5.83. Ludwig U., Mehr S. Destruction of historical buildings by tl.c
formation of ettringite or thaumasite-
5.84. Mehta K. Mechanism of sulphate attack on portland cement, Cem.
and Concr. Res., v. 13, N 3,1983, p. 401—406.
5.85. Kumar Mehta. Durability of concrete inmarine environment,
a review, ACI SP—65,1980, p. 1—20.
5.86. Mikiya Oko, Masahisa Nagashima, Kunio Otsuno, Takanaki Ito.
Some aspects of the mechanism of sea-water attaks on the hardened ce-
ment pastes. Rev. 32 Gen. Meet. Cem. Assoc. Techn. Sess., Tokyo, 1973,
p. 56—60.
5.87. Mitrovic N., Miletic S. Moskoolaevis, blendad hydraulic cement
based on the clinker voithe high alkale content, and addition of blast
furnace slags. Silicate ind. 1984, v. 49, N 2,35-38-
5.88. Morales Rafael Tolero. The sulfate resistance portland cement
are not iltimate answer to the problem of sulphate.
5.89. Niel E.M.M.G. Daurzamhed von beton met hoogevencement n
het zlewaterinilien rond warme landen. ’’Cement” (Ned.), 1980, v. 3 2,
N ll,p. 730-735,740.
5.90. Oscar Batic R., Sota Qu, Jorge D. Comportamiento de . s
cementos portland nacionales sumergUos en aguce de mar. ”LEMlT.A:i ’.
1977, N l,p. 113-143-
5.91. Paillere A.M., Ravedry M., Millet I. Etude de 1’evaluation du rise; e
de degradation des structures en beton exposes au milien marin, renfe c-
tion des composition chimique et granularite des ciments. VTT Symp. J,
3 Int. Conf, on the durability of buildings materials and components,
Espoo 1984, v. 3, p. 35—45-
5.92. Rechenberg W. Compositions of the solution in the hydrate i
of cement. Cem. and Concr. Res., v. 13, 1983, p. 119—126.
5.93. Regourd M., Hornain H., Mortureux B. Microstructure of concrete
in agressive envitonments. Proc, of 1 Int. Conf. ’’Durability of buildings
materials and components”. ASTM, STP 691, 1980, p. 253—268.
5.94. Frey Reinhard, Funk Ditmar. ’’Tonindustrie Zeitung—Fachbericli-
te”. 1984, v. 108, N 6, s. 381-282.
121
5.95. RILEM. Technical committee 32 RCA. Seewater attack on concrete
and precantionary meadures. Mater, et constr., v. 18, N 105, 1980,
p. 223-226.
5.96. Ruttgers A., Vile E.M., Wing S.P. An investigation of the permea-
bility of mass concrete with particular reference to Boulder Dom.
5.97. Сандзо Насибаяси. Стойкость бетона к действию морской воды.
Состояние исследований. Cem. and Concr., 1981, N 410, р. 2—9.
5.98. Сигэо Окахаяси, Ваити Кобаяси, Юнти Судзукава. Яп. заявка
№53-125427. 11.04.11, №52-40424, оп. 1.11.78-
5.99. Scholz W., Scholz Н. Betonin Meerwasser. Beton+Fertigteil—
Technik, H.7,1986, s. 462-470.
5.100. Soukatchoff P. Etude de resistance a 1’eau donee de quelques
ciments, Mater, et Constr., 1985; N 4,115-122.
5.101. Tea Gacesa, Ivica Gerek. Сульфатостойкость цементов с добав-
кой золы-уноса (серб.-хорв.). Cement (SERI), 1984-1985, v. 24, N 1,
с. 3-8.
5.102. Wischniewsky Janusz. Empiryczne metody badan sirczanoweg
odpornosei cementow, Prace Naukowe Inst. Budownietwa Polit. Wroclaws-
kej, ser. 6, Wroclaw, 1976.
ГЛАВА 6. ВНУТРЕННЯЯ КОРРОЗИЯ БЕТОНА
Ф.М. Иванов (СССР)
В многокомпонентной твердофазной системе, какой является бетон,
возможны процессы, обусловленные взаимодействием веществ, входя-
щих в его состав, и лишь косвенно связанные с воздействием внешней
среды, например с ее температурными и влажностными характеристика-
ми. Реакционная способность компонентов бетона создает возможность
химических реакций между цементным камнем и заполнителями. Обяза-
тельным условием прохождения химических реакций является участие
в них жидкой фазы, водного раствора, заполняющего поровое простран-
ство бетона. Жидкая фаза в бетоне представлена раствором, содержащим
продукты растворения минералов цементного камня — их гидролиза,
а также водорастворимые химические добавки, введенные при изготов-
лении бетона. Основные компоненты порового раствора — гидроксид
кальция и соединения щелочных металлов — натрия и калия [6.5], что
в значительной мере и предопределяет особенности процессов внутрен-
ней коррозии (рис. 6.1).
Наиболее распространенным и опасным является взаимодействие
между соединениями щелочных металлов и кремнеземом заполнителей.
При этом опасность представляют только некоторые разновидности
кремнезема. Известен и исследуется еще один процесс, характеризу-
ющийся реакцией между щелочами порового раствора и заполнителем в
виде доломитизированных известняков, так называемый процесс ’’раздо-
ломичивания”. Причиной внутренней коррозии может быть и содержа-
ние в заполнителях примесей, которые относятся к категории ’’вред-
ных”. Это, в первую очередь, соединения серы — сульфаты и сульфиды.
Другой класс процессов внутренней коррозии определяется неста-
бильностью новообразований, возникших в процессе гидратации, и про-
122
ЦЕМЕНТЫ
ЗАПОЛНИТЕЛЬ
Рис. 6.1. Схема процессов внутренней коррозии
должающимися процессами фазовых превращений гидратированных
соединений цементного камня, например процессы в цементном камне
глиноземистого цемента, связанные с переходом гидроалюминатов каль-
ция С2 Azzq в стабильный при данных температурах условиях С3А • 6Н2О.
Сюда же следует отнести процессы перекристаллизации с укрупнением
кристаллов вследствие известной тенденции к уменьшению поверхност-
ной энергии тонкодисперсных материалов в соответствии с законами
термодинамики. Наконец, внутренняя коррозия может быть вызвана
химическими добавками. Особенно это касается противоморозных
добавок, вводимых в значительных количествах и содержащих, как пра-
вило, растворимые соли щелочных металлов. Это приводит к образова-
нию различных комплексных соединений, часто недостаточно стабиль-
ных в условиях эксплуатации или реагирующих с компонентами порово-
го раствора с нарушением устойчивого состояния цементного камня.
Рассмотрим прежде всего наиболее распространенный вид внутрен-
ней коррозии, обусловленный реакциями между соединениями ще-
лочных металлов и аморфным кремнеземом заполнителей. Как было
установлено в классической работе Стэнтона [6.38], между соединения-
ми щелочных металлов и аморфным кремнеземом заполнителей воз-
можно физико-химическое взаимодействие, приводящее к увеличению
объема бетона — его деформациям, появлению трещин и других призна-
ков повреждения. Дальнейшими исследованиями было установлено, что
подобное разрушение может быть обусловлено содержанием в заполни-
теле и других минералов, обладающих потенциальной реакционной спо-
собностью (ПРС). Заполнители с ПРС могут содержаться в метаморфи-
ческих и изверженных горных породах, включающих аморфные или
стекловидные разновидности кремнезема.
Реакционная способность горных пород [6.7], растворенный SiO2,
мН/л:
Опал.................................................716
Халцедон . . 660
Песчаник . . 520
Туф.................................................367
Кремень ............................................360
123
Обсидиан.............................................. 36
Альбит................................................ 37
Липарит .............................................. 33
Андезит............................................ . . 21
Примечание. Определение выполнено нагреванием навески породы в 1н
растворе NaOH — 24 ч, при Т . Ж = 1 :1.
Такие породы называют потенциально реакционноспособными, так
как их активность проявляется только в определенных условиях при вы-
сокой влажности бетона и содержании определенного количества водо-
растворимых щелочей в цементном камне бетона.
Внутренняя коррозия обнаруживается в виде трещин и прослоек
гелеобразных веществ на контакте заполнителя с цементным камнем.
Процессы внутренней коррозии развиваются сравнительно медленно в
течение месяцев или лет. В некоторых случаях они приостанавливаются
на начальной стадии, но, если процесс разрушения с появлением трещин
начался, то приостановиться он может лишь при создании сухих условий
эксплуатации конструкций. В связи с опасностью внутренней коррозии
за последние годы было выполнено большое число исследований кинети-
ки коррозии и способов защиты от нее.
В практике строительства в СССР ранее редко встречались случаи
внутренней коррозии, которые можно было бы отнести за счет реакции
между щелочами и кремнеземом. Отечественные цементы ранее содержа-
ли небольшие количества солей щелочных металлов вследствие благо-
приятного состава сырья, а также ввиду интенсивного удаления щелочей
при обжиге в пыли цементообжигательных печей. По мере налаживания
на цементных заводах более полного пылеулавливания и возврата пыли
в сырьевую смесь количество щелочей в цементах возросло (табл. 6.1)
и продолжает увеличиваться, в том числе за счет применения сырья с по-
вышенным содержанием соединений щелочных металлов. Последнее ха-
рактерно для заводов, расположенных в предгорных местностях.
Известно, что повышенное содержание щелочей отрицательно сказы-
вается и на строительно-технических свойствах цементов [6.9, 6.10] и
Таблица 6. 1. Содержание щелочей в цементах некоторых
заводов СССР
Завод-изготовитель цемента Содержание щелочей, %, в расчете на
1957 г. [6.7] 1986 г. (Отчетные данные НИИцемента)
Белгородский 0,36 0.46
Броценский 0,48 0,36
Катав-Ивановений 0,67 1,15-
Кувасайский 0,62 0,84
Ленинградский 0,58 1,08“
Подгореиский 0,59 1,1
Тимлюйский 0,87 0,96
’’Гигант” 1,1* 0,87
‘Осуществлялся возврат пыли.
“Волховский завод.
124
особенно опасно при использовании цемента в бетонах е реакционноспо-
собным заполнителем (табл. 6.2).
Определение реакционной способности пород производится различны-
ми методами. Впервые нормированные методы были созданы в США,
где проблема внутренней коррозии приобрела особое значение ввиду
распространенности реакционноспособных пород [6.37]. Аналогичные
методы применяются в СССР [6.11] и большинстве стран мира. Стрем-
ление ускорить получение данных о ПРС заполнителя привело к разра-
ботке ускоренных методов [6.29,6.26]. Ускорение испытаний достигает-
ся выдерживанием образцов при повышенной температуре (8О...ЮО°С)
и в некоторых случаях введением в состав образцов дополнительно! о
количества соединений щелочных металлов. Однако окончательное ре-
шение о степени опасности заполнителя может быть дано только на осно-
вании прямых испытаний с определением величины демормаций расши-
рения.
Метод оценки коррозионной опасности заполнителя го данным о
количестве растворимого кремнезема, определяемого химическим ана-
лизом [6.37], подвергался критике, так как важно не только содержа
ние растворимого кремнезема, но и его кристаллическая форма (степс
аморфности) и плотность. Принятое нижний критерий ПРС содерж.
ние растворимого кремнезема, определяемое химическим методом и
равное 50 миллимолям/л, во многих случаях оказывается слишком
жестким, известны примеры, когда заполнители с более высоким содер-
жанием растворимого кремнезема оказывались безопасными. В pa6oie
[6.14] в качестве критерия ПРС породы предлагается содержание расти з-
римого кремнезема 200 миллимолей/л. Сравнение данных о реакции <
ной способности заполнителей, полученных химическим методом (/.л
ТМ С 227) и методом измерения деформаций (AS ТМ С 289) позволяе)
оценить достоверность химического метода.
Таблица 6. 2. Потенциальная реакционная способность горных
пород (ПРС) [6.12]
Минерал и вид крем- незема Горные породы, включающие данный вид ПРС кремнезема Развитие корро- зии возможно при содержании минерала более %
Базальты и другие лавы, песчаники, 0,25
известняки, роговики, сланцы, с опало-
вым цементом или включениями опала
Кремний, песчаники, известняки, доло- 5
ми гы с опало-халцедоновым и халце-
доно-кварцевым цементом, яшма, рого-
вики
Опал
Халцедон
Вулканическое, кислое Обсидианы, перлиты, липариты, дациты, 3
аморфное стекло андсзитодациты, туфы этих пород,
имеющие стекловидную основу
Кристобалит, тридимит- Расплавы, состоящие из кремнезема 1
кристаллические породы
Кварц (выветрелый, де- Кварциты, кварцевые витрофиры, песча-
формированный и раз- ник, песок, вулканические и метамор-
рушенный) фическне кислые породы
Тонкодисперсные ми-
нералы типа иллита
Глинисто-слюдистые сланцы и аргил-
литы
3
9
125
Новые ускоренные методы состоят в кипячении образца заполнителя
в растворе щелочи в течение нескольких часов (или суток) и определе-
нии количества растворимого кремнезема [6.29, 6.20, 6.27]. Однако
данных о степени достоверности этих методов недостаточно. Следует
учитывать, что метод AS ТМ С 227 непригоден для оценки ПРС заполни-
телей, содержащих карбонатные породы [6.20]. Представляет интерес
метод, описанный в работе [6.29], который в сочетании с петрографичес-
ким исследованием позволяет в двухсуточный срок оценить ПРС запол-
нителя из различных пород.
Сравнение метода определения количества растворимого кремнезема
в щелочи и метода измерений деформаций образцов после их выдержи-
вания в растворе хлорида натрия при температуре 50°С в течение 8 не-
дель [6.21] показало, что второй метод дает более достоверные результа-
ты. В частности, этот метод учитывает влияние состава цемента и воз-
можность миграции растворимых солей. Следует указать, что миграция
солей во время эксплуатации конструкций создает условия для развития
внутренней коррозии при пониженном содержании щелочей в исходном
цементе [6.2].
Простейший качественный ускоренный метод [6.1] основан на нагре-
вании пробы породы при температуре 800...900°С. При этом все зерна,
содержащие аморфный кремнезем, растрескиваются и могут быть отде-
лены просеиванием пробы. Это быстрый метод, но результаты, получен-
ные при его использовании, весьма ориентировочны.
При использовании метода определения деформаций основной вопрос
возникает о критерии опасности разрушения. К сожалению, в настоящее
время приходится проводить весьма длительные испытания — не менее
6 мес, а более надежные результаты получаются при испытании в течение
года. Опасным считается расширение 0,1% при испытании в образцах раз-
мером 25x25x250 мм и постоянном твердении в атмосфере насыщенного
водяного пара при температуре 38...40°С. Длительность таких испытаний
не позволяет вести таким методом оперативный контроль заполнителей,
поэтому оценка их потенциальной реакционной способности должна вы-
полняться заранее в процессе геологических изысканий и разведки мес-
торождений.
Реакционная способность заполнителя проявляется только при дли-
тельно влажных условиях твердения и при необходимом для коррозион-
ного процесса содержании реакционноспособного минерала и щелочей
в бетоне. Среднее содержание щелочей в цементном клинкере заводов
СССР изменяется в пределах от 0,4 до 1,2%. Причем примерно для 70%
цементных заводов это содержание превышает 0,6% — величина, которая
на основании статистической обработки данных исследований и практи-
ки применения цементов с ПРС заполнителями принята в США как
безопасный предел. Особую опасность с точки зрения развития внутрен-
ней коррозии представляют цементы, выпускаемые как побочный про-
дукт на заводах по производству глинозема (Пикалевский, Ачинский).
Ввиду применения в технологии переработки бокситов и извлечения гли-
нозема растворов натриевой щелочи, в цементах этих заводов количест-
во щелочей составляет 1...2% (в расчете на №26)), что приводит не толь-
ко к опасности развития внутренней коррозии, но и к ухудшению строи-
тельно-технических свойств бетона. В Советском Союзе коррозия в ре_-
зультате взаимодействия ПРС заполнителей с щелочами цемента, в пос-
126
ледние годы отмечалась сравнительно редко. Это можно объяснить огр„
ниченным распространением ПРС заполнителей, а также широким при
менением в составе цементов активных минеральных добавок, которые
снижают количество щелочей в массе вяжущего и частично их нейтрали
зуют. Правда, в одной из последних работ в экспериментах не было пол;,
чено положительного эффекта при введении в состав цемента пуццоланы
Вероятно, механизм взаимодействия портландцемента с повышенным
содержанием щелочей и ПРС заполнителя не вполне ясен, что не позво-
ляет установить причину различного влияния активных минеральных
добавок на ход реакций внутренней коррозии.
Ограниченное распространение в практике строительства СССР слу-
чаев внутренней коррозии определяется также установленным в инст-
рукциях по разведке месторождений заполнителей для бетона правилом
обязательной оценки их па содержание ПРС пород.
Прежде чем остановиться на технических свойствах бетонов, в кото-
рых возможно развитие процессов внутренней коррозии, рассмотрим
сущность процессов, протекающих при внутренней коррозии. Внешни
признаки коррозионного процесса — появление белой студенистой ма
сы на поверхности конструкций и их приуроченность к зоне контакта цс
ментного камня и заполнителя, а затем и развитие трещин указывав
на взаимосвязанность этих проявлений. Химические анализа показали,
что белая масса состоит из силикатов натрия и кальция. Со временем
в ней появляются кристаллы кальцита [6.8]. Образование геля в зоне
контакта заполнителя и цементного камня сопровождается появл^
нием трещин. Их взаимосвязанность подтверждается микрофотография-
ми шлифов бетона, которые показывают, что трещины появляются и
распространяются от поверхности заполнителя.
Образование гидросиликатного геля в результате действия NaOH н
активный кремнезем заполнителя можно считать твердоустановленным
и доказанным в ряде исследований [6.8, 6.16], но объяснение механизма
разрушения в исследованиях отдельных авторов различаются. Сутцест-
вует несколько гипотез о механизме расширения. Так, В.М. Москвин п
Г.С. Рояк [6.8] высказали предположение, что расширение обусловлен >
осмотическим давлением, развивающимся в слое новообразований в рс
зультате взаимодействия гелеобразного силиката натрия и гидроксил
кальция и давления набухания вследствие взаимодействия NaOH с SiO
и водой. При этом доказывается, что для максимального расширени
должно быть определенное соотношение между Na2O и SiO2. Аналогич-
ные представления были высказаны в работе [6.33].
Главной причиной, вызывающей деформации расширения и растрес-
кивание бетона, авторы считают осмотическое давление, развивающеес
на поверхности заполнителя после образования на ней поверхностно
пленки из силиката натрия, уплотняемой силикатом кальция. При этом
они полемизируют с Хансеном [6.22], который, соглашаясь, что движ\
щей силой коррозионного процесса является осмотическое давлени
считал, что трещины возникают как в слое новообразований на поверх-
ности заполнителя, так и в стенках нор и от них распространяются далс.
В работах [6.39, 6.31] убедительно показано, что в бетоне, в когоро
идет реакция между щелочами и заполнителями, основные трещин
начинаются от зерен заполнителя, а решающую роль в придании пленк
силиката натрия полупроницаемости играет гидроксид кальция [6.8
6.16]. Только в его присутствии возможно придание свойства полупрт
127
шщаемости силикатному гелю, образующемуся на поверхности реак-
ционноспособного заполнителя. При достаточной влажности гель силика-
та натрия может диффундировать по трещинам и капиллярным норам к
поверхности бетона конструкции, и на воздухе в результате взаимодейст-
вия с углекислотой содержащаяся в нем щелочь или гидроксид кальция
карбонизируется, а вязкость геля возрастает.
На основании измерений скорости развития деформаций в образцах
с различным содержанием реакционноспособного заполнителя предложе-
но [6.24] математическое описание процесса,основанное на предположе-
нии о пропорциональности скорости процесса содержанию реакционно-
способного заполнителя [6.20].
В последних работах японских авторов [6.35] механизм расширения
рассматривается с точки зрения молекулярных процессов на молекуляр-
ном уровне. Устанавливается возможность последовательного протека-
ния процессов: адсорбция NaOH на силанольных группах заполнителя;
разрыв на поверхности заполнителя силоксановых мостиков при дейст-
вии NaOH и растворение S1O2, разрыв внутренних силоксановых мости-
ков заполнителя и разрушение их в структуре; адсорбция NaOH на внут-
ренних силанольных группах, образовавшихся в результате предыдущего
процесса. На основании исследований структурных изменений в поверх-
ностном слое ПРС заполнителя сделано заключение о том, что причиной
расширения является процесс разрыва внутренних силоксановых мости-
ков и разрушение их в структуре.
На интенсивность коррозионного процесса влияет и размер зерен за-
полнителя, так как он определяет величину поверхности, на которой
развивается коррозионный процесс. Наиболее интенсивно коррозионный
процесс идет при среднем диаметре зерен ПРС заполнителя 0,2 мм [6.8].
Однако есть данные, что начало расширения начинается при размере зе-
рен опала 0,05 мм [6.18]. Более тонкодисперсный активный кремнезем
гасит коррозионный процесс, вероятно, за счет хемосорбции катионов
щелочных металлов высокоразвитой поверхностью кремнезема.
Рассмотрение работ о механизме коррозии в результате взаимодейст-
вия щелочей цемента и кремнезема заполнителя позволило сделать важ-
ный вывод о решающем значении для интенсивности коррозионного про-
цесса не только абсолютного содержания щелочи или активного кремне-
зема, но главным образом их соотношения. К такому выводу пришли
авторы многих работ [6.8, 6.31, 6.17 и др.]. Этот факт использовал
В.М. Москвин для ориентировочного расчета наиболее опасных пределов
этого соотношения [6.6].
В.М. Москвин считает, что при действии щелочи на поверхностный
слой аморфного кремнезема происходят деполимеризация и растворение
поверхностного слоя. Объем продуктов взаимодействия щелочь — крем-
незем пропорционален количеству воды, поглощаемой единицей объема
полимера SiO2- Коэффициент набухания а вычисляется:
а= (т -т0)/т0,
где то - масса S1O2 ДО набухания; т - то же, после набухания.
Суммарная поверхность зерен активного кремнезема, например опа-
ла, в единице объема песка равна 5СуМ = *^7ср
где 5,; — поверхность одного зерна среднего диаметра; п — число зерен диамет-
аср
ром d р в единице объема опала.
128
Число зерен п равно:
н = Vnp/lW Kjcp,
где И(1 - обьем песка в единице объема бетона;
до ено взаимодействия со щелочами.
Pj ~ °®ъсм одного зерна опала
Прореагировавший обьем опала И, при толщине слоя деполимеризо-
ванного опала 6 будет равен:
6 V„ р &
Г-^сУм^Го//-
ср
где р — содержание опала в песке, %.
Расчетом определяется масса деполимеризованного слоя опала и ще-
лочей, принявших участие во взаимодействии с указанным количеством’
кремнезема
<?[SiO2]^cyM^2,2=-f--^--
ср
где 2,2 — плотность опала; / — относительная активность кремнезема по отноше-
нию к опалу.
Основное условие К возникновения расширения бетона может быть
записано:
K=^ISjO2J
С?[1<2О] 100^ср 100
где (7/100% - содержание щелочей в цементе.
Расчеты по этим формулам показывают, что величина критерия К, при
котором наиболее опасно расширение при взаимодействии щелочей и
кремнезема, будет наблюдаться при К больше 2 и меньше 4.
Такой расчет, конечно, весьма приближен, но он позволяет сделать вы-
вод о возможных путях преодоления внутренней коррозии.
Результаты расчета подтверждаются экспериментально. Например,
убедительные экспериментальные данные приведены в [6.40]. Было про-
ведено обстоятельное исследование влияния соотношения между коли-
чеством щелочей (в пересчете на Na2O) в цементе и ПРС заполнителя в
виде опала. Испытания проведены, в том числе, и на цементах с понижен-
ным содержанием щелочей. Результаты (рис. 6.2) определений расшире-
ния в сроки до 18 мес показывают, что абсолютное содержание опала не
определяет величины расширения. В работе сделаны выводы о том, что
максимальное расширение отмечается при соотношении щелочи : опал
около 0,4, а минимальное расширение, не превышающее 0,1%, получено
при соотношении щелочи : опал — 0,13 и менее. Важен также вывод о
возможности появления расширения при низком содержании щелочей в
цементе.
Положение о том, что для развития данного вида внутренней корро
зии необходимо определенное соотношение между реагирующими ком-
понентами — щелочью и кремнеземом — подтверждается и в ряде других
работ [6.7, 6.8, 6.24, 6.4 и др.].
6 ' ’ 129
СООТНОШЕНИЕ ЩЕЛОЧИ ОПАЛ
(ЛОГ. ШКАЛА)
Рис. 6.3. Влияние добавки поташа на расши-
рение образцов с реакционноспособным за-
полнителем [6.3]. Состав 1:2, В/Ц = 0,5,
опал — 10% по массе песка. Содержание ще-
лочей в цементе 0,44% в расчете на NajO
Рис. 6.2. Соотношение щелочь ! опал и рас-
ширение образцов раствора состава 1:2
при содержании в песке 1,2 и 5% опала
[6.40]
Четко подтверждается определяющая роль соотношения между со-
держанием щелочи и активного кремнезема в заполнителе в работе
[6.3]. Деформации постепенно растут при постоянном количестве реак-
ционноспособного кремнезема и увеличении содержания щелочи (рис.
6.3). После определенной величины содержания щелочи, в данном слу-
чае около 2% (в пересчете на Na2O) с учетом содержания щелочей в це-
менте, деформации резко падают, видимо, вследствие разжижения геля и
потери им свойства полупроницаемости, что приводит к падению осмоти-
ческого давления.
Как видно из рис. 6.4, картина зависимости деформаций от соотноше-
ния щелочь: кремнезем аналогична данным рис. 6.2. Аналогичные данные
содержатся в работе [6.17], (рис. 6.5). Однако зависимость достаточно
широко ’’размыта”.
Показанное в вышеупомянутых исследованиях решающее влияние
соотношения щелочи и кремнезема на интенсивность внутренней корро-
зии является определяющим. Однако использование его для предупреж-
дения развития коррозионных процессов затруднено условностью опре-
деления активности кремнезема — различием его форм, а также невоз-
можностью регулировать содержание щелочей в широких пределах вви-
ду их отрицательного влияния на другие строительно-технические свойст-
ва бетона.
Кроме этого, может влиять и миграция растворимых соединений ще-
лочных металлов в бетоне, что приводит к местному повышению их со-
держания [6.30].
Влияние количества щелочей в цементе на интенсивность коррозии
при взаимодействии щелочей с реакционноспособным кремнеземом за-
полнителя было показано неоднократно, проведенные исследования дали
основания для введения в стандарты всех государств ограничения на со-
держание щелочей в случае, если заполнитель содержит реакционноспо-
собный кремнезем. Однако такое ограничение в большинстве случаев
трудновыполнимо, так как создать технологический процесс производ-
ства цемента таким, чтобы щелочи удалялись, весьма трудно. Этому
могло бы способствовать удаление пыли цемешно-обжигательных печей
130
и использование ее для других целей, например в сельском хозяйстве.
Однако это связано с трудностями транспорта, складирования, и не всег-
да почвы требуют такого удобрения.
Поэтому приходится считаться с тенденцией увеличения содержания
щелочей в портландцементе. Возникает вопрос о возможности введе
ния в бетон каких-либо добавок, которые могли бы препятствовать
реакции щелочь—кремнезем. Исходя из'представлений о механизме про-
цессов коррозии, такими добавками должны быть вещества, связываю-
щие гидроксид кальция и, тем самым, снижающие возможноеи> возник-
новения эффекта полупроницаемости образующихся пленок. Известны-
ми и применяемыми веществами являются активные минеральные до-
бавки — шлаки и пуццоланы различного вида.
Результаты экспериментальных исследований [6.8, 6.28, 6.4] показа-
ли, что опасность коррозии уменьшается при изготовлении бе юна на
шлакопортландцементе и пуццолановом портландцементе и вообще в
случаях введения в состав цемента добавок, способных поглощать, хотя
бы хсмосорбциопно, гидроксид кальция. В последние годы для этой цели
используется активный тонкодисперсный кремнезем, так называемый
’’микрокремнезем”.
В работе [6.28] показано, что деформации бетонов на смешанных це-
ментах значительно меньше, чем на чистоклинкерных. В табл. 6.3 пока
зана эффективность применения пуццолановых цементов, позволяющих
полностью предупредить развитие реакции между щелочами и заполни-
телями. Из этих данных видно, что введение шлака также снижает воз-
можность опасных деформаций, хотя и в меньшей степени, чем активные
минеральные добавки. В работах [6.15,6.25] приводятся данные о влия-
нии различных количеств доменного гранулированного шлака на дефор-
мации бетона, содержащего реакционноспособный заполнитель.
Показано [6.19], что 5% шлака не влияют на деформации. В растворах
состава 1:2,5, В/Ц = 0,41 при замене 50% цемента шлаком растрескива-
1шя не наблюдалось, а в рашворе 1:3,5, В/Ц = 0,53 такой же эффект был
131
Таблица 6. 3. Влияние активных минеральных добавок
на деформации мелкозернистых бетонов [6.28]
Минеральная добавка Состав вяжущего, % Расширение, % , через, мес
цемент | добавка 6 I 12 1 24
— 100 — 0,45 0,601 0,704
Туф 90 10 0,042 0,084 0,197
70 30 0,026 0,028 0,022
50 50 0,024 0,017 0,013
30 70 -0,001 -0,004 -0,002
Зола 70 30 0,039 0,036 0,038
Шлак 70 30 0,014 0,064 0,112
Примечание. Состав 1:2, 6% песка заменено опалом в зернах 0,25—0,75 мм.
В/Ц = 0,5. Цемент содержит К->О — 1,03%, Na-iO - 0,56% или в пересчете на Na->O —
1,24%. z 2
при замене 40% цемента на доменный гранулированный шлак. В работе
[6.23] сделан также вывод о необходимости ограничить общее содержа-
ние щелочей в цементе количеством 3,65 кг/м3.
В общем виде выводы о влиянии минеральных добавок на интенсив-
ность коррозионного процесса сделаны в работе [6.28]. Чем больше кис-
лых оксидов в добавке, тем сильнее торможение реакции щелочь—крем-
незем; с уменьшением основности смешанных цементов при увеличении
дозировки добавки усиливается торможение этой реакции. Количество
добавки должно быть достаточно большим, чтобы исключить возмож-
ность десорбции щелочи. При замене части цемента золой-уносом содер-
жание щелочей должно быть уменьшено. В работе [6.23] показано, что
при содержании щелочи 2,85 кг/м3 начиналось образование трещин.
Однако относительное содержание щелочи в цементе при этом может не
уменьшаться, так как сокращение расхода щелочи будет обусловлен
меньшим содержанием цемента в единице объема бетона.
Такой подход к определению норм допустимого содержания щелочей
в цементе был предложен советскими учеными [6.2, 6.12]. На рис. 6.6
приведены графики зависимости допустимого содержания щелочи в це-
менте от расхода цемента при условии, что содержание щелочи в расчете
на Na2O не будет превышать 3 кг/м3.
Были исследованы и другие методы предупреждения развития реак-
ции щелочь — кремнезем в случае, если процесс уже начался: обработка
растворами гидроксида бария, хлоридом лития и жидким стеклом.
Некоторые результаты дал только метод обработки уже разрушающего-
ся бетона гидроксидом бария [6.27]. В то же время в [6.4] прказано,
что введение в состав бетона углекислого лития в количестве 1,5% по
массе цемента препятствует внутренней коррозии. В той же работе приве-
дены данные о возможных других методах предотвращения коррозии
(рис. 6.7). Существенное снижение деформаций может быть
достигнуто введением трепела, добавки ГКЖ-94. Некоторое уменьшение
деформаций достигается при увеличении деформативности структуры бе-
тона за счет применения пористого заполнителя — керамзитового песка
или пемзы, а также воздухововлекающей добавки типа СНВ. Эти испы-
тания проведены на портландцементе Новороссийского завода, содер-
132
Рис. 6.6. Допустимое содержание ще-
лочей в цементе при различном рас-
ходе цемента
1 — по предложению Гидропроекта;
2 — по предложению ЦНИИС
РАСХОД ЦЕМЕНТА. КГ/М3
Рис. 6.7. Влияние активных минеральных до-
бавок на деформации бетона [6.4]
1 - 1,гСОу - 1,5; 2 - трепел 20%; 3 - ГКЖ-
94 - 0,05%; 4 - СНВ - 0,5%; 5 - керамзито-
вый песок - 20%; 6 - пемзовый песок -
12,5%; 7-без добавок
z
0,8
0,7
4®
0,5-
0,4-
43-
0,2-
0,1-
/ 2 5 4 5 6 7
ВРЕМЯ ТВЕРДЕНИЯ. МЕС
£
S
жавшего 0,5% щелочей Na2O, к которому был добавлен 1% щелочей
(в расчете на Na2O). Дополнительную щелочь вводили в воду затворе-
ния. Реакционноспособный заполнитель представлял собой песчаник
Инзенского месторождения, содержащий около 50% опала.
Небезразлично для коррозионного процесса, с каким анионом связан
щелочной металл. Исследования по методу AS ТМ С 227 на образцах из
раствора состава 1:2,5 с заполнителем пирекс, размер зерен менее 0,5 мм
при В/Ц = 1, на цементе, содержавшем 0,75% щелочей ( в расчете на
Na2O) с добавкой различных солей [6.35] показали, что расширение
убывает в следующем ряду: С1~ > SO^- > ОН- > COj- (рис. 6.8).
Наибольшее расширение дают соли натрия, меньшее - калия н пет расши-
рения у солей лития. Объяснения этих результатов не найдено.
Исследование шлакопортландцементов [6.19] также показало, что
при содержании 70% шлака расширения за счет взаимодействия щелочей
с кремнеземом практически нет, в то время как при 10 и 20% шлака рас-
ширение было 0,37 и 0,64% в возрасте 28 и 365 сут соответственно. При
50% шлака расширение меньше 0,1%. Изменение дозировки гипса от
0,5 до 3,5% не отразилось на деформациях образцов.
Некоторое влияние на уменьшение деформаций оказывает введение
в состав бетонной смеси кремнийорганической газовыделяющей добав-
ки ГКЖ [6.12]. При этом расширение несколько уменьшается. Однако
и эта добавка полностью проблемы не решает. Исследования должны
быть продолжены.
Возможно взаимодействие между доломитизированными известняка-
ми и щелочами цемента. В результате химической реакции, которая мо-
жет быть названа ’’раздоломичиванием”, происходит расширение твер-
дой фазы и ослабление структуры цементного камня. На этот процесс
может накладываться и описанный процесс взаимодействия с щелочами
133
0,5
Рис. 6.8. Влияние вида катионА и аниона на деформации
образцов раствора [6.35]
активного кремнезема, который может содержаться и в карбонатных по-
родах. Такие процессы исследованы в работах [6.32, 6.34, 6.36]. Пока-
зано, что карбонатные породы в большинстве своем стойки и лишь неко-
торые разновидности доломитизированных известняков могут подвер-
гаться коррозии. Во всяком случае, при повышенном содержании щело-
чей в цементах необходимо иметь в виду такую возможность и прини-
мать меры, предупреждающие развитие коррозии. В частности, такие
породы отмечены на Среднем Востоке. Отмечается достаточная слож-
ность процессов, так как возможно и взаимодействие доломита с гидро-
силикатами кальция.
Реакция ’’раздоломичивания” в общем виде описывается уравнением
CaCOj -MgCOg +NaOH=CaCOj + Mg(OH)2 + Na2COj.
Учитывая, что в цементном камне всегда присутствует гидроксид
кальция, аналогичное действие могут оказывать и некоторые соли нат-
рия и калия. Образующийся карбонат натрия в результате взаимодейст-
вия с гидроксидом кальция будет возобновлять содержание в растворе
NaOH. Следовательно, карбонатные породы должны проверяться на
реакционную способность, если это доломитизированные известняки,
или если петрографические исследования показывают присутствие опала
или другие разновидностей активного кремнезема.
134
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
6.1. Викторов А.М. Выбор минеральных заполнителей гидротехничсс
кого бетона. - М.: Госстройиздат, 1952.
6.2. Викторов А.М., Осипов АД. Способы борьбы с щелочной корра-
зией бетона//Бетон и железобетон. — 1982. — № 1. — С. 46—47.
6.3. Иванов Ф.М., Рояк Г.С., Сальников Н,С. Влияние добавок поташа
на деформации мелкозернистых бетонов с активными заполнителями /
Бетон и железобетон. — 1966. — № 9. - С. 32—33.
6.4. Иванов Ф.М., Сальников Н.С. Предупреждение корронш бетон н
на заполнителях с реакционноспособным крсмпеземом//Трапснортпсс
строительство. — 1969. — № 3. — С. 48—50.
6.5. Курбатова И.И. Химия гидратации портландцемента. — М.: Строн-
издат, 1977. — 159 с.
6.6. Москвин В.М. Анализ условий образования расширяющегося
комплекса при взаимодействии в бетоне кремнезема и щелочей//Корро
зия бетона и повышение долговечности железобетонных конструкций. -
Изд-во Ростовского университета, 1985. — С. 55—68.
6.7. Москвин В.М., Рояк Г.С. Один из сложных вопросов коррозии бе
тона//Изв. Акад, стр-ва и архит. СССР. — 1961. — № 4. — С. 48—53.
6.8. Москвин В.М., Рояк Г.С. Коррозия бетона при действии щелочей
цемента на кремнезем заполнителя/ - М.: Госстройиздат, 1962. — 164
6.9. Рояк Г.С. О составе и гидратации щелочесодержащих фаз цеме.
та//Цемент. - 1958. -№ 5. -С. 21-24.
6.10. Рояк Г.С. Щелочи в цементе и стойкость бетона//Бетон и железо
бетон. - 1959. - № 7. - С. 295-299-
6.11. Рекомендации по определению реакционной способности запол
нителей бетона со щелочами цемента. — М.: НИИЖБ Госстроя СССР,
1972. - С. 24.
6.12. Руководство по предотвращению внутренней коррозии бетона
при химическом взаимодействии щелочей цемента с реакционноспособ-
ными породами заполнителя. — М.: ВНИИ транспортного строительств.
Минтрансстроя, 1984. — 24 с.
6.13. Сальников Н.С., Иванов Ф.М. Коррозионное разрушение бетонов,
содержащих большие добавки погаша//Бетон и железобетон. - 1971.
№ 10, - С. 17-19.
6.14. Токарев П.Я. Связь реакционной способности заполнителей дл ।
бетона с генетическими и петрохимическими особенностями горных по-
род: Дисс... канд. техн. наук. — М., 1972.
6.15. Bakker R.F.M. Durability du beton de ciment de haut fourneauV
Cim. betons, platres, chaux, — 1982. — N 1.49—53-
6.16. Chatterji S. The role of Ca(OH)2 in the breakdown of portlai.J
cement concrete due to alkali—silica reaction//Cem. and Concr. Res., —
1979,-v. 9,-N 2, 185-188.
6.17. Dante Z.E. Veronelli. Durabilidad del Hormigon//Cemento Hormi-
gon. - 1976. - v. 47, - N 8. 621-637; N 9, 731.
6.18. Diamond S., Rhaulov N. A study of expansion due to alkalisilic^
reaction as conditioned by the grain size of the reactive aggregate//Cem.
and Concr. Res., 1974. — v. 4, — 591—607-
6.19. Frigione Giuseppe, Marotta Rafaele. Portland blast-furnace slag
cements and resistance to the alkali—aggregate reaction//World Cement
Technology. - 1981 - v. 12. p. 73, 74, 76,78.
13o
6.20. Grattan—Bellew Т.Е. Re—evolution of standard mortar bar and
concrete prism tests for alkali—aggregate reactivity//Mater. et Constr., —
1983. - v. 16. - N 94. 243-250-
6.21. lensen A., Damgaard, Chatterji S., Christensen P., Thaulow N.,
Gundmundsson H.//Studies of alkali—reaction. Part I, A comparison of
two accelerated yesy methods. ”Cem. and Concr. Res.”, 1982, v. 12, N 5,
641-647.
6.22. Hansen W.C. JAC1, v. 31, 1960, N 9.
6.23. Hobbs D.W. Possible influence of small additions of pfa, gbfs and
limestone flour upon expansion caused by the alkali—silica reaction//Mag.
of Concr. Res., 1983, v. 35, N 122, 55-58.
6.24. Hobbs D.W. Expansion of concrete due to alkali—silica reaction/
Mag. of Concr. Res., 1978, v. 30, N 105, pp. 215—220.
6.25. Hobbs D.W. Influence of pfa, gbs upon expansion due to alkali—
silica reaction//Mag. of Concr. Res. — 1982. — v. 34, — N 119, pp. 83—94.
6.26. Kazimir I. Metody lagan reakcji korozyinei alkali z kruszewem
wenglanowym//Zesz. nauk PSw Bud., 1978, N 5,101 — 111.
6.27. Lenzner D., Ludwig U. Zum Erkennen von Alkali—Kiesel—Saure
Reactionen in Betonbauwerken//Zem. Kalk. Gips, — 1979, — N 8,401-410-
6.28. Ming-Shu—Tang, Ju—feng—Je, Mei—qi-Yuan, Shi-huazlen. The
preventive effect of mineral admixtures on alkali—silica reaction and its
mechanism//Cem. and Concr. Res. — 1983. — v. 13 — N 2. 171—176.
6.29. Ming—shu Tang, Su—fen Hau, Shi—hua Zhen. A rapid method
foridentifi'cation of alkali reactivity of aggregate//Cem. and Concr. Res. —
1983. - v. 13. - N 3.417-422 .
6.30. Nixon P.Y., Collins R.L, Rayment P.L. The concentration of alka-
lies moisture migration in concrete — a factor influencing alkali—aggrega-
te reaction//Cem. and Concr. Res. — 1979. — v. 9. — N 4. p. 417—423-
6.31. Parsons W.H. and Insley, J. Amer. Concr. lnst./1944, Jan. proc.
N41.
6.32. Piasta I. Zachowanie sie kruszyw wenglanowych w betonach z
cementami о roznej zawortosce alkaliow//Zesz. nauk. PSw. Biol. 1980. —
N8, 155.
6.33. Powers T.W. and Steinour H.H. JACI. — 1955. — v. 26. — N 8, N 4.
6.34. Roszczynialski Wojcech. Rola alkaliow w cemencie z uwzgled-
nieniem zwiazka miezdy ich iloscia a mozliwoscia zastosowania do pro-
dukcji betonow roznych rodzajiw krzuszyw lamanych. Czesc IL//Prz.
geol.//- 1979. - v. 27.-N3. 151-154.
6.35. M. Shizawa, I. Yoe, H. Kotani. Influence of ionic species on alkali-
aggregate reaction//8 Int. Congr. on the Chem. of Cem., v. 5,1986, p. 135—
140.
6.36. Sosnowska Malgorzata. Badovia odporkosci odpadowych kruszym
na dzialania zachynow cementowych о duzej zawartosci alkaliow//Cement,
Wapno, Gips. 1979. - v. 32. - N 3. 100-103.
6.37. Standards USA. ASTM C227-71(76), ASTM C289-71(76),
ASTM C295-65 (73).
6.38. Stanton T.E. The expansion of concrete through reaction between
cement and aggregate//Proc. Amer. Soc. Civ. Eng., v. 66, 1940, p. 1781 —
1811.
6.39. Vivian H.E. The effect on mortar expansion//Bull. 256. Melbourne,
Australia, 1950.
6.40. Woolf D.O. Reaction of aggregate with low alkali—cement//Public
Roads. — 1952. v. 27.
136
ГЛАВА 7. КОРРОЗИЯ СТАЛЬНОЙ АРМАТУРЫ
С.Н. Алексеев (СССР)
Длительная служба железобетонных конструкций в условиях агрес-
сивных воздействий природных и техногенных сред обеспечивается кор-
розионной устойчивостью как бетона, так и стальной арматуры. Как уже
было показано (см. гл. 3 и 5), бетон может быть более или менее стоек
в зависимости от особенностей воздействующей на него среды, стойкос-
ти его составляющих (вяжущего, заполнителей) и степени проницаемос-
ти структуры.
Арматура номинально считается защищенной слоем бетона. Однако в
силу его проницаемости может быть доступна действию окружающей
среды. Кроме того, бетон, по существу являющийся средой для армату-
ры, в ряде конкретных сочетаний вяжущих, добавок и технологии сам
может не только не защищать, но и способствовать развитию коррозии
стальной арматуры. Поэтому ниже кратко излагаются основные необхо-
димые сведения из общей теории коррозии металлов [7.1, 7.26, 733]
и рассматриваются результаты ее приложения к системе сталь—бетон.
При изложении мы придерживаемся текста доклада комиссии РИЛЕМ
’’Коррозия стали в бетоне” [7.42].
7.1. ТЕОРИЯ ПРОЦЕССА КОРРОЗИИ СТАЛИ В БЕТОНЕ
Электрохимическая природа коррозии. Процесс коррозии металлов
в подавляющем большинстве случаев имеет электрохимический меха
низм, для действия которого необходимо присутствие влаги на поверх-
ности металла.
На поверхности корродирующего металла образуются анодные и ка-
тодные участки. На анодных участках осуществляется растворение ме-
талла (анодное окисление), ионизация атомов, переходящих в виде гид-
ратированных анионов в раствор. Образующиеся свободные электроны,
оставаясь в кристаллической решетке металла, перемещаются к катод-
ным участкам его поверхности, где сьи ассимилируются либо атомами
растворенного кислорода, либо ионами водорода (катодное восстанов-
ление) . Электрическая цепь замыкается через раствор электролита, в ко-
тором идет перемещение гидратированных ионов.
Продукты коррозии являются результатом вторичных процессов
взаимодействия гидратированных ионов с кислородом. Если они хорошо
растворимы, то могут переноситься от места их образования. Если же
труднорастворимы, какими являются, как правило, продукты коррозии
стали, то откладываются на ее поверхности, образуя более или менее чет-
ко выраженный растущий слой ржавчины, которая состоит из оксидов
и гидроксидов железа.
Следовательно, для протекания процесса электрохимической корро-
зии необходимы следующие условия:
наличие активных участков поверхности металла, способных к анод-
ному растворению — переходу атомов в растворимые ионы по реакции:
Fe2++2е«- Fe, (7.1)
137
наличие веществ, необходимых для протекания катодной реакции,
например с восстановлением кислорода:
О2 + 4е + 2Н2О^ 40Н—,
(7-2)
наличие электролита, в котором может осущеш влиться движение
ионов между анодом и катодом.
Электродные потенциалы. Работающая коррозионная пара характери-
зуется разностью электрических потенциалов (рис. 7.1).
Если Рт и Ру электрические потенциалы в смежных точках поверхнос-
ти металла и электролита, разделяемых электрическим двойным слоем
из множества заряженных частиц и ориентированных диполей воды, и
если знаками "а" и ”с" обозначить их принадлежность соответственно
аноду и катоду, то
Ра < Рс и Р° > Рс
т m s s
То™ < (Г£-ф.
Разность (Рт — Ру) представляет собой падение потенциала в двойном
электрическом слое и именуется потенциалом электрода Е. Потенциал
локального анода всегда ниже, чем потенциал катода в коррозионной па-
ре. Разность потенциалов (Ес — Еа) может быть очень малой, если анод и
катод расположены близко, как это свойственно микропаре, и проводи-
мость электролита высока, но может достигать нескольких сотен милли-
вольт при высоком сопротивлении среды.
Потенциалы электродов выражаются обычно относительно обратимых
электродов сравнения, имеющих постоянный потенциал (стандартный
водородный электрод Е = 0,00 V, медно-сульфатпый электрод Е -
= +0,32 V относительно водородного, насыщенный каломельный элект-
род Е = +0,25 V по водородной шкале).
Коррозия в термодинамическом аспекте. Электрохимическая реакция
с участием z-злектродов
НдЛ + п^В + ze = псС + n^D
при постоянной температуре и давлении имеет равновесный потенциал:
q zF [c]Mc.
где R — газовая постоянная; Т - абсолютная температура- F — постоянная Фара-
дея; Е° — стандартный электродный потенциал реакции; [Л] и т.д. — активность
ионов и па и т.д. - число их молей.
Эта реакция идет самопроизвольно слева направо, если Е < Еец. Сле-
довательно, если известно £° электрохимической реакции, можно пред-
сказать термодинамическую возможность ее при известных концентраци-
ях реагентов и продуктов реакции. Результатами таких расчетов являют-
ся диаграммы потенциал — pH (диаграммы Пурбз) (рис. 7.2).
Здесь концентрация ионов, кроме Н+ + ОН-, принята (миллимоль) и
твердые фазы чистые.
138
Рис. 7.1. Пон-ициалы и токи в корро-
'lliouiioii ичейке
Области стабильности растворимых ионов соответствуют коррозии,
поскольку анодные реакции, идущие с образованием Fe2+ или FeO - 0Н~
термодинамически возможны:
Fe = Fe2+ + 2е;
Fe + ЗОН- = FeO • ОН- + Н20 + 2 е.
Области стабильности оксидов Fe3O4 и Fe2O3 соответствуют состоя-
нию пассивности, которое возникает в результате анодных реакций с
образованием защитных оксидных пленок на поверхности металла:
139
3Fe + 4H2O = Fe3O4 +8Н+ + 8е;
2 Fc + 3H2O = Fe2O3 + 6H+ + be.
Область стабильности железа, его иммунности к коррозии соответст-
вует термодинамической невозможности анодного растворения металла.
Нельзя переоценивать значения диаграмм равновесия, показывающих
лишь термодинамическую возможность тех или иных реакций, но ничего
не говорящих об их кинетике, а также не учитывающих изменений соста-
ва электролита вблизи корродирующей поверхности, существования гра-
диентов концентраций.
Поляризация электрохимических реакций. Согласно изложенному вы-
ше равновесие единичной электродной реакции существует, когда элект-
родный потенциал Е принимает значение ЕСц. При этом скорости обрати-
мых анодного и катодного процессов, выражаемые плотностями токов
ia и /с, соответственно равны и противоположны:
‘а = I'J ='о ’
где i - плотность тока обмена реакции.
При Е > Eeq преимущество имеет анодный процесс (/д > I ic\ ), а при
Е < Еец преобладает катодный (/а < | ic | ).
В том или другом случае говорят, что электрод поляризуется, т.е. его
потенциал смещается на величину перенапряжения:
т,а~^ ~ ^eq’ ~ ^eq ~
Зависимости между перенапряжением и плотностью тока для конк-
ретных электродных процессов, играющих роль в коррозионных реакци-
ях, могут быть определены экспериментально путем контроля потенциа-
ла исследуемого металла (рабочего электрода) с помощью потенцио-
стата.
Результирующие графики (г? — (/) (или log i) называют поляриза-
ционными кривыми. Формы, которые принимают эти зависимости, опре-
деляются природой стадии, контролирующей скорость обсуждавшихся
электродных процессов (рис. 7.3).
На рис. 7.3 приведены поляризационные кривые электродных процес-
сов, скорость которых ограничивается стадией, включающей термически
активированный перенос заряда; для q > 50 мВ зависомость между пе-
ренапряжением и плотностью тока известна как уравнение Тафеля:
Па = Ъа 1о8 = Ьс к,Ё ’
где коэффициенты Тафеля Ьа и Ьс - постоянные реакции при неизменной темпера-
гуре.
На рис. 7.4 показаны поляризационные кривые электродных процес-
сов, таких как О2 + 2Н2О + 4е 4ОН~, когда скорость катодной
реакции ограничивается массопереносом реагентов при их диффузии к
поверхности электрода (так называемая концентрационная поляриза-
ция) ; при больших значениях перенапряжения qc плотность катодного
тока ic приближается к предельному значению //, величина которого за-
висит от температуры, перемешивания раствора и пр. Зависимость имеет
вид
140
Рис. 7.3. Поляризационные кривые
электронною процесса, скорость кото-
рого ограничивается термически активи-
рованным переносом заряда
Рис. 7.4. Поляризационные крип,
электродного процесса, ограниченно! о
диффузией кислорода к катоду
Tic = const, log (I-icliL).
В общем форма поляризационной кривой единичного электродного
процесса должна отражать тенденцию возрастания скорости реакции i
с возрастанием перенапряжения q.
Если, однако, электрод способен поддерживать различные реакции
при разных электродных потенциалах, то формы поляризационных кри
вых могут быть аномальными.
Например, металл М способен растворяться анодно, образуя ионы Л/2+
при Е > ЕС1/, М/М2* (М = М2+ + 2е) , но может образовывать поверхност-
ную оксидную пленку (МО) при Е> Есц,М/МО, (М + Н20 = МО + 2П+ i
+ 2е). Результирующая анодная поляризационная кривая представлена
на рис. 7.5.
При значении Е < ЕСц, М/М2* анодное растворение термодинамически
невозможно и металл иммунен к растворению, смещение к значени-
ям > Eeq, М/М2+ ведет к активному растворению со скоростью, которая
первоначально растет с увеличением перенапряжения. При некотором по
тенциале, более положительном, чем Eeq, М/МО, однако, активное раст-
ворение практически прекращается вследствие образования поверхност-
ной оксидной пленки, делающей металл пассивным и пропускающей
лишь малый ’’остаточный ток, который совсем незначительно увеличи-
вается с дальнейшей поляризацией. Если оксидная пленка имеет элект-
ронную проводимость, то на электроде может происходить анодное вое
становление кислорода из воды (2Н2О = 02 + 4Н + 4е) при потенциале
более положительном, чем ECq,..., Н2О/О2 с соответствующим резким
возрастанием плотности анодного тока.
Дополнительные эффекты могут наблюдаться в определенных систе-
мах, например, многие пассивирующиеся металлы и сплавы могут стра-
141
Рис. 7.5. Анодная поляризационная
кривая, иллюстрирующая переход от
активного растворения к пассивации
Рис. 7.6. Анодные поляризационные
кривые для стали в насыщенном ра-
створе гидроксида кальция с раз-
личным содержанием двуводного
хлорида кальция
дать от явления локального разрушения защитной оксидной пленки,
известного как питтинг, когда электролит содержит агрессивные ионы
(такие, как С1~ или Вг—) и электродный потенциал достигает некоторо-
го критического значения, которое зависит от концентрации галоида и
pH раствора (рис. 7.6).
Когда электродный потенциал становится более положительным, чем
потенциал питтингообразования, средняя плотность анодного тока воз-
растает из-за интенсивного локального растворения металла в отдельных
точках при пассивности окружающей их поверхности.
Поляризационные кривые для отдельных металлов, изучаемых в
быстроперемешиваемых растворах точно известного состава при 25°С,
удобно обобщать в виде Е—^//-диаграмм, подобных приведенной на рис.
7.7. Области иммунности,активности и пассивности вполне согласуются
с областями термодинамической стабильности железа, растворимых
ионов железа и оксидов железа, как видно на рис. 7.2. Дополнительно из
области пассивности выделена часть, где возможен питтинг.
Диаграммы, подобные приведенной на рис. 7.7, часто полезны для
справки о коррозионном поведении металлов в различных средах, если
не забывать, что они несут информацию, отвечающую условиям мини-
мальной концентрационной поляризации. Поэтому было бы ошибочным
их прямое приложение к практическим коррозионным проблемам, имея
в виду возможные эффекты, которые могут возникнуть в условиях
ограниченного массопереноса.
Коррозионные потенциалы и скорости коррозии. Обсуждению поляри-
зационных кривых способствует рассмотрение поведения электродов,
функционирующих как суммарные аноды или катоды ячеек, к которым
напряжение прикладывается от внешнего источника тока (потенцио-
стат) . Это упрощенная модель, так как на поверхности свободно корро-
дирующего металла раздельные анодный и катодный процессы происхо-
142
Рис. 7.7. Диаграмма потсициал-
pll, иллюстрирующая коррозион-
ное поведение железа и раство-
рах с хлоридами
Рис. 7.8. Диаграмма Эваиса для одииоч
иой коррозионной ячейки
дят одновременно с одинаковой скоростью на одной и том же поверхнос
ти смешанного электрода.
Простейшей формой коррозионного процесса является такой, в кото-
ром одна поляризуемая анодная реакция (Л/ — ze = A/z+) и- одна катод-
ная (X + ze = Х2~) сопрягаются, чтобы образовать множество микрояче-
ек на поверхности металла в электролите высокой проводимости. На
рис. 7.8 представлен^ поляризационные кривые для самостоятельных
анодной и катодной реакций, пересекающиеся в точке Р, где средние
анодная и катодная плотности тока равны и представляют скорость кор-
розии, выраженную средней плотностью коррозионного тока (iCorr*
Электродный потенциал пары в этой точке называют коррозионным по
генциалом Есогг.
Как отмечалось выше, всегда существует разница между электродш i-
ми потенциалами анодных и катодных участков на поверхности металла.
Разница незначительна, когда коррозия носит характер действия микр<
пар, и становится существенным омическим падением ir в условиях, где
образуются коррозионные макропары, когда анодные и катодные участ-
ки поверхности разделены средой с высоким электролитическим сопр,
тивлением (рис. 7.9). Средняя скорость коррозии, выражаемая чере
icorr, теперь снижается и коррозионный потенциал изменяется с распе
ложением между Е£огг и Е£огг, места локальных анодов соответствую
областям низких коррозионных потенциалов (Е°огг). Практически это
может быть использовано для обнаружения мест коррозионного пораже
ния (анодных участков) по замерам потенциалов в конструкциях, где
возникают макропары.
В отсутствие значительного омического падения средняя скорость
коррозии (icorr) зависит от значения разницы между обратимыми потен-
циалами анодной и катодной реакций и среднего наклона анодной и
катодной поляризационных кривых. Если анодная реакция круто пол г
143
Рис. 7.9. Диаграмма Эванса для корро-
зионной ячейки с омическим падением
потенциала
Рис. 7.10. Диаграммы Эванса, иллю-
стрирующие процесс коррозии
а - с анодным контролем; б — то же,
с катодным
ризуется (например, благодаря наличию пассивной пленки), то icorr мал
и Есогг принимает значение, близкое обратному потенциалу катодной
реакции (рис. 7.10). Наоборот, если катодная реакция круто поляри-
зуется (например, из-за ограничения поступления кислорода), возникает
ситуация, отраженная на рис. 7.11, когда icorr снова мал, но коррозион-
ный потенциал близок обратимому потенциалу анодной реакции.
Из этих рассуждений ясно, что коррозионный потенциал не является
ни свойством корродирующей системы, ни надежным указателем ско-
рости коррозии. Если, например, наблюдается смещение коррозионного
потенциала с течением времени в отрицательном направлении, то это
означает либо облегчение анодной реакции и ускорение коррозии, либо
подавление катодной реакции и замедление коррозии. В системах, для
которых возможен выбор между этими альтернативами, конечно, есть
основание ожидать корреляцию между коррозионным потенциалом и
скоростью коррозии и получить простейший метод коррозионного мони-
торинга.
Коррозионные состояния стали в бетоне. Пассивное состояние. Плот-
ный бетон, не карбонизированный действием кислых газов атмосферы,
имеет высокую щелочность (pH М3) поровой влаги, создаваемую при-
сутствием NaOH, КОН и Са(ОН)2, образующихся при гидратации зерен
клинкера. Поровая влага обычно содержит достаточно растворенного
кислорода.
В такой среде, как следует из диаграммы Пурбэ (см. рис. 7.2), сталь-
ная арматура находится в состоянии пассивности, и скорость коррозии
ее пренебрежимо мала вследствие защитного действия оксидной пленки.
Коррозионный потенциал стали в таких условиях меняется в широких
пределах от +200 до —200 мВ по насыщенному каломельному электроду
в зависимости от доступа катодного деполяризатора — кислорода, как
144
Рис. 7.11. Диаграмма Эиаиса, иллюстри-
рующая влияние коицен грации кислоро-
да па коррозионный потенциал пасспи-
ной стали в бетоне
показано на рис. 7.11. Для конструкций на воздухе, однако, уровень
растворенного кислорода обычно достаточен, чтобы поддерживать кор-
розионный потенциал пассивной стали в пределах от +100 до —200 мВ
по насыщенному каломельному электроду.
Стабильность пассивного состояния стали зависит от качества бетона
и толщины защитного слоя. Они определяют способность системы сопро-
тивляться агрессивным веществам, которые постепенно изменяют сос-
тав поровой влаги в направлении опасности для пассивности стали и
интенсивной коррозии.
Состояние питтинговой коррозии. Как было показано выше пассив-
ность стали в щелочной среде может быть нарушена хлорид-ионами.
Они могут попадать в бетон разными путями и, если их содержание пре-
вышает определенный уровень, вызывать питтинговую коррозию стали.
Такое коррозионное состояние характеризуется образованием гальвани
ческих пар с большой пассивной поверхностью стали, действующей как
катод, и малыми анодными язвами, внутри которых поддерживается
высокая концентрация хлорида и пониженное значение pH. Jinn развития
питтинга необходима концентрация кислорода, достаточная, чтобы ано-
ды были заполяризованы до потенциала, более положительного, чем по-
тенциал пигтингообразования (пробоя), характерного для конкретной
среды (см. рис. 7.7).
Средний коррозионный потенциал стальной арматуры, подвергаю
щейся питтингу, изменяется в пределах от соответствующего ее пассив
ному состоянию до потенциала питтинговых анодов, обычно от —200 до
—500 мВ по насыщенному каломельному электроду. Анодные участки
с наиболее отрицательным потенциалом обычно бывают окружены по-
верхностями с высокими градиентами потенциала.
Состояние общей коррозии. Для поддержания пассивности стали в не-
буферпом щелочном электролите значение pH должно быть не ниже 11,5
(Отчасти более низший порог pH, около 9, может быть допущен в оуфер
ных растворах благодаря понижающему эффекту, связанному с гидроли
зом продуктов анодной реакции.)
В бетоне общая потеря пассивности может, таким образом, возникать,
если pH перовой влаги у поверхности арматуры значительно понизится
против исходного высокого значения. Это может быть результатом
’»I Ч н
145
нейтрализации под действием поглощаемых бетоном кислых газов (СО2
и др.) из воздуха и давать начало общей коррозии стали. Общая корро
зия в большей или меньшей степени может также наблюдаться в бетоне,
сильно загрязненном хлоридами, когда полностью разрушается пассив-
ная пленка.
Коррозионный потенциал арматуры, подвергающейся общей корро-
зии, обычно находится в пределах от —450 до —600 мВ относительно на-
сыщенного каломельного электрода, т.е. близко к потенциалу незащи-
щенной стали в нейтральной воде. Градиенты потенциала в конструкции
в таких условиях не столь велики, как при питтинговой коррозии.
Состояние активной, низкопотенциальной коррозии. В средах, где
поступление кислорода крайне затруднено, как,например,при полностью
погружаемых или погребенных конструкциях, ограниченная катодная
плотность гока может со временем ока ьнься иедощаючной, чюбы под-
держивать пассивную пленку на поверхности стали (рис. 7.12).
При таких обстоятельствах металл ведет себя активно в высокоще-
лочной среде, подвергаясь равномерному растворению с образованием
FeO-OH— ионов, как следует из диаграммы Пурбэ (см. рис. 7.2). Кор-
розионный потенциал падает до значений от —850 до —1000 мВ по НКЭ,
скорость же растворения металла исключительно низка благодаря огра-
ниченному доступу катодного деполяризатора — кислорода.
Временная зависимость коррозионных состояний. Можно ожидать
изменения коррозионного состояния стали в бетоне с течением времени.
Можно предложить удобную модель изменения коррозионного поведе-
ния во времени в виде двух этапов.
Инкубационный период. В течение этого этапа находящийся в бетоне
металл остается пассивным, поскольку предел этому состоянию опреде-
ляется временем взаимодействия бетона со средой.
Коррозионный период. Начинается с момента депассивации и вклю-
чает развитие коррозии с заметной скоростью, пока не будет достигнуто
предельное состояние, когда конструкция теряет несущую способность,
эксплуатационные свойства или внешний вид.
Долговечность железобетонной конструкции, таким образом, схема-
тически может быть представлена совокупность этих периодов (рис.
7.13).
Изложенное позволяет сделать следующие выводы:
сталь в бетоне может находиться в различных коррозионных состоя-
ниях как в зависимости от его первоначального состава, так и измене-
ния его (главным образом жидкой фазы) под действием агрессивных
компонентов среды;
следует стремиться к тому, чтобы бетон по своему составу обеспечи-
вал пассивное состояние стальной арматуры, начиная с момента изго-
товления конструкции, и поддерживал его в течение расчетного срока
службы, для чего, очевидно, он должен быть малопроницаем для среды,
иметь достаточную толщину и реакционную емкость;
продолжительность периода взаимодействия бетона в пределах защит-
ного слоя со средой, результатом чего является нарушение пассивного
состояния стальной арматуры, по существу определяет долговечность же-
лезобетонной конструкции, так как может рассматриваться как одно из
предельных состояний ее в агрессивной среде;
относительно продолжительности развития коррозии арматуры после
потери ею пассивности пока можно высказать только самые общие сооб-
146
ПРЕДЕЛЬНОЕ СОСТОЯНИЕ
Рис. 7.12. Диаграмма Эванса, иллюстрирующая состои-
иие активной низкопотеициальиой ---------------“
бетоне
ИНКУБАЦИОННЫЙ
ПЕРИОД ПЕРИОД КОРРОЗИИ
ИЗМЕНЕНИЕ (
свойств ДЕПАССИВАЦИЯ
БЕТОНА || РАЗВИТИЕ*
КОРРОЗИИ
коррозии стали в
Рис. 7.13. Схематическое представление
о составляющих долговечности
ВРЕМЯ ДОЛГОВЕЧНОСТЬ
ч
ражения, а именно, что она может быть весьма большой в двух случаях;
когда скорость коррозии ограничивается большим омическим сопротив-
лением сухого бетона и когда скорость коррозии ограничивается малой
проницаемостью бетона для кислорода, т.е. он полностью и постоянно
насыщен водой. Для прочих влажностных состояний проводить какие-
либо расчеты допустимой длительности коррозии арматуры преждевре-
менно, учитывая как механическое разрушение бетона в защитном слое
растущим на поверхности арматуры слоем ржавчины, так и потерю плас
тичности (охрупчивание) арматуры вплоть до коррозионного растрески-
вания ее высокопрочных разновидностей.
7.2. КОРРОЗИЯ СТАЛИ В БЕТОНЕ. ПЕРИОД РАЗВИТИЯ
Параметры, определяющие развитие коррозии. Вид коррозии опреде-
ляется действующей средой, а скорость - степенью поляризации анодно-
го или катодного процессов, которая влияет на уровень и разность их по-
тенциалов, или электрическим сопротивлением цементной матрицы
[7.42].
Так, питтинговая коррозия обычно контролируется поляризацией
анодного процесса и сопротивлением электролита. Степень катодной по-
ляризации не играет существенной роли за исключением случаев непро-
ницаемости бетона для кислорода, как,например,в подводных конструк-
циях.
Общая коррозия, возникающая вследствие карбонизации бетона,
контролируется преимущественно сопротивлением, хотя не исключено
влияние анодной поляризации, особенно в присутствии хлоридов в бето-
не, резко увеличивающих его электропроводность. Катодной поляриза-
ции нельзя ожидать, если первопричиной депассивации является карбо-
низация, пока доступ кислорода к поверхности арматуры не станет
почему-либо ограничивающим фактором.
Низкопотенциальная коррозия возможна только в условиях, когда
доступ кислорода к катодным участкам резко ограничен и коррозион-
ный процесс будет под катодным контролем.
Питтинговая коррозия. Процесс питтинговой коррозии (рис. 7.14)
для своего поддержания требует присутствия хлорида, кислорода и вла-
ги, но для открыто экспонированных конструкций, нс имеющих поверх-
ностной защиты, возможно, что поступление кислорода к катодным по-
верхностям арматуры не будет ограничивать скорости коррозии. Одна-
ко отмечено, что соотношение между активирующим (хлорид) и пасси-
вирующим (гидроксил) ионами может быть критическим. Соответствен-
но относительное преобладание хлорида или гидроксила на активных
участках поверхности может контролировать развитие коррозии или их
ре пассивацию.
Поскольку некарбонизированный бетон является богатым источни-
ком гидроксил -ионов, поступление хлорида к корродирующим участ
кам поверхности может быть решающим фактором, от которого зависит
продолжение процесса коррозии. Количество свободных хлоридов,
поступающих к анодным участкам, будет определяться:
общей концентрацией хлорида в бетоне;
общим содержанием цемента в бетоне;
соотношением связанного и свободного хлоридов;
скоростью диффузии хлоридов в бетоне;
стабильностью хлоридсодержащих продуктов коррозии.
На поддержание защитной или реиассивирующей концентрации гид-
роксила влияют:
общее содержание цемента в бетоне;
степень гидратации цемента;
количество гидроксила, образующегося при гидратации, за вычетом
поглощаемого при снижении pH в питтинге.
Потенциал питтинга разблагораживается (становится более отрица-
тельным) с возрастанием концентрации хлорида, что означает ускорение
коррозии. Отрицательный наклон этой зависимости показывает, что кор-
розия контролируется анодным процессом и катодная поверхность
имеет относительно постоянное значение в ускорении коррозии при воз-
растании концентрации хлорида.
Общая коррозия. Общая коррозия стали в бетоне с большим содержа-
нием хлорида исследована совсем мало.
В карбонизированном бетоне скорость коррозии зависит главным
образом от относительной влажности воздуха в пределах 50... 100%. В за-
висимости от проницаемости бетона влияние кислорода может ощущать-
ся лишь при влажности, близкой к 100%, когда вследствие капиллярной
конденсации влаги микропоры плотного бетона становятся практически
непроницаемыми для газов. В таких условиях резко тормозится процесс
карбонизации, т.е. при прочих равных условиях длительно сохраняется
состояние пассивности стали. Аналогично этому маловероятна контроли-
рующая роль анодной поляризации, так как снижение pH при карбониза-
ции ниже 9 при всех обсюятельствах исключает пассивацию. Таким обра-
зом, основными влияющими на коррозию факторами, становятся факто-
ры, связанные с сопротивлением электролита в карбонизированной по-
ристой структуре. В отсутствие хлоридов это, видимо, имеет прямую
связь с содержанием влаги.
Присутствие хлоридов снижает сопротивление, но об ускорении кор-
розии можно говорить только, если их содержание ниже критического,
так как в противном случае уже в некарбонизированном бетоне будет
наблюдаться питтинговая коррозия.
148
Рис. 7.14. Схема рецир-
кулицин хлор иоион При
ИИТ1И1ПОИОЙ коррозии
Таким образом, параметры, контролирующие коррозию в карбони
зированном бетоне, будут связаны с уровнем равновесной влажности
или структурой циклического увлажнения и высыхания, а также с воз-
можным повышением проводимости из-за отсутствия в бетоне хлоридов
па уровне, недостаточном для питтинга.
Низкопотенциальная активность. Экспериментальные данные под-
тверждают существование такой формы коррозии при катодном контро-
ле, обусловленном резким ограничением доступа кислорода. Скорость
этого вида коррозии, вероятно, связана со скоростью коррозии в более
изученных условиях. Так, при высокой концентрации хлоридов в насы-
щенном влагой бетоне, по-видимому, низкопотенциальная коррозия идет
быстрее, чем в отсутствие хлоридов. Этот вид коррозии будет разви-
ваться даже в таких условиях, когда кислорода недостаточно для под-
держания тока утечки через пассивную пленку. Поэтому решающим па-
раметром низкопотенциальной активной коррозии является концентра-
ция кислорода на катодной поверхности.
Коррозия под действием солей, содержащихся в бетоне и окружаю-
щей среде. Из разд. 7.1 следует, что наиболее благоприятно для долговеч-
ности конструкций пассивное состояние стали, кот да при любом влаж-
ностном состоянии цементного бетона арматура практически нс подвер-*
гается коррозии. Пассивное состояние арматуры сохраняется, пока не
произойдет снижение pH норовой влаги бетона ниже некоторого предела
(примерно 11,5), либо содержание в ней ионов-активаторов, в частности,
хлорид-ионов, не превысит некоторое критическое значение (0,1...0,4%
по массе цемента).
И то, и другое условие может наступить уже при изготовлении конст-
рукции. Снижение pH может быть результатом либо интенсивного связы-
вания гидроксида кальция активной составляющей заполнителя (напри-
мер, мелкими фракциями керамзита), либо использования бесцемент-
ных или малоцеменгных вяжущих (например, автоклавного твердения).
Хлориды MOiyi присутствовать в составе вяжущего, заполнителей и во-
ды затворения, а также добавок-ускорителей твердения и противомороз-
ных. Если их количество в жидкой фазе будет выше крнтиче.'кого, то
сталь не будет пассивироваться при твердении бетона. То же произойдет,
если значение pH не достигнет указанного поедена.
В обоих этих случаях процесс коррозии арматуры начинается уже при
изготовлении конструкции, т.е. практически без инкубационного перио-
да (см. разд. 7.1), и скорость его развития будет зависеть в основном от
влажности бетона в процессе эксплуатации конструкции: в постоянно
149
сухих условиях, либо при постоянном водонасыщении бетона (конст-
рукции под водой) коррозия практически не будет развиваться. При
промежуточном или переменном значении влажности бетона коррозия
будет развиваться со скоростью, величина которой будет зависеть от
многих факторов (температурно-влажностный режим, толщина и прони-
цаемость защитного слоя бетона, содержание хлоридов в нем и т.д.).
В случае, если обеспечено первоначальное защитное действие бетона,
т.е сталь в нем не активируется при изготовлении конструкции, то она
может потерять пассивность только в результате изменения в составе
поровой влаги под действием среды, на что потребуется, очевидно, тем
большее время (инкубационный период), чем ниже агрессивность среды,
чем толще защитный слой бетона и больше его реакционная емкость,
чем меньше его проницаемость.
Таким образом, должны быть самостоятельно рассмотрены
вяжущие и бетоны, не обеспечивающие первоначального защитного
действия из-за пониженного значения pH;
то же, содержащие хлориды;
данные о критическом содержании хлоридов, вызывающем депассива-
цию стали в бетоне;
методы расчета длительности инкубационного периода в случае нейт-
рализации бетона кислыми газами;
то же, в случае диффузии хлоридов из окружающей среды;
период развития коррозии с учето'м ее опасности для разных видов
арматуры и конструкций.
Поскольку период развития коррозии арматуры — наиболее трудно
прогнозируемая величина, имеет смысл сразу рассмотреть относящиеся
к нему данные, чтобы не возлагать больших надежд на возможность су-
щественного продления прогнозных сроков службы конструкций, арма-
тура которых по тем или иным причинам корродирует.
Факторы, определяющие скорости коррозии стали в бетоне. Пассив-
ное состояние стали в бетоне обеспечивается, как уже упоминалось,
достаточным уровнем pH (> 11,5 при отсутствии хлоридов) поровой
влаги, а при наличии хлоридов — отношением их активности к активнос-
ти гидроксильных ионов (> 0,6) , а также зависит от наложенного потен-
циала (7.35).
Сталь в таком состоянии можно считать защищенной от коррозии,
однако для поддержания защитной оксидной пленки расходуется неболь-
шой ток, а следовательно, необходим кислород. Пока нет адекватной мо-
дели, отражающей зависимость скорости реакции от таких факторов,
как качество защитного слоя и потенциал металла.
Использование с целью изучения этого процесса потенциостатической
методики требует деазрации электролита, что не так просто для бетона
и может вызвать химические изменения в зоне контакта стали и бетона.
Плотность тока пассивного состояния, определенного по этой методи-
ке, примерно на 3 порядка ниже, чем в щелочном электролите того же
состава, что и поровая жидкость. По-видимому, это происходит в резуль-
тате высокого диффузионного сопротивления бетона и слоя портлан-
дита у поверхности стали (7.56) перемещению ионов железа иэ зоны
контакта оксида с бетоном. Возможно, что,если плотность тока пассива-
ции будет не слишком мала, то потенциал при ограниченном доступе
кислорода окажется ниже критического для хлоридной коррозии.
150
Состояние питтинговой коррозии. Питтинг обычно развивается в бето-
не с хорошей проводимостью, некарбонизированном при умеренном со-
держании хлоридов или локализованном их распределении, например
при хлоридном загрязнении заполнителя. Пассивность нарушается ло-
кально в местах высокой концентрации хлорида или слабой пассивной
пленки. Эти места становятся локальными анодами, а катодами — сосед-
ние участки пассивной поверхности (рис. 7.15).
Образовавшиеся питтинги имеют преимущество в своем развитии пе-
ред ’’расползанием” или образованием новых. На аноде (питтинге)
электролит подкисляется, на катоде — подщелачивается, усиливается
действие концентрационной гальванопары. Резкому понижению pH в пит-
тинге способствует высокая плотность тока и гидролиз, связанный с
окислением Fe2* до Fe3* по краям бугорка ржавчины над питтингом.
Миграция ионов хлора к аноду, а также общее падение среднего корро-
зионного потенциала в результате поляризации катода мешают образова-
нию поблизости новых питтингов, по крайней мере, до появления новых
участков с существенно большей концентрацией хлорида.
Потенциал может начать смещаться в сторону замедления процесса в
результате уменьшения плотности анодного тока из-за снижения разнос-
ти потенциалов, увеличения площади анода в связи с нейтрализацией бе-
тона вокруг анода кислой жидкостью, мигрирующей из питтинга. Воз-
можна даже репассивация питтинга благодаря встречной диффузии ка-
тионов и анионов.
Важной особенностью питтинговой коррозии является растворимость
продуктов коррозии в среде с низким pH вблизи анода, в связи с чем мо-
жет развиться значительное поражение арматуры без повреждения (раст-
рескивания) защитного слоя бетона.
Развитие питтинговой коррозии могут облегчать следующие качества
бетона:
низкое электрическое сопротивление, способствующее действию мак-
рогальванических пар и облегчающее миграцию ионов;
высокое содержание щелочей и гидроксида кальция, препятствующее
расширению и способствующее углублению питтинга;
проницаемость для кислорода, определяющая суммарные коррозион-
ные потери.
Однако при больших значениях соотношения катодных и анодных
площадей интенсивный питтинг возможен даже при ограниченном досту-
пе кислорода Поступление кислорода облегчается, если бетон частично
высыхает, но ускоряющему действию этою фактора противостоит высо-
кое сопротивление и уменьшение влажности близ анода.
Состояние общей коррозии. Общая коррозия наблюдается как резуль-
тат карбонизации или наличия в бетоне большого количества хлоридов,
когда образуется множество близко расположенных питтингов. Поверх-
Рис. 7.15. Схема развития питтинговом
коррозии арматуры в бетоне с хлори-
дами
•МИГРАЦИЯ СП* 'КОРРОЗИОННЫЙ ток'j
151
ность превращается в смешанный электрод, где невозможно различить
анодные и катодные участки. Разница в pH выравнивается и анодное
растворение происходит в нейтральной или щелочной влаге, где есть
доступ кислорода. Продукты коррозии в этом случае образуют плотную
ржавчину, вызывающую растрескивание бетона на ранней стадии про-
цесса.
Протекание процесса коррозии, вызванной карбонизацией, отличает-
ся от хлоридной. Карбонизированный бетон обычно имеет значительную
проницаемость и невысокую влажность. Поэтому коррозия арматуры
в нем контролируется относительно высоким сопротивлением и недо-
статком влаги более, чем диффузией кислорода. Скорость коррозии
определяется длительностью увлажнений (например, осадками), дости-
гающих поверхности арматуры, поэтому, верой ню, скорость коррозии
возрастает постепенно с увеличением влажности. Тууги [7.63] наблюдал
с помощью коррозионной электрохимической ячейки резкое замедление
коррозии при таком повышении влажности карбонизированного бетона,
когда заполнение водой капилляров начинает ограничивать диффузию
кислорода.
Наоборот, при хлоридной коррозии, наблюдающейся чаще всего при
действии морской воды или солей антиобледенителей и в некоторых
производствах, когда в бетоне достаточно воды и мало его электричес-
кое сопротивление, скорость коррозии обычно контролируется диффу-
зией кислорода.
Состояние активной, низкопотенциальной коррозии. Тот факт, что де-
пассивация стали может происходить в условиях крайне ограниченного
доступа кислорода, означает, что плотность тока катодного восстановле-
ния кислорода может быть меньше плотности тока пассивации. Это соот-
ветствует чрезвычайно малой скорости коррозии (порядка 0,1 мкм/
/год).
Активное состояние может быть также результатом действия перио-
дической катодной защиты в среде с низким содержанием кислорода,
поскольку при этом не только восстанавливается кислород у стальной
поверхности, но и возрастает pH, а с ним и растворимость ферроат-ионов.
В низкопотенциальном состоянии возможна реакция водородной де-
поляризации (выделение водорода) катода, по с очень малой плотностью
тока. Дальнейшее понижение потенциала при избыточной катодной защи-
те сопровождается ростом потребляемого тока и выделением водорода.
Пока почти нет данных о влиянии вида цемента или состава бетона на
развитие активного состояния. Вероятно, важно значение pH поровой
влаги, но необходимы специальные исследования.
Эти соображения, которые вытекают из теоретического анализа конт-
ролирующих факторов процесса коррозии арматуры в бетоне и форм ее
развития, не касаются особенностей коррозии под напряжением высоко-
прочной арматуры, которые будут рассмотрены далее. Будет показано
также, что наибольшую опасность для арматуры железобетонных конст-
рукций представляет коррозия, вызываемая хлоридами, особенно, если
это высокопрочная арматура.
Особенности коррозии стали в различных агрессивных средах. Как
уже указывалось выше, ионный состав электролита существенно влияет
на положение границ между областями на диаграмме потенциал — pH.
Влияние состава и концентрации солей на коррозию стали в жидких
средах достаточно хорошо изучено и проявляется через воздействие на
152
формирование или разрушение защитных пленок на новерхносги метал-
ла и изменение электропроводности растворов (7.26,7.28). Хлористые,
сернокислые и азотнокислые соли щелочных металлов образуют с желе-
зом хорошо растворимые продукты. Наиболее активно разрушают за-
щитные пленки хлорид-ионы. Аммонийные соли имеют повышенную
коррозионную активность в связи со способностью нот МНц образовы
ва/ь с I;c2+ комплексные ионы.
Углекислые и фосфорнокислые соли образуют нерастворимые пленки
солей железа на катодных участках, а соли некоторых окисляющих кис-
лот, например хроматы и нитриты, — защитные пленки оксидного харак-
тера, что связано со способностью их анионов легко восстанавливаться
(ионы SO"2 или СЮ-1 на железе восстанавливаются с трудом и не
4 4
пассивируют его). Образующиеся защитные пленки устойчивы, как нра
вило, при повышенных значениях pH. Поэтому кислые соли, понижаю-
щие pH раствора, обычно ускоряют коррозию, а основные — замедляют.
Ускорение коррозии с повышением концентрации солей в разбавлен-
ных электролитах И.Л. Розенфельд [7.21] связывает с увеличением кон-
центрации анионов, образующих растворимые продукты коррозии
Г. Улиг [7.28] — с повышением электропроводности.
В практике бетонных работ, например для ускорения твердения бето-
на, применяют добавку хлористого кальция, хлористого натрия, хлорно-
го железа, соляной кислоты. В последнее время при низких температу-
рах используют добавки поташа, нитрита натрия, нитрита кальция, нитри-
та-питрата кальция [7.22].
Коррозия в щелочных растворах в присутствии хлоридов. Пассив
ность стали в щелочном электролите может быть нарушена хлорид-иона
ми, которые вытесняют кислород из адсорбционных или фазовых слоев,
тормозящих растворение железа. Механизм депассивации до конца не
ясен, как и механизм пассивации. Однако имеется много эксперимен-
тальных данных, позволяющих выяснить критическую концентрацию
хлорид-ионов, менее которой их присутствие не вызывает депассивации
стали в щелочной среде. Естественно, что эта критическая концентрация
зависит от величины pH электролита и содержания кислорода. Эго под
тверждается данными [7.51] о критической концентрации хлоридов
ионов:
Раствор pH NaOH 13,2 Са(ОН)2 12,5 Са(ОН)2 11,6
Критическая концентрация хлорид-ионов, мг/л: с кислородом 8900 710 72
без кислорода — — 890
Данные о коррозии малоуглеродистой стали в щелочных растворах
NaCl показывают (табл. 7.1), что при pH = 12,4 критическое значение
отношения активности хлорид-ионов и гидроксида равно 0,61.
По данным [7.62], критическая концентрация хлорид-иопов в водной
вытяжке из цемента в отсутствие кислорода более 10 г/л. В насыщенном
растворе Са(ОП)2, содержащем 0,1 мэ.ть/л NaCl,сталь корродировала
лишь в присутствии кислорода [7.52]. С повышением концентрации
NaCl от 0,02 до 0,08 моль/л вероятность коррозии возрастает от 0 до
100%.
153
Таблица 7.1. Коррозионная активность NaCl в щелочных
растворах
Раствор рн NaCl, моль/л рС1 (отрица- тельный лога- рифм актив- ности С1~) Р (отношение а киш пост ей (1 и ОН ) Количество корродиро- вавших круг ков из 12
NaOH 11,6 0,002 2,72 0,5 1
11,6 0,003 2,52 0,75 8
Насыщенный 12,4 0,02 1,82 0,61 0
Са(ОН)2 12,37 0,03 1,64 0,98 2
12,32 0,04 1,52 1,08 8
NaOH 12,2 0,25 0,88 0,83 8
Наши электрохимические исследования показали, что пассивность
стали в водной вытяжке из портландцемента нарушается при добавке
4...6 мг/л NaCl. По данным [7.37J, в насыщенном растворе Са(ОН)2 это
происходит при содержании 0,0035% СаС12 (0,022 г/л С1 “).
На основании анализа имеющихся данных (табл. 7.2) можно полагать,
что коррозия стали в насыщенном растворе Са(ОН)2 не развивается до
тех пор, пока-концентрация хлорид-ионов не превосходит 0,03-0,05%.
Допустимое количество хлоридов в бетонной смеси и в бетоне обсуж-
дается в течение многих лет. Имеются сторонники полного исключения
возможности их присутствия в бетоне. Практики, особенно имеющие
дело с бетонированием при холодной погоде, производители сборного
железобетона, для которых важно сокращение времени выдерживания,
а также вынужденные использовать хлоридсодержащие заполнители и
добавки, выступают как сторонники минимальных ограничений.
Поскольку хлориды могут присутствовать естественным образом во
всех составляющих бетонной смеси (заполнителях, цементе, добавках
и воде), требование полного отсутствия хлоридов в любой смеси не-
реально.
Однако также известно, что, если в бетоне есть хлориды, опасность
коррозии возрастает с увеличением их содержания. Когда содержание
хлоридов превосходит некоторое критическое значение, недопустимая
коррозия может произойти, если этому способствуют обстоятельства,
в частности доступ кислорода и влаги, необходимых для поддержания
коррозионного процесса.
Обоснование уровня содержания хлоридов в бетоне, ниже которого
нет опасности коррозии, который пригоден при всех разновидностях
составляющих бетонной смеси и всех условий службы конструкции и
может быть измерен стандартным способом, является трудной задачей.
Необходимо различать три разных значения при аналитическом опре-
делении содержания хлоридов в составляющих, в бетонной смеси и бето-
не: а — общие; б — растворимые в воде и в — растворимые в кислоте.
Общее ердержание хлорида в бетоне измеряется общим количеством
хлора, определенного специальными аналитическими методами. Обще-
употребителен метод определения хлоридов, растворимых в азотной
кислоте. Часто его результат ошибочно принимают за общее содержание
хлоридов. Водорастворимые хлориды извлекаются водой при определен-
ных условиях. Получаемый результат зависит от методики, особенно от
154
Таблица 7.2. Количество хлоридов, вызывающее коррозию
стали в щелочной среде
Раствор Метод испытания Количество хлоридов
н изымающее коррозию нс вызывающее коррозию
Насыщенный Са(ОП)2 0,04 п NaOH То же Насыщенный Поляризационные кривые 0,002% С1 -ионов -
Хроноамнеростатичсские кривые Визуальные наблюдения до 12 сут Поляризационные кривые 0,05% NaCl 0,03% NaCl 0,01% NaCl 0,05% NaCl 0,02 Л/ С1_-иоиов —
Са(ОН)2 То же Насыщенный Са(ОН)2 Электрохимические испы- тания Диодные поляризационные кривые, снятые со ско- ростью 2 В/ч Поляризационные кривые Хроноамперометричсские кривые 0,0035% 0,04-0,3% Cl- 0,035% Cl-ионов ионов; сталь активна: точечная коррозия; >0,3% сДлошная корро- зия 0,16% NaCl 0% NaCl 0,1 -0,15% СаС12 0,05% CaCl (0*032% Cl-ионов)
степени измельчения пробы, времени экстракции, температуры, а также
возраста и условий службы бетона. Важно также различать вид катиона
(Na+, Са++ или др.). Удобнее всего выражать результаты анализов через
содержание хлорид-ионов (С1—). Обычно содержание хлоридов относят
к массе цемента.
Льюис [7.55] сообщает, что по результатам поляризационных испыта-
ний стали как в насыщенном растворе гидроксида кальция, гак и в вод-
ной вытяжке из образцов гидратированного цемента коррозия наблюда-
лась, когда содержание хлорида составляло 0,33% растворимого в кисло-
те или 0,26% водорастворимого после 2-часовой экстракции.
Однако известно, что поровая влага бетона да относительно высоко-
щелочных цементах представляет собой раствор гидроксидов натрия и
калия с pH, близким 14. Поскольку установлено, что пассивация стали
зависит от отношения концентрации гидроксида и хлорида [7.46], допу-
стимое количество хлорида в таком бетоне будет выше, чем то, которое
вызывает питтинговую коррозию в насыщенном растворе гидроксида
кальция.
По данным разных исследований, приведенных в [7.41], при проника-
нии хлоридов в бетон извне критическая концентрация соответствовала
0,2% растворимых в кислоте хлоридов, от которых водорастворимые
хлориды составляли 75—80%.
Однако при определении допустимого содержания хлоридов з мате-
риалах для бетона необходимо учитывать некоторые другие факторы.
Прежде всего, водорастворимые хлориды составляют не постоянную
часть кислоторастворимых. Их доля зависит от количества хлоридов в
бетоне, его составляющих, методов определения [7.55]. Содержание
хлоридов в затвердевшем бетоне зависит от состава цемента.
155
Обычно заполнители не содержат хлоридов, по могут быть исключе-
ния, например, при использовании песка, добываемого с морского дпа
или пляжей, а также заполнителей карьеров, располагающихся в аридной
зоне, с которыми в бетон может быть внесено достаточное для депасси-
вации стали количество хлоридов.
В обзоре [7.41] 0,06% кислоторастворимых хлоридов называется
как верхний предел безопасного их содержания в общей массе заполни-
телей при необходимости выдержать известное ограничение их соде] ка-
лия в бетоне величиной 0,4% по массе цемента [7.61]. Очевидно, должна
быть разница в критическом содержании хлорида, когда он вводится в
бетон с составляющими или проникает извне. В первом случае часть его
химически связывается в основном с трехкальцисвым алюминатом
[7.61]. Хлорид, добавленный в смесь, распределяется достаточно равно-
мерно без тенденции образования концентрационных пар.
При проникании же хлорида в бетон извне реально возникновение
последних в результате неоднородности его концентрации в связи с раз-
ным поступлением к участкам поверхности, местных различий в прони-
цаемости бетона и толщине защитного слоя.
Все эти факторы способствуют дифференциации бетона как среды
на протяжении отдельного арматурного стержня по содержанию хлори-
да, влаги и кислорода. Кроме того, нужно иметь в виду электрический
контакт между стержнями, расположенными в конструкции на разной
глубине от поверхности, и, когда хлорид проникает в бетон извне, то не
достигает одновременно всех стержней. Следовательно, неизбежно обра-
зование коррозионных макропар с локальными анодными и большими
катодными участками, что ускоряет коррозию.
Предполагается, что в морских условиях проникание хлоридов в бе-
тон замедляется за счет его уплотнения гидроксидом магния [7.50].
По данным, приведенным в [7.41], заметная коррозия возникала в
бетоне при добавлении 0,4-0,8% хлорида. По другим [7.40] критичес-
ким является уровень, отвечающий 0,3% добавленного хлорида или 0,4%
проникающего извне.
Коррозия в нейтральных растворах
Строгое понятие нейтрального раствора связано со значением показа-
теля концентрации водородных ионов pl 1 = 7, коюрый характерен для
химически чистой воды с очень малой степенью диссоциации. Однако
дистиллированная вода, практически свободная от солей, но находящая-
ся в равновесии с углекислотой воздуха, уже имеет pH = 6,7, т.е. являет-
ся слабокислой. Кроме углекислоты, которая часто встречается в при-
родных водах, гумусовые кислоты в болотных водах могут вызвать сни-
жение pH до 4 единиц. Природные воды могут быть и слабощелочными,
имея pH до 8,5, что связано с диссоциацией растворенных солей преобла-
дающе основного характера, в частности в морской воде. Поэтому, с
одной стороны, понятие нейтрального раствора для практических целей
может быть расширено, тем более, что по многим данным скорость кор-
розии стали в воде в интервале pH 4...9 практически постоянна (рис.
7.16).
С другой стороны, растворы с pH = 7 могут быть весьма концентри-
рованными, если содержат нейтральные соли, например, сульфат натрия,
хлористый натрий, т.е. соли сильной кислоты и сильного основания. В
этом случае на скорость коррозии будет влиять концентрация раствора.
Однако ее влияние не однозначно. Как правило, в разбавленных раство-
156
Рис. 7.16. Скорость коррозии стали
в воде при различных pH; добавки
I1CI и кислой области и NaOH в ще-
лочной при 22 и 40°С
рах с ростом концентрации соли ускорение коррозии сменяется замед-
лением (рис. 7.17), что обычно связано с уменьшением растворимости
кислорода (рис. 7.18).
Как уже говорилось, важен и вид соли, т.е. ее способность к актива-
ции или пассйвации стали. Так, наличие в растворе небольших концент-
раций хлоридов, роданидов или сульфатов,не выводя его из зоны нейт-
ральности, может вызвать интенсивную коррозию стали, а наличие хро-
матов или нигритов — состояние пассивности.
Нитраты щелочных металлов менее агрессивны, чем хлориды, а соли
аммония существенно более агрессивны, фториды сильно агрессивны
в небольших концентрациях, например фторид калия до 0,8п. Ускоряют
коррозию ионы трехвалентного железа и меди.
Коррозионное состояние стали в бетоне зависит также от pH и ионн
го состава жидкой фазы. Поэтому важно знать как критическое значение
pH, ниже которого сталь не пассивируется, так и ионный состав ее, oi
которого при прочих- равных условиях (проницаемость бетона, влаж-
ность) будет зависеть развитие коррозии арматуры в бетоне.
Кинетика коррозии стали в бетоне. Общая зависимость локального
коррозионного тока J от начальных потенциалов катода £^_и анода
омического сопротивления R и поляризуемости катода Рк и анода Р (
по П.Д. Томашопу [7.26] выражается формулой
/= (4- - fyi<CR+pk+paJ-
Несмотря на трудность использования этой формулы для расчетов
коррозии, она позволяет анализировать процесс, определяя степень его
ограничения каждой элементарной ступенью.
Использование методов измерения стационарных потенциалов и поля-
ризации стали в бетоне извне наложенным током позволило оценить е
электрохимическое поведение, а также установить зависимость ограниче-
ния коррозионного процесса от влажности бетона, которая влияет как
на его проницаемость для кислорода, так и на омическое сопротивление.
Часть образцов из бетона различной пористости на портландцемент.,
(табл. 7.3) со стержнями арматуры, расположенными на глубине от 15
до 45 мм от поверхности, после пропаривания хранили в течение 1 мсе
в воде, другую — в воздушно-сухих условиях.
Затем образцы погружали полностью или частично в 5%-й раствор
NaCl.TaK как четкой зависимости значения потенциалов от толщины за-
щитного слоя установить не удалось, в табл. 7.4 приведены средние знс-
157
CaCl2
г
ifi
Рис. 7.17. Влияние концентрации со-
лей на коррозию стали при 35 °C
за 2 сут
c „
V®
80
60
60
2d\\W
. __I 1 1 1 1 1 »—I
0 0,5 / 1,5 2 2,5 5 3,5 4 6,5 5
НОРМАЛЬНОСТЬ СОЛЕВЫХ РАСТВОРОВ
Рис. 7.18. Влияние концентрации солен
иа растворимость кислорода в различ-
ных растворах при 25 °C
чения потенциалов из 12 измерявшихся (на трех параллельных образцах
при четырех толщинах защитного слоя).
Почти во всех случаях отмечается более низкое значение потенциала
стали в бетоне большей пористости. При неполном погружении в насы-
щенных водой образцах потенциалы стали постепенно смещаться в поло-
жительную сторону, а в воздушно-сухих — в отрицательную.
Отмеченные особенности изменения потенциалов находят удовлетво-
рительное объяснение. По Г.В. Акимову [7.1], в системе устанавливается
значение потенциала Еобщ;
> К
К —
W4 ~*К 1ЛА)
где Е^-и — потенциалы соответственно катодного и анодного процесса; Р^, Рд,
Р — поляризуемость соответственно катода, анода и всей системы.
Потенциалы на поверхности стали в бетоне равны [7.24]: катодной
реакции (7.1), (7.24)
=1,228 - 0,0591 pH Ю,1471gР02;
(7-5)
анодной реакции (7.2)
= -0,440 + 0,0295 1g [Ье2+]. (7.6)
В уравнениях (7.5) и (7.6) в нашем случае могут иметь значение: pH
от 12,5 до 9, парциальное давление кислорода Ро^ — нормальное
(2,1 • 10‘2 МПа или менее), а логарифм активности ионов двухвалентно-
го железа в пределах от -11,73 до -4,73 (7.6) (в зависимости от pH).
Подсчитанные потенциалы приведены в табл. 7.5.
С уменьшением парциального давления кислорода вследствие проте-
кания катодного процесса и резкого замедления диффузии в насыщен-
ном водой бетоне понижается потенциал катодной реакции (см. табл.
7.5), а с ним и потенциал всей системы, согласно уравнению (7 4) . В бе-
тоне, насыщенном раствором NaCl, нарушается пассивность, т.е. умень-
шается анодная поляризуемость стали, в результате чего потенциал ока-
зывается более низким, чем в бетоне, насыщенном пресной водой.
158
Таблица 7.3. Характерце гика бегонии на портландцементе
вщ Расход цемента, кг/м3 Состав по массе Расчетная пористость, £
0,5 360 1:2,23:2,92 13,68
0,6 300 1:2,82:353 14,40
0,7 257 1:3,43:4,17 14,92
Таблица 7.4. Потенциалы стальных электродов (но отношению
к насыщенному каломельному электроду) в бетоне при погружении
в 5%-й раствор NaCl
Вид и длительность хранения Образцы
насыщенные водой при ВЩ воздушно-сухие при ВЩ
0,5 0.6 0,7 0,5 | 0,6 | 0,7
Полное погружение, 2 ч -246 -419
Полное погружение, 100 сут -308 -437
Неполное погружение, 2 ч -214 -318
Неполное погружение, 100 сут -120 -246
-586 -130 -88 -112
-515 —j97 -611 -690
-534 -91 -91 -234
-325 -234 -440 -460
Таблица 7. 5. Значения Б^. и
рн Е%-ъ (7.5) при/у. , МПа А * В (7.6)
2,1 • 10’2 | 2,1 10-5
9 +0,5966 +0,1456 -0,5795
12,5 +0,3898 -0,0512 -0,7860
Более высокое значение потенциала стали в образцах, частично погру-
женных в раствор, чем в полностью погруженных, связано с облегчением
диффузии кислорода при неполном насыщении бетона. Повышение
потенциала арматуры со снижением проницаемости беюпа свя кию,
По-видпмому, е соогветсгвующим уменьшением соотношения площади
анодных и катодных участков, что непосредственно отражается на их по-
ляризуемости.
Итак, при ускорении растворения стали на анодных участках пони-
жается потенциал электрода в целом, равно как при замедлении диффу-
зии кислорода к его катодным участкам. Поэтому судить о коррозион-
ном состоянии стали в бетоне по значению потенциала можно лишь при-
нимая во внимание вероятностный характер ограничения коррозионного
процесса.
После 100 сут нахождения образцов в растворе NaCl образцы под-
вергли потенциостатической анодной поляризации для получения соот-
ветствующих кривых. Визуальная оценка извлеченных после этого иэ
бетона стержней показала (табл. 7.6), что по степени возрастания язвен-
ных поражений они располагаются в закономерной последовательности:
159
полностью погруженные в насыщенном водой состоянии;
полностью погруженные в сухом сосюяпнп,
частично погруженные в насыщенном водой состоянии;
частично погруженные в сухом состоянии.
Сравнение но средневзвешенному баллу даег несколько иной поря-
док, но ни тот, ни другой не находятся в прямой зависимости от значе-
ния потенциалов.
Интересно сравнить плотность тока при потенциале +500 мВ по НВЭ,
когда в обычном бетоне сталь должна еще бьиь пассивной, а в бетоне с
хлоридами подвергаться активному растворению. Плотность тока при
указанном потенциале находилась в пределах:
у образцов стали без следов коррозии 1,8.„8 мкА/см2;
у образцов с налетом ржавчины на большей части поверхности
8,5...234 мкА/см2;
у образцов с язвенными поражениями 14,6...500 мкА/см2 .
Таблица 7.6. Состояние извлеченных из бе юна стальных
стержней
Степень коррозии, балл Состояние поверхности стали Количество стержней, % с различной сте- пенью поражения при погружении образцов
полном частичном
насыщен- ных водой сухих насыщен- ных водой сухих
1 Чистая Налет ржавчины пятнами на площади, %: 52,8 15,6 33,3 8,2
2 менее 50 И,1 40,5 41,7 19,5
3 более 50 36,1 34,5 0 19,5
4 Черные пятна, язвы 0 9,4 25 52,8
Средневзвешенный 1,83 2,38 2,17 3,17
Следовательно, коррозии стали в бетоне можно не опасаться, если
плотность тока при наложенном потенциале +500 мВ не превышает
2,5 мкА/см2, а при 15 мкА/см2 коррозия может иметь язвенный ха-
рактер.
В целом процесс коррозии стали в насыщенном водой бетоне и при
относительной влажности воздуха 80—100% имеет анодно-катодное огра-
ничение: при влажности воздуха 66-80% преобладает ограничение анод-
ного процесса, а при 35—66% — анодно-омическое.
Поляризационные кривые позволяют выявить некоторые особенности
электрохимического поведения стали в бе гоне.
В обычном бетоне без добавок, сохраняющем высокое значение pH,
сталь находится в пассивном состоянии в широком диапазоне потенциа-
лов: от +850 до —150 мВ (по НВЭ). В карбонизированном бетоне сталь
активна, однако в воздушно-сухих условиях наблюдается значительное
анодноомическое ограничение коррозии вследствие высокого электри-
ческого сопротивления бетона.
160
На основании этих и других исследований значение pH жидкой фазы
карбонизированного бетона находится в области 8,5...9, чго существенно
ниже значения, необходимого для пассивации стали.
Как показывает опыт, в суспензии CaCOj коррозионные токи при по-
тенциале +300 мВ на поверхности стали примерно в 1000 раз больше, чем
в суспензии Са (OII) 2 •
Эксперименты показали, что в карбонизированном бетоне коррозия
стали протекает с незначительным анодным торможением. Г.е скоросп
зависит главным образом от электрического сопротивления бетона
(табл. 7.7), которое, в свою очередь, определяется его влажностным сос-
тоянием. Образцы из цементно-песчаного раствора состава 1:2 с В/Ц - 0,4
после двух месяцев хранения в атмосфере с влажностью 60—70% имели
удельное сопротивление: некарбонизированные 86000, карбонизирован-
ные 400000 Ом см. У образцов с добавкой 1% СаС12 сопротиг ление пос-
ле карбонизации увеличилось с 23000 до 31 000 Ом -см, т.е. значительно
меньше, чем у образцов без добавки. Повышение сопротивления бетона
снижает эффективность работы коррозионных пар на поверхности стали.
Увлажнение конденсатом, осадками или технологическими жидкостями
карбонизированного бетона снижает его сопротивление и при отсутствии
значительного анодного торможения приводит к интенсивной коррозии
арматуры.
Таблица 7.7. Омическое сопротивление бетона
Бетон Сопротивление, Ом (среднее из трех образцов)
в воде при относительной влажности воздуха, % 100 | 80 | 66 | 35
Без добавки:
обычный 142 334 1460 5070 71000
карбонизированный С добавкой СаС12: 2480 — 6500 6600 —
обычный 78 150 232 441 4400
карбонизированный 183 — 1025 1070 7850
В бетоне с добавкой СаС12 (сталь активна, причем заметное анодно-
омическое ограничение процесса коррозии наблюдается лишь в очень су-
хом бетоне (при относительной влажности воздуха 35%). По ходу кри-
вой катодной поляризации можно предположить возможность водород-
ной деполяризации при потенциалах ниже — 550 мВ. Согласно расчету по
диаграмме состояния воды (7.23), выделение газообразного водорода
становится возможным при Е = 0,735 В, а атомарного (без образования
пузырьков) — при значительно менее отрицательном потенциале. Это по-
казывает, что остановить коррозию стали в таком бетоне путем изоляции
от проникания кислорода практически очень трудно. При карбонизации
бетона с СаС12 несколько увеличивается анодное ограничение коррозии в
атмосферных условиях в связи с ростом омического сопротивления,
облегчается водородная деполяризация (при pH = 9 потенциал выделе-
ния водорода —532 мВ).
613 11
161
Таблица 7.8. Степень анодного и катодного ограничения
коррозии стали в бетоне
Бетон Условия испы- тания р Ра р Характер ограничения
Обычный На воздухе В воде 0,256 0,329 0,744 0,671 Анодное
Карбонизированный На воздухе^ 0,551 0,449 Катодно-al юдное
0,167 0,833 Анодное
С добавкой В воде 0,963 0,037 Катодное
СаС12 На воздухе! 0,512 0,488 Като дно-анодное
0,22 0,780 Анодное
В воде 0,78 0,22 Катодное
1 Первое значение Для РО2 = 2,1 10~2, второе - ДЛЯ Ро = 2.1 • 10~5 МПа.
Из табл. 7.8 и поляризационных кривых следует, что в атмосферных
условиях, независимо от вида бетона, анодная поляризуемость выше,
чем катодная. Следовательно, в этих условиях катодный процесс суще-
ственно не ограничивает скорости коррозии. Этот важный вывод был
подтвержден опытами. При относительной влажности воздуха 80% сни-
мали кривую ’’время—ток”, наложив на образец из бетона с В/Ц = 0,5
потенциал — 800 мВ (по НКЭ). Установившаяся через 1 —2 ч плотность
диффузионного тока была в пределах 5—40 мкА/см2, чему соответст-
вует возможная потеря металла 0,058—0,466 мм/год. Фактические поте-
ри (табл. 7.9) в бетонах с 4% СаС12 при той же относительной влажнос-
ти значительно меньше. Следовательно, скорость поступления кислорода
к поверхности арматуры в испытанных бетонах не ограничивает ее кор-
розии в воздухе с относительной влажностью до 80%.
Таблица 7.9. Коррозия арматуры в бетонах с 4% СаС12
при относительной влажности воздуха 80%
Состав бетона Расход це- мента, кг/м3 В/Ц Наибольшая глубина по- ражений, мм Средняя скорость кор- розии
мм/год | r/frf2 • год)
1:2,24:2,92 349 0,5 0,5 0,009 70
1:2,87:3,56 298 0,6 0,8 0,02 155
1:3,43:4,17 252 0,7 1,3 0,05 390
Разница в скорости коррозии стали в бетонах различной проницаемос-
ти (В/Ц) связана, по-видимому, с условиями миграции ионов железа в
слое бетона, прилегающего к поверхности арматуры и соответствующим
уплотнением слоя продуктов коррозии.
При катодной поляризации образцов, насыщенных водой, получены
значения предельного диффузионного тока на три порядка меньше, чем
в образцах в воздухе, соответственно меньше и расчетная скорость кор-
розии. Поскольку после 4 сут испытания ток продолжал падать, можно
162
uojiai uib, <no диффузионные токи moi y r оишчгиьси гы 4 порядка нодоо
но коэффициенты диффузии в газах (1 • 10 1 см2/с) ив жидкостях
(1 • 10-5 см2/с).
Данные опытов показывают, что коррозия арматуры в бетоне, пасы
щенном водой, сильно ограничивается кислородной деполяризацией ка-
тодных участков. Водородная деполяризация в этих условиях возмож! а
лишь в карбонизированном бетоне с добавкой хлористого кальция, по-
скольку потенциал выделения водорода при рН= 12,5 находи гея ниже
735 мВ по НВЭ.
Скорость коррозии стали во влажном бетоне может быть 3ii;i'inie."i.
ной. В табл. 7.10 приведены обобщенные результаты испытаний во влаж-
ной атмосфере (7.3). В большинстве случаев коррозия развивасгся не-
равномерно, образуя язвы глубиной до 1,5 мм за год.
Таблица 7.10. Скорость коррозии стали в бетоне
во влажной атмосфере
Вид бетона Потеря массы стали г/^г2 . год) Максимальная глубина язв за год, мм
Обычный без добавок.
плотной структуры 0 0
пористой структуры 13...21O 0,48
С добавками хлоридов 10...660 1,63
Без добавок, карбонизированный 30 —
Попытка ограничить кислородную деполяризацию стали в бетоне с
5%-й добавкой СаС12 в атмосферных условиях путем тщательной изоля-
ции поверхности образцов 8 слоями эмали ХСПЭ дала весьма скромные
результаты (табл.7.11).
Таблица 7.11. Состояние стальных стержней в цементно-
песчаном растворе с 5%-й добавкой СаС1;
Состояние поверхности раствора Срок, мес Потеря массы, г/м2 Площаль поражения, % Наибольшая глубина язв, мм
Не окрашена 2 81 22 0,63
17 480 90 0,97
Окрашена через 2 мес после 17 314 77 0,82
изготовления (2 + 15)
Степень коррозии арматуры в бетоне с 5%-й добавкой СаС12 находи
лась в прямой зависимости от его проницаемости. Образцы вскрывали
после четырех сроков (через 6, 12, 24 и 36 мес после начала испытания)
хранения при относительной влажности воздуха 90%. Как обычно, при т
ких испытаниях получили большой разброс результатов. Поэтому с
целью повышения достоверности при сравнении подсчитали средневзве-
шенную скорость коррозии за все четыре срока. Толщина защитного
слоя практически не оказала влияния на скорость коррозии арматуры
(табл. 7.12).
163
Таблица 7.12. Средневзвешенная скорость коррозии арматуры
в бетонах с 5%-й добавкой СаС12
Характеристика бетона Толщина защитного слоя, мм Коррозионные потери за 36 мес, г/м2 Средневзвешенная скорость коррозии
Расход це- мента, кг/м3 ВЩ водопогло- щение, %
г/м2 относитель- ные еди- ницы
349 0,5 8,9 10 74 4,9 1
20 93 4,7
10 310 15,8
293 0,6 11,9 20 363 16,6
30 396 13,7 3,1
40 337 14,2
252 0,7 14,2 10 383 25,3 5,5
20 531 27,0
252* 0,7 9,5 10 — 3,4 0,7
* Бетон без СаС12 карбонизировав полностью.
По-видимому, плотная структура бетона, не лимитируя катодный про-
цесс кислородной деполяризации, ограничивает электродные проц ссы,
влияя и на концентрационную поляризацию. Процесс коррозии замед-
лялся во времени, однако за периоде 6 до 36 мес коррозионные потери
возросли в 1,5—3 раза.
На рис. 7.19 зависимость коррозионных потерь от времени изображе-
на в логарифмических координатах. Тангенс угла наклона линий, огра-
ничивающих области для бетонов разной проницаемости, равняется 1/2,
т.е. потери металла возрастают пропорционально квадратному корню из
времени, а процесс затухает, как и многие другие гетерогенные процес-
сы, контролируемые диффузией реагентов в плотном слое продуктов
реакции (7.31).
Потери от коррозии стали в карбонизированном с В/Ц= 0,7 бетоне за
25 мес были почти на порядок ниже, чем в бетоне того же состава, но с
5% СаСЬ и примерно соответствовали потерям в бетоне с ВЩ = 0,5 и до-
бавкой 5% СаС12. Характер поражения арматуры в бетоне без СаС12 бо-
лее равномерный, с менее глубокими язвами. Эти различия можно
объяснить, с одной стороны, повышением омического сопротивления бе-
тона после карбонизации, а с другой — повышенной гигроскопичностью
и проводимостью бетона с добавкой.
Термодинамические расчеты, выполненные В.И. Бабушкиным (7.6),
показали, что в воздушно-влажном бетоне имеется достаточное для
протекания коррозии количество кислорода.
В работе [7.11] исследовалось коррозионное поведение высокопроч-
ной арматурной стали в виде проволоки В-П диаметром 3 мм и стержней
класса Ат-V в балках соответственно из керамзитобетона и тяжелого бе-
тона за время хранения на открытом воздухе в течение соответственно
7,5 и 9 лет. Бетоны готовились с добавками СаС12, нитрит-нитрата каль-
ция (ННК) и нитрит-нитрат-хлорида кальция (ННХК). Результаты меха-
нических испытаний извлеченной из балок арматуры, % значений в сос-
164
Рис. 7.19. Коррозионные потери стали в бетоне с добавкой 5%
СаС12 и В/Ц =0,5 (Л), 0,6 (Ь), 0,7 (В). Толщина защитного слоя
от 10 до 40 мм
тоянии поставки, приведенные в табл. 7.13, подтвсрд»1ли опасность до
бавки СаС12 для высокопрочной арматуры и безопасность нитрит-нитр^-
та кальция
Таблица 7.13. Остаточные прочности и удаления при разрыве
арматуры из бетона с добавками
Вид арматуры Количество и вид добавки 1 м Р
Проволока диаметром 3 мм 2,5% СаС12 58 4,2 0
класса В-11 2,5 ИНК 100 б/и* б/и
Стержни диаметром 14 мм 2% СаС12 90,5 50 36
класса At-V 3% ННК 98 б/и б/и
*б/и - без изменений.
16о
В табл. 7.14 приведены данные, показывающие опасность комплекс-
ной добавки, содержащей СаС12, для высокопрочной проволоки в керам-
зитобетоне.
Таблица 7.14. Изменение равномерного удлинения проволоки
в бетоне с добавкой ННКХ
Добавка, % | СаС12 :Ca(NO2)2 | Минимальное значение 6р, %
2,5 2,0 18
3,5 6,0 18
1,5 6,0 18
1,5 0,66 33
2,5 0,66 51
3,5 1,0 58
В [7.34] получены данные о скорости развития хлоридной коррозии
стали в бетоне при разном количестве добавки СаС12 и относительной
влажности воздуха.
Образцы 4x4x16 см мелкозернистого бетона (цемент:песок — 1:3,
В/Ц = 0,55) на портландцементе марки 400 с центрально расположенным
стержнем арматуры класса В-I длиной 130 и диаметром 5 мм. Добавка
хлоридного кальция 2, 5 и 8% по массе цемента в расчете на хлорид-ион.
После пропарки при 80°С и 2,5 мес выдержки при t = 20°С и </> = 70%
образцы поместили в гигростаты при той же температуре и относитель-
ной влажности, %: 40, 50,70 и 90.
Равновесное влагосодержание бетона после 18 мес (рис. 7.20) нахо-
дится в прямой зависимости от величины добавки хлорида.
Степень поражения арматуры возрастала с увеличением влажности и
содержания хлоридов в бетоне (рис. 7.21 и 7.22). При этом намечается
2 порога при относительной влажности 50% и менее первоначальное пора-
жение почти не возрастает (исключая бетон с 8%-й добавкой хлорида);
при содержании хлорида 2% и менее нет резкого роста поражения до
относительной влажности 70%.
В обоих случаях, очевидно, преобладает омический контроль процесса
коррозии, если сравнить точки на кривых 2 и 4 (рис. 7.20) с точками на
кривых 2 и 3 (рис. 7.21).
Изложенное позволяет заключить, что для прогнозирования скорости
развития коррозии стали в бетоне после потери его пассивности необхо-
димо учитывать ряд факторов: ионный состав жидкой фазы и его изме-
нения во времени, влажностное состояние бетона в связи с влажностью
среды и характером влагопереноса, проницаемость бетона в защитном
слое для кислорода в связи с особенностями его структуры и влаж-
ностью, омическое сопротивление бетона.
Показано, что существенно меньшей скоростью (до 1 порядка величи-
ны) отличается процесс коррозии стали конструкций в воздушной среде
вследствие карбонизации бетона сравнительно с коррозией в бетоне, со-
держащем хлориды при концентрации выше критической.
Омическое ограничение коррозии стали в воздушно-сухом бетоне
имеет решающее значение для карбонизированного бетона без хлоридов.
В наибольшей степени способствует развитию коррозии арматуры в та-
ком бетоне периодическое изменение влажности в зоне расположения
166
Рис. 7.20. Равновесная влажность бетона
с добавкой СаСЬ (% хлорид-ионов)
I - 0; 2 - 2; 3 - 5; 4 - 8
Рис. 7.21. Скорость потери массы
металла при разном количестве хло-
ридов в бетоне. Относительная влаж-
ность воздуха, %:
1 - 40; 2 - 50; 3 - 70; 4 - 90
Рис. 7.22. Скорость роста питтингов на
поверхности арматуры при разном коли-
честве хлоридов в бетоне. Относительная
влажность воздуха, %
1 - 40; 2 - 50; 3 - 70; 4 - 90
арматуры, связанное с действием атмосферных осадков, технологичес-
ких источников увлажнения воздуха или выпадения конденсата в резуль-
тате образования точки росы на поверхности конструкций (в основном
ограждающих, главным образом плит покрытий при недостаточной теп-
лоизоляции) .
Омическое ограничение для процесса коррозии стали в бетоне с хло-
ридами имеет меньшее значение вследствие, во-первых, их гигроскопич-
ности, и, во-вторых, большей электропроводности жидкой фазы. Сниже-
ние влажности такого бетона может вызвать усиление локализации кор-
розии (питтингообразования).
Катодное ограничение коррозионного процесса стали в бетоне наибо-
лее эффективно проявляется в конструкциях, постоянно погруженных
в воду, вследствие резкого затруднения диффузии кислорода в непере-
мешиваемом электролите, заполняющем поры. Оно может, как показа-
но, например в [7.2], играть более или менее существенную роль в кон-
струкциях из особо малопроницаемого бетона.
В [7.16] показано, что простейшие конструкции ребристых плит по-
крытия животноводческих зданий при значительной коррозии ненапря-
гаемой арматуры, сопровождающейся почти полным разрушением кар-
бонизированного защитного слоя, сохраняют несущую способность в те-
чение 8—10 лет. Однако их эксплуатация в таком состоянии представ-
167
ляет опасность для животных и людей, а ремонтнонригодность стремит-
ся к нулю. Поэтому, видимо, период развития коррозии арматуры мож-
но учитывать только при анализе предаварийных ситуаций, подобных
описанной, и допуская такое только в конструкциях с чисто экономи-
ческой ответственностью. Очевидно, нельзя учитывать такие ситуации
при проектировании конструкций. Предельным состоянием по долго-
вечности необходимо считать начало коррозии, связанное с карбониза-
цией защитного слоя, как это предусмотрено методикой, изложенной в
наших работах [7.5, 7.29, 7.20].
Безусловно, недопустимо развитие коррозии, особенно хлоридной,
высокопрочной арматуры предварительно напряженных конструкций,
которая отличается большой склонностью к хрупким коррозионным
разрушениям, что обычно приводит к внезапному обрушению конст-
рукций.
7.3. КОРРОЗИЯ ПОД НАПРЯЖЕНИЕМ
К коррозионной стойкости арматурных сталей нормативных требова-
ний нет, хотя имеющиеся данные о коррозионном поведении высоко-
прочных арматурных сталей заставили ограничить их применение [7.25].
Отсутствие нормативных требований к стойкости арматурных сталей,
очевидно, связано с тем, что сама идея железобетона основана на защите
стали бетоном, когда коррозия арматуры является исключением. Повы-
шение же коррозионной стойкости арматуры иными средствами, кроме
защиты ее бетоном, учитывая огромный расход арматурных сталей, свя-
зано с удорожанием конструкций и ограничено дефицитностью техни-
ческих средств (легирующие добавки в металлургии, защитные покры-
тия в строительстве и т.п.).
Практически единственной защитой арматуры является бетон, однако
его длительное защитное действие не всегда обеспечивается, и необходи-
мо считаться с возможными последствиями коррозии арматуры коне -
рукций. Следовательно, нужны количественные характеристики корро-
зионного поведения арматурных сталей.
Коррозионное поведение ненапрягаемой арматуры. О коррозионной
стойкости стержневой горячекатаной арматуры можно судить по резуль-
татам обследований, а также по данным о стойкости близких по составу
строительных сталей. Так, например, была исследована арматура диамет-
ром 9 мм, пораженная общей коррозией, с язвами глубиной до 0,5 мм,
извлеченная в 1969 г. из карбонизированного бетона плит покрытия
постройки 1910 г. Механические свойства ее (а/, = 340 МПа, 5100 = 27,7%,
5р = 23,8%) оказались в пределах нормативных значений для стали СтО
в состоянии поставки, т.е. коррозионные поражения их не изменили.
Далее было зафиксировано, что язвенные поражения при хлоридной
коррозии арматуры класса А-I в бетоне вызвали заметное ухудшение ее
физико-механических характеристик в стержне, особенно пластичности.
При диаметре стержней из стали СтЗ 20 мм и глубине изъязвлений до
2,4 мм (стержни из ребер плит перекрытий таксомоторного парка после
10—12 лет эксплуатации) минимальное относительное удлинение оказа-
лось на 38%, а временное сопротивление на 14,8% меньше средних для не-
корродировавшей части тех же стержней.
Наблюдения показали также, что равномерное удлинение холоднотя-
168
нутой пизкоуглеродистой проволоки класса В I диаметром 5 мм после
трех лет нахождения на атмосферном стенде снизилось от 2,2'/ в сосюя-
нии поставки до 1,9% у образцов ненапряженных и до 1,4% — у растяну-
тых до 0,6 .
По данным Г.В. Карпенко [7.15], общая равномерная коррозия мяг-
ких низкоуглеродистых сталей иод напряжением не изменяет их механи-
ческих характеристик, а местная несколько понижает.
Влияние напряжений на коррозию стали. Известно, что общая корро-
зия напряженного металла может идти быстрее, чем ненапряженного.
Считается, что влияние напряжений ниже предела текучести на коррозию
стали незначительно, так как при этом электрохимическое состояние
поверхности не изменяется (смещение потенциала составляет 2—3 мВ).
Заметное влияние напряжений на уровне предела текучести и выше
связано с разрушением естественных защитных оксидных пленок и
существенным разблагораживанием поверхности стали.
Под влиянием напряжения, составляющего 70% предела текучести
прочности стали, электродный потенциал арматуры в насыщенном
растворе Са(ОН)2, 3%-м растворе NaCl и в бетоне снижается на 68-
100 мВ. По-видимому, это вызывается разрушением оксидной пленки
при изгибе образцов, претерпевающих пластическую деформацию. Изме-
нение потенциалов стали в насыщенном растворе Са(ОН)2, а также
с добавкой в него 2% СаС12, показывает (рис. 7.23), что пассивация
напряженной арматуры более затруднена.
При упругой деформации стали площадь анодных участков, возник-
ших в результате механического разрушения оксидной пленки, невели-
ка. Высокая плотность тока, создающаяся на микроанодах в результате
работы локальных микропор типа пленка-пора, вызывает их анодную по-
ляризацию и возврат стали в пассивное состояние. При пластической же
деформации площадь анодных участков резко возрастает, создающейся
плотности тока на микроанодах недостаточно для их пассивации, и сталь
остается в активном состоянии.
Для изучения кинетики электродных процессов на поверхности напря-
женной и ненапряженной арматуры снимали анодные поляризационные
кривые в насыщенном растворе Са(ОН)2, а также в бетоне с различными
добавками. Влияние напряжений на поляризуемость арматуры в насы-
щенном растворе Са(ОН)2 видно на рис. 7.24. В бетоне анодная поляри-
Рис. 7.23. Изменение потенциалов поверхности напряженной (/) и ненапряженной
(2) арматуры н тока между ними (3)
а - в насыщенном растворе Са (ОН) %; б — то же, с добавкой 2% CaCl^
169
Рис. 7.24. Кривые анодной поляризации
проволоки диаметром 3 мм из стали мар-
ки Сг5 в насыщенном растворе Са(ОН)з
1 — ненапряженный образец; 2 — напря-
женный образец
a)
Рис. 7.25. Кривые анодной поляризации арматурной стали в бетоне без добавок
(7), с добавкой 3% сульфида кальция (2) и 3% хлористого кальция (5)
а — образцы нормального твердения; б — то же, пропаренные;-— напряженные
образцы;-------ненапряженные образцы
Рис. 7.26. Изменение остаточных удли-
нений высокопрочной проволоки диа-
метром 5 мм при хлоридной коррозии
1 - относительное удлинение о100; 2 -
равномерные удлинения ________- об-
щая коррозия;------------------ местная корро-
зия
170
зация напряженной арматуры также более затруднена. Введение в бетон
добавок сульфида и хлорида кальция, как и следовало ожида1ь, облегча-
ет анодный процесс независимо от напряжений (рис. 7.25). Поляризация
арматуры в пропаренных образцах с добавкой CaClj более затруднена,
чем в образцах нормального твердения (рис. 7.26).
Таким образом, опыты подтверждают, что напряженная арматура
электрохимически является более активной, чем ненапряженная и, сле-
довательно, может более интенсивно корродировать. В литературе по
коррозии метилов достаючно данных, подтверждающих эго положение.
Известно, например, о более сильном поражении наиболее напряженных
участков обшивки из низколегированных сталей на морских судах. При
напряжениях, близких к пределу текучести, возрастает скорость корро-
зии строительной стали.
Влияние напряжений на скорость коррозии арматуры в бетоне с хло-
ридами однозначно не установлено, так как по потере массы и глубине
поражения зто не всегда удается заметить. Более четко влияние напряже-
ний в процессе коррозии отражается на механических характеристиках
арматуры, особенно из высокопрочных сталей с пониженной пластич-
ностью.
В отличие от применяемых для обычных конструкций горячекатаных
арматурных сталей с высокой пластичностью высокопрочные стали для
предварительно напряженных конструкций склонны к хрупкому корро-
зионному разрушению вследствие особенностей своей структуры и пони-
женной пластичности.
Анализ опубликованных в иностранной литературе сведений о связан-
ных с коррозией хрупких обрывах арматуры [7.59] показал, что в 38
случаях из 63 обрыв произошел в течение одного года эксплуатации, при-
чем часто это сочеталось с недостаточной защитой стали до бетонирова-
ния, а в 28 случаях корродирующая арматура разрушилась до обетониро-
вания. В 25 случаях (из 35) отмечена повышенная пористость бетона и
недостаточная толщина защитного слоя. При этом в 12 случаях в бетоне
или цементном растворе для инъекции каналов обнаружено большое ко-
личество хлоридов или сульфидов. В 9 конструкциях из 25 обнаружены
некоторые дефекты бетона при изготовлении.
В большинстве случаев отмечено наличие не менее двух причин по-
вреждения, причем чаще всего наблюдались повреждения агрессивной
средой стали или бетона. Примерно в 40 случаях (из 63) установлено
коррозионное действие на сталь среды, содержащей хлориды или соеди-
нения серы, в 13 случаях — дефекты в изготовлении или обработке ста-
ли, нарушение правил перевозки. Хрупким коррозионным разрушениям
подвергались как холоднотянутая проволока, так и термически упроч-
ненная закалкой с низким отпуском.
Влияние коррозионных поражений поверхности металла на механичес-
кие свойства аналогично действию концентраторов напряжений, которые
локализируют пластическую деформацию в небольшом объеме металла.
У пластичных мягких сталей около этих очагов поражений происходит
перераспределение напряжений. Поэтому их чувствительность к корро-
зионным поражениям существенно меньше, чем высокопрочных сталей
с малой пластичностью, длительно сохраняющих концентрацию напря-
жений в пораженных местах, а также имеющих значительное число де-
фектов структуры и высокие внутренние напряжения.
Так как коррозия высокопрочных сталей сопровождается снижетшем
171
их пластичности и обычно заканчивается хрупким разрушением, основ-
ной характеристикой их стойкости должно быть изменение прочности и
пластичности.
Механические свойства арматуры при коррозии под напряжением.
Для получения количественных характеристик этих изменений были про-
ведены исследования, показавшие, что в песке, увлажняемом 3%-м
раствором NaCl за счет капиллярного подсоса, высокопрочная арматура
двух видов корродировала интенсивнее при напряжении 0,7 о^, чем без
напряжения (табл. 7.15).
Таблица 7.15. Коррозионное поведение высокопрочной
арматуры при действии хлорида натрия
Образны Срок хранения в песке, мес Потеря массы, г/м2 Наиболь- шая глу- бина по- ражения, мкм Сниже- ние paj- рыипого усилия, % Удлинение, % Число не регибов
Огноси- гельное равно- мерное
Контрольные Холоднотянутая проволока 0 0 0 В-П диаметром 5 мм 0 5,1 2,9 3
Напряженные 10 608 400 11,2 2,6 1,3 2
Ненапряженные 10 344 200 10,6 2,85 1.6 3
Термоупрочненная катанка диаметром 6 мм
Контрольные 0 0 0 0 7,4 3,3 2
Напряженные 10 1150 550 16,7 2 1,1 1
Ненапряженные 10 650 250 7,8 4.7 2,6 2
Большинство образцов, корродировавших в растянутом состоянии,
разрушаются хрупко, без образования шейки, т<чда как разрушение
ненапряженных образцов — вязкое. 1000-часовое воздействие растяже-
ния до уровня 0,65 оь в воздушно-сухой среде не изменило предела те-
кучести предела прочности высокопрочной проволоки, а уменьшение
остаточных удлинений находилось в пределах точности определения
(5-6%).
При локализации коррозионных поражений наблюдаемые остаточные
деформации снижаются более резко, чем при общей коррозии (см. рис.
7.26). Обрыв арматуры происходит на участке язвенного поражения,
где быстро достигается предел текучести. При этом остаточные удлине-
ния всего образца весьма малы. Обычно локализованная коррозия арма-
туры наблюдается в трещинах бетона. При такой коррозии под дейст
вием периодического увлажнения 3%-м раствором NaCl в течение 18 мес
механические характеристики для проволоки класса В-11 диаметром
5 мм и стержней класса Ат-VI диаметром 12 мм снизились соответствен-
но: разрывное усилие на 24 и 20,5%; относительное удлинение от 5,1 до
1,4% и от 5 до 3,2%; равномерное удлинение от 2,9 до 0,3% и от 1 до
0,8%.
Из опыта строительства сооружений (в основном мостовых) из конст-
рукций с натяжением высокопрочной, главным образом проволочной,
арматуры на бетон известно немало случаев хрупкого обрыва проволок
в пучках, натянутых в закрытых каналах, по условиям производства ра-
бот, длительное время не инъецировавшихся цементным раствором
[7.4,7.9.7.43,7.46,7.57].
172
В одном случае были йзучены свойства проволоки пучков, потеряв-
ших натяжение вследствие обрывов проволок, носивших характер хруп-
ких коррозионных разрушений [7.9]. Результаты механических испыта-
ний, приведены в табл. 7.16, показали уменьшение временного сопротив-
ления и увеличение его неоднородности.
Подобные испытания проволоки из пучков, находившихся 2-3 мес
в незаполненных каналах и имевших коррозионные поражения, дали
аналогичные результаты по снижению прочности и показали заметное
уменьшение характеристик пластичности.
Таблица 7.16. Временное сопротивление образцов
Проволока в состоянии поставки Проволока из разорвавшихся пучков
1724/1830 17,96 46,1 2,5 1467/2058 1726 ' 131,6 7,6
Испытания на коррозионное растрескивание показали, что в состоя-
нии поставки проволока выдерживала более 100 ч в кипящем нитратном
растворе, тогда как образцы из пучков разрушились ранее: 56% в сред-
нем через 77 ч, 8% — через 16...36 ч.
При местном язвенном поражении предварительно напряженной арма-
туры в бетоне нельзя ожидать заметного общего ее удлинения и прогиба
конструкции даже непосредственно перед ее разрушением. Это
подтверждается обстоятельствами аварий конструкций вследствие язвен-
ной коррозии пучковой арматуры из высокопрочной проволоки [7.4].
Характерно, что при коррозии топкой проволочной арматуры внешние
признаки в виде растрескивания и откалывания защитного слоя бетона,
наблюдавшиеся обычно при коррозии стержневой арматуры и сигнализи-
рующие об опасности, могут не появиться.
Коррозионное растрескивание арматуры. Стойкость высокопрочной
стержневой арматуры к коррозионному растрескиванию. Может пока-
заться, что коррозия относительно толстой стержненой арматуры менее
опасна, чем тонкой проволочной. Однако чисто геометрические сообра-
жения, если и применимы, то только к ненапрягаемым стержням из вы-
сокопластичных сталей.
Высокопрочная стержневая арматура отличается пониженной пластич-
ностью и, как правило, достижение ее высокой прочности сопровождает-
ся появлением склонности к коррозионному растрескиванию. Этот спе-
цифический вид коррозии выражается в том, что при одновременном
действии растягивающих напряжений и агрессивной среды в структуре
стали развиваются трещины, начинающиеся с поверхности и макроскопи-
чески ориентированные нормально направлению растяжения (рис. 7.27).
Механизм хрупкого разрушения арматуры при коррозии под напря-
жением пока однозначно не установлен. По современным представле-
ниям такое разрушение может происходить в результате избирательного
растворения отдельных структурных составляющих металла, его водо-
родного охрупчивания, а также снижения его поверхностной знергии при
адсорбции поверхностно-активных компонентов среды.
Очевидно, что вклад перечисленных процессов может быть разным на
стадии зарождения и развития коррозионных трещин для различных
173
систем металл—среда в зависимости не только от свойств среды и метал-
ла, а и от особенностей их взаимодействия, степени напряжения, геомет-
рии поверхности.
В процессе изготовления и эксплуатации железобетонных конструк-
ций возможны разнообразные сочетания влияющих факторов и могут
действовать как смешанные, так и меняющиеся процессы, влияющие на
стадию зарождения иначе, чем на стадию развития трещины.
Немецкая школа коррозионистов отдает предпочтение обоснованию
механизма водородного охрупчивания высокопрочной арматуры. В ч ст-
ности, Г. Рем [7.59] считает водород ответственным за коррозионное
растрескивание, уточняя, что особенно способствуют его действию обед-
ненные кислородом электролиты и локальные коррозионные поврежде-
ния (питтинг) — концентраторы напряжений и поглотители водорода.
Особое внимание уделено в указанной работе растрескиванию арматуры
при ее переработке.
В работе [7.3] показано, что водородный фактор не является опре-
деляющим при развитии трещины в образцах термомеханически упроч-
ненной арматуры класса Ат-VI из стали 25ХГС2Т в растворах галоге-
нидов.
В первом приближении можно считать, что независимо от механизма
развития трещины в коррозионно-активной среде при растягивающих
напряжениях склонность к хрупкому коррозионному разрушению
достаточно надежно оценивается различными ускоренными методами
[7.18]. Однако пока еще нет надежного метода количественной оценки
степени опасности такого разрушения разных видов арматуры в различ-
ных конструкциях при разных степени, виде и условиях воздействия
агрессивной среды. Решать зти вопросы опытным путем трудно ввиду
сложности испытаний' и большой длительности их при реальных концент-
рациях и условиях действия агрессивных сред. Поэтому нормативные
ограничения [7.25] по использованию высокопрочных сталей, склонных
к коррозионному растрескиванию, основываются на немногочисленных
экспериментах и обобщении опыта строительства и эксплуатации.
Чувствительность к коррозии под напряжением тем выше, чем больше
метастабильность фаз, из которых состоит сталь. Особенно увеличивает
склонность к коррозионному растрескиванию термическое упрочнение
типа ’’закалка плюс средний отпуск”.
Первые сведения об этом типе коррозии арматуры относятся к ’’улуч-
шенной” стали типа 140/160 (сигмасталь), широко применявшейся в
50-х годах в ФРГ. Хрупкие коррозионные разрушения этой стали проис-
ходили при перевозке и хранении в мотках малого диаметра, при натя-
жении и в разные сроки после обетонирования. Массовые повреждения
конструкций наблюдались из-за обрыва такой арматуры в бетоне на гли-
ноземистом цементе, содержащем большое количество сульфидов, при
разложении которых образуется сероводород. Последнее дало повод
исследователям ФРГ объяснить хрупкие обрывы наводороживанием
стали.
В табл. 7.17 приведены сведения о некоторых случаях коррозионного
разрушения высокопрочной арматуры в Советском Союзе.
Сравнительная проверка по ускоренной методике отечественной вы-
сокопрочной стержневой арматуры показала, что все виды термоупроч-
ненной стали классов Ат-IV, At-V и At-VI, включая термомеханически
174
Таблица 7.17. Сведения о некоторых случаях хрупкого
коррозионного разрушения арматуры предварительно
напряженных конструкций
Арматура
Л-IV, 20ХГ2Ц диаметром
18 мм
A-1V, 20ХГ21 диаметром
16 мм
At-V, 35 ГС диаметром
18 мм
Лт-Vll (ЭТУ) диаметром
18 мм
A-IV, 30ХГ2С
диаметром 10 мм
J Конструкции
Ферма ФАКС 8-18-5 А
Плиты покрытия
ПНС-3 и ПКЖ-5
Плиты покрытия
ПНСТ-4 м
Плиты покрытия
ПНС-4 3x6 м
Сборные силосы эле-
ватора
Условия и срок эксплуатации
Производственный корпус ме-
ханического завода, бетон со-
держал поваренную соль, 8 мес
Коровники, 2 года
Откормочный комплекс,
2 года
Покрытие плавательного бас-
сейна, 5 лет
На открытом воздухе, 10 лет
упрочненную с прокатного нагрева, в высокой степени склонны к кор-
розионному растрескиванию (рис. 7.28) . При растягивающем напряже-
нии (около 70% предела прочности) время до хрупкого обрыва стержня
составляет от 1,5 до 3 ч при ускоренном испытании в кипящем растворе
нитратов (57% Ca(NO3)2 + 6% NH4NO3 + 37% Н2О), который обычно
применяется для оценки сравнительной склонности углеродистых сталей
к коррозионному растрескиванию.
Имеется корреляционная связь долговечностей одинаковых образцов
в этой и других, более близких к реальным условиям средах. В частнос-
ти, установлено, что при напряжении, равном 75% предела прочности,
в песке, увлажненном 3%-м раствором хлористого натрия, при комнат-
ной температуре растрескивание сталей класса A-1V и Ат-VI происходит
на три порядка медленнее, чем в кипящем нитратном растворе.
Учитывая, что предлагаемые иные методы ускоренной оценки склон-
ности арматуры к коррозионному растрескиванию (в серной кислоте,
сероводородной воде, растворе роданистого аммония с поляризацией и
без нее н вр.) , не менее условны и дают лишь сравнительную характерис-
тику стали, следует предпочесть кипящий нитратный раствор, об испыта-
ниях в котором накоплено наибольшее число данных.
Критерии оценки опасности коррозионного растрескивания арматуры.
Рассмотрим схематически возможные случаи определения долговечности
железобетонного элемента (рис. 7.29), арматура которого подвергается
коррозии. Предположим, что арматура конструкции, кроме усилий от
предварительного напряжения или постоянной нагрузки Ро, периодичес-
ки испытывает кратковременную (например, ветровую) нагрузку. Ве-
роятность возникновения напряжений от нее в арматуре, равных Ra,
чрезвычайно мала, т.е. долговечность г (см. рис. 7.29) при отсутствии
агрессивных воздействий стремится к бесконечности.
Прочностные характеристики арматуры выше расчетных и изменяют-
ся под воздействием агрессивной среды различно. Кривая 1 относится к
арматуре, не склонной к коррозионному растрескиванию, которая посте-
пенно теряет прочность в результате общей коррозии. В этом случае дол-
говечность элемента определится случайным повышением временной
нагрузки в точке в
175
Рис. 7.28. Сравнительная стойкость против
коррозионного растрескивания основных ви-
дов высокопрочной стержневой арматуры
Кривая 2 характеризует падение прочности арматуры, отличающейся
рано начинающимся развитием коррозионной трещины. При пологом
снижении кривой прочности разрушение элемента произойдет в точке а,
возможно и ранее — в момент повышения временной нагрузки.
При позднем начале и быстром развитии коррозионной трещины
(кривая 3) разрушение также может произойти в отсутствие значитель-
ного ника временной нагрузки в точке б.
Используя данные о коррозионном поведении высокопрочной арма-
туры, можно полагать, что разрушение по типу кривой 1 свойственно
холоднотянутой проволоке, по типу кривой 2 - термически упрочнен-
ным стержням, по типу кривой 3 — горячекатаным стержням. Соотно-
шение долговечности,не склонной и склонной к растрескиванию армату-
ры, может быть в некоторых средах и обратным изображенному на схе-
ме, в зависимости от особенностей среды, сечения и коррозионной харак-
теристики стержня.
176
Рис. 7.29. Схема оценки долговечности железобетонного элемента с арматурой
подвергающейся коррозии ’
Долговечность конструкции будет определяться временем, в течение
которого прочность арматуры будет выше усилия в пей от нагрузки,
которая также является функцией времени как в общем случае и сте-
пень агрессивности среды. Изменчивость нагрузки может определять ха-
рактер и кинетику коррозионных поражений через действующие напря-
жения.
Таким образом, изменение прочности арматуры будет функцией в?
только времени самого по себе, но и изменчивости агрессивной среды
и нагрузки во времени. В таких условиях составить и решить уравнения
надежности для определения долговечности весьма сложно.
В зависимости от характера физико-химического влияния среды п ка-
чества стали можно наблюдать различную форму кривых длительной
коррозионной прочности (ia6ji. 7.18, рис. 7.30) .
Таблица 7.18. Типы коррозионного поведения сталей
(по Л.В. Рябченкову)
Форма кривой (см. рис. 7.30) о - т, (о - 1g т) Стойкость к коррозии Предел длитель- ности коррозион- ной прочности
общей коррозионному растрескиванию межкрист ал- ии 1 ной
1 + + + 4-
11 — + + —
111 + — 4- 4-
IV — — -
Кривая I характерна для любой арматурной стали в состоянии пассив-
ности, II - для не склонной к коррозионному растрескиванию в актив-
ном состоянии, IV то же, для склонной к коррозионному растрескива-
нию. Кривая III не характерна для арматурных сталей, поскольку они не
подвержены общей коррозии лишь в состоянии пассивности.
613 12
177
Рис. 7.30. Типы кривых длитель-
ной коррозионной прочности сталей
Зависимость между уровнем напряжения и временем до растрескива-
ния при испытании по ускоренной методике в кипящем нитратном
растворе при прочих постоянных условиях имеет характер показатель-
ной функции. В полулогарифмических координатах наклон пологого
участка кривой свидетельствует об отсутствии действительного предела
длительной коррозионной прочности. Однако при напряжениях, соот-
ветствующих этому участку кривой, коррозионное растрескивание рез
ко замедляется.
Форма распределения долговечности (рис. 7.31) может сильно изме-
няться в зависимости от уровня напряжений в арматуре. При высоком
уровне напряжений (Л^ ) диапазон вариации незначителен. Однако в его
пределах, по-видимому-, не наблюдается нормального распределения.
Можно ожидать распределения типа ’’экстремальные значения минималь-
ной долговечности” (I).
При напряжениях, близких ординате точки перелома (Кд), кривой
1g т—о, нижняя граница распределения долговечности определяется чет-
ко, а верхняя может стремиться к очень большим значениям, что зави-
сит от наклона прямой после перелома. Будет наблюдаться распределе-
ние типа ’’экстремальных” значений максимальной долговечности (II).
Математическое ожидание долговечности при этом будет на один или
несколько порядков выше, чем в типе I. При напряжениях, лежащих
значительно ниже ординаты указанной точки (К1!), долговечность мо-
жет возрасти еще на несколько порядков и ^’отказы” практически
наблюдаться не будут.
Из рис. 7.32 следует, что о долговечности арматуры, склонной к
коррозионному растрескиванию, с достаточной достоверностью можно
судить по расположению кривой длительной коррозионной прочности.
Наименее стойкой оказывается сталь, коррозионное поведение которой
описывается кривой I, когда долговечность на уровне расчетного напря-
жения мала, а для ее повышения на один порядок напряжение в армату-
ре надо снизить вдвое. Стали, характеризуемые кривыми II и III, при том
же уровне напряжения имеют долговечность большую, чем на один по-
рядок. При этом коррозионное поведение стали, описываемое кривой
III, обеспечивает более благоприятное распределение долговечности.
Рассматривая кривые, построенные по данным испытаний длительной
коррозионной прочности арматуры в кипящем нитратном растворе (рис.
7.33), можно отметить, что коррозионное поведение сталей класса At-VI
(сталь 35ГС и 18ГС) описывается схематической кривой I на рис. 7.32.
Более высокое расположение кривой для стали 20 ГС того же класса
178
Рис. 7.31. Схема образования раз-
ных типов распределения долговеч-
ности арматуры
Рис. 7.32. Основные тины кривых дли-
тельной коррозионной прочности арма
турных сталей, склонных к коррози-
онному растрескиванию (схема)
Рис. 7.33. Кривые длительной коррозионной прочности сталей в кипящем нитрат-
ном растворе (пунктирные горизонтали проведены на уровне расчетных напряже-
ний соответствующих сталей)
1 — сталь класса А-V марки 80С; 2 — то же, класса A-VI 20ХГ2Ц; 3 — At- VI,
20ГС; 4 - Ат-VI, 18ГС; 5 - Ar-V, 35ГС
свидетели;!вует и возможности существенно увеличить ее долговечность,
несколько снизив расчетное напряжение.
Коррозионное поведение горячекатаных сталей класса A-IV (С180С и
20ХГ2Ц) оценивается пологим участком кривой Ill на рис. 7.32. Участок
кривой с большим наклоном для этих сталей не исследован, поскольку
он лежит в области напряжений, значительно превышающих а0.
179
При нормированных расчетных напряжениях долговечность арматуры
класса Лт-VI ниже долговечности арматуры класса А IV более чем на
один порядок. При этом распределение долговечности последней более
благоприятно. Если расчетному уровню напряжения для сталей класса
Лт-VI соответствует время до растрескивания 4...8 ч, то для стали
20ХГ2Ц оно более 100 ч, а 80С — более 1000 ч (фактически последняя
выдержала 200 ч без обрыва при = 0,53 (ty).
Таким образом, преимущество в стойкости горячекатаных арматур-
ных сталей перед термоупрочненными очевидно. Чтобы поднять долго-
вечность термоупрочненной арматуры до уровня долговечности горяче-
катаной, необходимо в 1.5...3 раза снизить расчетное напряжение. Оче-
видно, что эта мера малоприемлема, хотя практическое использование ее
не исключено.
Таким образом, наиболее полно оценить опасность коррозионного
растрескивания арматуры позволяет характеристика длительной корро-
зионной прочности в диапазоне напряжений, позволяющем выявить точ-
ку перелома кривой 1g т— а0 и наклон пологого участка. При этом необ-
ходимо учитывать относительную продолжительность развития корро-
зионной трещины по кривым a —1g т.
Учитывая большую трудоемкость и длительность получения полной
коррозионной характеристики, включающей кривые и — 1g т и 1g т-о0,
целесообразно установить оценку ’’условной долговечности” по времени
до растрескивания при расчетном напряжении. Испытание при о0 =
= 0,75 о/, может быть целесообразным лишь для термически упрочненных
сталей с высоким условным пределом текучести (о02 > 0,75о^). Для
оценки степени склонности арматуры к коррозионному растрескиванию
и определения средств ее защиты можно предложить следующие кри-
терии .
Арматурная сталь может считаться стойкой против коррозионного
растрескивания, если пологая часть кривой 1g т—о0 (см. рис. 7.32, кри-
вая III) расположена выше расчетного сопротивления с достаточной обес-
печенностью. При этом испытания в нитратном растворе могут быть огра-
ничены 100 ч, так как большая их длительность не уточнит существенно
положения этой части кривой. Такую сталь можно использовать без осо-
бых ограничений по агрессивности среды.
Если сталь растрескивается не ранее чем через 100 ч при уровне напря-
жения, которое соответствует диапазону крутого участка прямой с пере-
ломом (кривая II), то арматуру можно считать ограниченно стойкой.
При этом необходимы меры ее защиты в конструкции.
Если напряжение, соответствующее Ra, выше ординаты перелома кри-
вой 1g т — Ос (кривая 1) и при этом время до растрескивания менее 100 ч,
то такая арматура является нестойкой к коррозии под напряжением и не
может быть допущена к применению в конструкциях, подверженных
действию сильноагрессивных сред.
На рис. 7.33 дана сравнительная оценка опасности коррозионного
растрескивания горячекатаной и термически упрочненной стержневой
арматуры но полным кривым длительной коррозионной прочности в ки-
пящем нитратном растворе.
Исследования показали, что для горячекатаной высокопрочной арма-
туры класса A-IV при напряжениях, равных расчетному сопротивлению,
хрупкое разрушение в кипящем нитратном растворе соответствует, как
правило, пологой части кривой 1g т — о0. Это справедливо и для армату-
180
Рис. 7.34. Влияние проч-
ности и напряжения на
экономичность и на-
дежность высокопроч-
ных сталей
ры класса А-V, однако она растрескивается быстрее, и в ряде случаев ее
разрушение происходит при напряжениях, соответствующих более кру-
той части кривой долговечности. Последний случай характерен для тер-
мически упрочненной стали, при этом время до растрескивания не пре-
вышает 40 ч и сокращается с увеличением класса арматуры.
Несмотря на закономерное повышение стойкости арматурной стали
к коррозионному растрескиванию с уменьшением уровня рабочих
напряжений, не всегда обнаруживаются с достаточной четкостью порого-
вые напряжения, ниже которых высокопрочную арматуру в состоянии
поставки можно было бы считать коррозионно-стойкой. Такие стали в
условиях агрессивных сред необходимо применять с соответствующими
ограничениями и дополнительными мерами защиты.
Результаты исследований сравнительной стойкости против коррозион-
ного растрескивания различных видов высокопрочной стержневой
арматуры позволили установить, что горячекатаная арматура класса A-IV
(марок 80С и 2ОХГ2Ц) имеет удовлетворительную стойкость; горячека-
таная класса Л-V (марки 23Х2Г2Т) имеет пониженную стойкость; iep-
мическн упрочненная всех классов нестойка; защитные мероприятия
должны усиливаться с увеличением класса арматуры.
В соответствии с полученными данными о стойкости арматуры в
Строительных нормах и правилах дифференцированы требования [7.25J
к расчету, конструированию, технологии изготовления и защите конст-
рукций в зависимости от степени агрессивности среды.
На рис. 7.34 можно видеть, как изменение действующих напряжений
181
и предела прочности арматуры влияет на стойкость к растрескиванию,
механическую надежность и экономичность стали.
Экономичность стали достигается как повышением предела прочнос-
ти, гак и расчетных напряжений. Стойкость же к коррозионному растрес-
киванию увеличивается при снижении и повышении а0.
На диаграмме отмечена точка А для стали - 1600 МПа при напряже-
нии 0,55 (880 МПа). Если снизить о/, до 1200 МПа и поднять уровень
напряжения до 0,8 (990 МПа), то вместе с повышением экономичнос-
ти получаем 10-кратное увеличение стойкости арматуры (точка В). Оче-
видно, диаграмма действительна не для всех видов стали, но в принципе
может оказаться полезной для оценки возможности повышения стой-
кости термически упрочненной арматуры.
7.4. ПОВЫШЕНИЕ КОРРОЗИОННОЙ СТОЙКОСТИ АРМАТУРЫ
Химический состав и коррозионная стойкость углеродистых сталей.
В качестве арматуры используются стали с различным содержанием угле-
рода (низкоуглеродистые до 0,25% С, среднеуглеродистые — 0,25—
0,60%С, высокоуглеродистые — более 0,6% С) и разных способов вы-
плавки. На коррозию углеродистых сталей в нейтральных средах (с кис-
лородной деполяризацией) содержание углерода не оказывает сущест-
венного влияния. По данным Хадсона и Станнерса, коррозионные потери
среднеуглеродистых сталей (0,4...0,5% С) в промышленной атмосфере на
20...40% ниже, чем малоуглеродистых (0,05 —0,08%С).
По данным С.Г. Веденкина, способ выплавки (мартеновский, томасов-
ский, бессемеровский) практически не влияет на коррозионную стой-
кость, если химический состав сталей примерно одинаков. Приблизитель-
ную коррозионную характеристику стержневой арматуры из низколеги-
рованных сталей (степень легирования до 2,5%) дают исследования стой-
кости строительных сталей, результаты которых обобщены в [7.20].
При малом содержании меди влияние марганца на стойкость стали по-
ложительно, а при повышенном (0,5%) — незаметно, однако обнаружена
исключительная стойкость в морской атмосфере сталей с содержанием
марганца 0,3%, особенно при длительных сроках.
Кремний в количестве до 03% заметно повышает стойкость стали в
солевых растворах, а при увеличении содержания до 1% — ускоряет
коррозию.
Фосфор несколько уменьшает коррозию стали при повышении его со-
держания с 0,006 до 1,16%. При наличии в стали хрома положительное
влияние фосфора незначительно, в сочетании с медью, как показано
С.Г. Веденкиным, оно усиливается.
Хром повышает стойкость сталей пропорционально его содержанию:
при добавке 1% хрома в сталь с содержанием углерода 0,1% стой-
кость ее повышается в полтора раза, а при 2,2% хрома — в два раза. Осо-
бенно эффективен хром в сочетании с медью.
Как правило, низколегированные стали содержат несколько легирую-
щих элементов, поэтому по результатам испытаний различных сталей
нелегко однозначно определить влияние тех или других добавок.
Многочисленные экспериментальные данные показывают в целом
большую стойкость низколегированных сталей по сравнению с углеро-
дистыми. В промышленной атмосфере сталь НЛФ, легированная неболь-
182
шимм добавками хрома, меди, никеля и фосфора, оказалась в двачри
раза более стойкой, чем малоуглеродистая, а стали типа НЛ из природно-
легированных руд с никелем, хромом и медью в два раза и более.
Стали с повышенным содержанием углерода и кремния показали и пол-
гора-два раза большую стойкость во влажной, загрязненной сернистым
газом атмосфере так же, как и медистая сталь (С — 0,2%; Si — 0,19/о;
Си -0,16%).
Медистая сталь (Cr ~0,5; Si ~О,75; Си~0,2%) показала в два-три
раза большую стойкость в морской атмосфере. Еще лучшие результаты
дает легирование медью и фосфором, никелем и медью или никелем и
хромом.
Данные исследования десяти различных сталей показываю!, чю в
среднем в зависимости от среды потери низколегированных сталей в ре-
зультате коррозии не превышают 50% потерь углеродистых сталей.
Повышение содержания марганца и кремния в сталях марок 09 Г2 и
10Г2С примерно соответшвующих но прочности арматуре класса Л-11 и
А-Ш, снизило их стойкость по сравнению со стойкостью стали марки
СтЗ. Легирование медью (0,26%) значительно повысило атмосферостой-
кость этих сталей. В два-три раза более стойкой оказалась легирован-
ная сталь 15ХСНД (Ст — 0,67%, Ni — 0,39%, Си — 0,3390 . Однако прояв-
ление стойкости низколегированных сталей зависит от конкретных усло-
вий службы. Например, выпускаемая в настоящее время атмосферостой-
кая сталь 10ХНД11 нс показала преимуществ в стойкости в условиях
службы гибких связей трехслойных стеновых панелей [7.27]. При испы-
тании образцов во влажных утеплителях этих панелей (ПСБ-С, минераль-
ная вата, фенольно-резольный пенопласт — ФРП-1) по общим потерям
(60—80 мкм/год) и глубине язв (120—240 мкм/год) опа находилась па
уровне стали СтЗ. Очевидно, в этих условиях не формируется слой про-
дуктов коррозии с защитными свойствами, как в открытой атмосфере.
В современных горячекатаных арматурных сталях, как правило, леги-
рование медью и никелем не применяется из-за их дефицитности, равно
как и фосфором. Кремний и марганец, как было показано в ряде иссле-
дований, не повышают коррозионной стойкости. Можно ожидать,
по-видимому, несколько большей коррозионной стойкости арматурных
сталей с хромом (30ХГ2С, 20ХГ2Ц). Однако использовать это практи-
чески не представляется возможным, тем более что расчетные сечения
элементов из более прочных низколегированных сталей получаются
меньшими и, следовательно, относительно быстрее будут уменьшаться
вследствие коррозии. Необходимо иметь в виду также снижение пластич-
ности при локализованной, в частности, хлоридной коррозии.
В работах В.В. Калмыкова с термически упрочненными строительны-
ми сталями исследовалась их коррозионная стойкость [7.12, 7.13,
7.17]. Было показано, что оптимальное микролегирование бором низко-
углеродистой стали, улучшая ее прочностные характеристики после за-
калки с отпуском, существенно снижает ее коррозионную стойкость.
Сталь, комплексно легированная бором и медью (0,4...0,5%), примерно
в 2,5 раза более коррозионно-стойка, чем обычная низкоуглеродистая
сталь [7.17].
Термически упрочненная низкоуглеродистая сталь с марганцем и
кремнием показала наилучшую коррозионную стойкость при небольшом
содержании углерода (<0,11%) и повышенном до 2% содержании крем-
ния при умеренном легировании марганцем [7.13].
183
В работе [7.12] показано экспоненциально возрастающее ускорение
коррозии арматурных сталей производства заводов Минчермета СССР с
увеличением содержания углерода. При этом закалка и отпуск при
о00°С существенно замедляет коррозию во всем интервале содержания
углерода (0,14 -0,79%) : в 1,4—3 раза ио сравнению с неупрочненным сос-
тоянием. Такая упрочняющая термообработка конструкционной стали,
например с 0,2% С, обеспечивает повышенный уровень механических
свойств: от > 500 МПа; ов > 600 МПа; 85 > 22%.
Эти результаты важны при назначении режима термоупрочнения угле-
родистых сталей, особенно когда нужно достигнуть удовлетворительного
соотношения прочности, пластичности и коррозионной стойкости ме-
талла.
Повышение коррозионной стойкости арматуры. Как уже говорилось,
коррозионную стойкость стальной арматуры железобетона нельзя харак-
теризовать, как это делается в [7.8] для разного рода металлических
конструкций, главным образом, в машин ос Iроении.
Если не рассчитывать на защитное действие бетона, то длительную
коррозионную стойкость арматуры можно было бы обеспечить только
легированием стали. А это практически невозможно осуществить ввиду
огромного количества потребляемой ежегодно (около 15 млн т) арма-
турной стали.
Следовательно, оценивая арматурную сталь как материал, не стойкий
к коррозии, необходимо наилучшим образом использовать бетон в каче-
стве среды для арматуры, в которой она при известных условиях будет
длительно стойкой.
В отношении высокопрочной арматуры должны быть приняты меры
как но оценке, гак и повышению ее стойкости к коррозии под напряже-
нием, поскольку защита ее бетоном не исключает полностью возможнос-
ги коррозионных поражений. Последние, особенно локальные, несут
реальную опасность аварийных ситуаций ввиду хрупкого и обычно вне-
запного обрыва корродирующих стержней.
Влияние основных параметров стержневой арматуры на ее стойкость
против коррозионного растрескивания. Метод испытания в кипящем
нитратном растворе позволяет оценить основные (для практики) пара-
метры арматуры, определяющие ее длительную коррозионную проч-
ность: уровень прочности стали, уровень напряжения стержня, его диа-
метр и профиль поверхности, химический состав стали и особенности
термической обработки стержня.
Если сравнивать арматуру из стали одной плавки, то, чем выше сте-
пень упрочнения, достигаемая термообработкой, тем ниже стойкость
арматуры против коррозионного растрескивания. Так, стойкость арма-
турных стержней диаметров 14 мм из стали марки 35ГС (химический
состав, %: С — 0,33; Si —0,32; Мп —0,029; Р 0,016) существенно раз-
личалась в зависимости от уровня прочности (табл. 7.19). Как уже ука-
зывалось, это различие в стойкости связано со степенью неравновесности
структуры, которая возрастает с увеличением степени термического
упрочнения. Исходная сталь в неупрочненном состоянии не проявила
склонности к растрескиванию в течение 200 ч испытания.
Влияние уровня напряжения видно на примере горячекатаных стерж-
ней диаметром 12 мм из стали марки 80С класса A-IV (химический сос-
тав, %: С - 0,82; Si - 0,83; Мп - 0,74; S - 0,031; Р - 0,016) ав =
-1100 МПа, оо>2 = 710 МПа, 6S = 11,2%). В кипящем нитратном растворе
184
Таблица 7.19. Характеристика сталей и стойкость образцов
в кипящем нитратном растворе
Класс стали Ob, МПа Механические свойства О0 Время до разруше- ния, ч
Oot2»MIla 1 1 1 й «5
At-IV 985 845 14 1 12-22
At-VI 1250 1340 1090-1180 10,0-10,7 [ 0,75 Оь 2,5 7
At-V 11 1470 1260 П J 1,5 2
Ат-III* 640 405 27 0,9 Oh 200
♦Химический состав, %: С — 0,36; Si - 0,7; Мп — 0,98; S - 0,032; Р 0,012;
диаметр 12 мм
стойкость образцов составила 2 4, 46 1 13 и > 200 ч при напряжении,
равном соответственно 75,65 и 53% аь . Таким образом, данная арматура
при напряжении, равном расчетному сопротивлению 510 МПа, является
стойкой к растрескиванию.
Данные, полученные Б.А Гусевым по другой плавке стали 80С (хими-
ческий состав, %: С — 0,79; Si — 0,64, Мп —0,63; S - 0,013, Р — 0,02;
оь = 1000 МПа, о0>2 = 610 МПа, 65 = 14%), показывают еще большую ее
стойкость: при напряжении 0,75 В стойкость образцов составила 82 —
101 ч.
Горячекатаные стержни диаметром 12 мм из стали марки 20ХГ2Ц
класса А-V (химический состав, %: С — 0,24, Мп — 1,32, Si — 0,68, S —
0,017, Р - 0,020, Ti - 0,06, Сг - 1,1; оь = 1340 МПа, о0.2 = 1065 МПа,
Ss = 13,6%) оказались значительно менее стойкими: при напряжении
0,75 В (1000 МПа), (800 МПа) , Ra (640 МПа) и 0,8 R (500 МПа)
долговечность образцов была соответственно 4—8,6,19 и 38 ч.
По данным И.Г. Хайта, при напряжении 0,7 аъ в кипящем нитратном
растворе образцы стержней арматуры At-V из стали 35 ГС диаметром
16 мм растрескивались через 1 ч 20 мин — 2 ч 10 мин, диаметром
22 мм — через 6 ч 30 мин — 8 ч 15 мин. Таким образом, практически
диаметр стержня не оказывает существенного влияния на стойкость про-
тив коррозионного растрескивания, тогда как профиль поверхности
существенно важен. При ускоренном испытании долговечность образцов
арматуры периодического профиля может быть примерно на один поря-
док ниже, чем гладкой, так как первая имеет на поверхности концентра-
торы напряжений у подошвы выступов, которые являются местом пре-
имущественного зарождения трещин.
Как следует из изложенного, рядовая термически упрочненная арма-
тура классов Ат-lV, At-V, At-VI, а также некоторые виды горячекатаной
арматуры IV и V классов имеют весьма малую стойкость против растрес-
кивания, которая существенно не увеличивается со снижением уровня
напряжения до расчетного сопротивления стали. Наличие определенной
корреляции стойкости при ускоренном и длительном испытании застав-
ляет с осторожностью относиться к использованию таких сталей в пред-
варительно напряженных конструкциях при эксплуатации их в агрессив-
ных средах, тем более что известны случаи хрупких коррозионных раз-
рушений напрягаемой арматуры в эксплуатирующихся конструкциях
(см. табл. 7.17).
185
Термически упрочненная арматура повышенной стойкости. Исследо-
вания длительной коррозионной прочности показали, что ’’критическое”
напряжение, ниже которого стойкость стали резко увеличивается, суще-
ственно меньше расчетных напряжений рядовой термически упрочнен-
ной арматуры. Поэтому снижение последних является малоэффектив-
ным способом предупреждения коррозионного растрескивания. Установ-
ленные в СНиП 2.03.11—85 ограничения в использовании такой арматуры
не исключают, по-видимому, полностью возможности ее хрупкого разру-
шения в случае дефектов защитного слоя бетона, систематических нару-
шений режимов эксплуатации или недостаточной защиты конструкций
от агрессивных воздействий. Поэтому с наибольшей вероятностью повы-
сить надежность конструкций можно лишь путем снижения склонности
к коррозионному растрескиванию термически упрочненной и некоторых
видов горячекатаной высокопрочной арматуры.
Ряд исследований показал, что склонность к коррозионному растрес-
киванию термически упрочненной арматуры может быть уменьшена
пластической деформацией при волочении, изменением химического сос-
тава и оптимальной термической обработкой, в частности повторным
отпуском. Так, например, существенно повышена стойкость образцов-
стержней периодического профиля диаметром 14 мм с термомеханичес-
ким упрочнением из стали типа 35ГС лабораторных плавок путем введе-
ния в их состав алюминия или титана (табл. 7.20). При этом несколько
падает прочность, а пластичность увеличивается, что связано с измельче-
нием аустенитных зерен и снижением внутренних напряжений.
Таблица 7. 20. Стойкость в кипящем нитратном растворе
образцов при напряжении 0,7 о
D
Вид и содержание легирующего эле- мента, % Оь, МПа % ^равн’ % Время до раз- рушения, ч
AI 0,2 1370 4,7 2 12; 15
0,37 1360 11,4 3 31; 39
0,7 1060 11,4 2 >120
Т1 0,36 1480 5,7 2 7; 10
0,44 1120 13 3 >120
0,72 1030 14,4 5 >120
В 1974 г. по разработке НИИЖБ Госстроя СССР и ИЧМ Минчермета
СССР Криворожский металлургический завод освоил выпуск термичес-
ки упрочненной арматуры класса Ат-V и At-VI повышенной стойкости
против коррозионного растрескивания в основном за счет увеличения
содержания кремния до 1,7-2,5%. На рис. 7.35 приведены кривые дли-
тельной коррозионной прочности. В состоянии поставки сталь 20ГС2
(кривая 7) обладает существенно большей стойкостью, чем сталь 20ГС
(кривая 2), применявшаяся ранее.
Образование трещин в стержнях арматуры класса At-VI из стали мар-
ки 20ГС2 значительно задерживается при напряжениях, приблизительно
соответствующих расчетному сопротивлению арматуры класса At-V
(640 МПа).
186
Рис. 7.35. Кривые длительной коррозионной прочности термоупроч-
иениой арматурной стали в состоянии поставки
1 — марки 20ГС2; 2 - марки 20ГС
Еще более существенная задержка образования трещин наблюдается
после кратковременного электронагрева стали до 500°С ио режиму,
используемому обычно при предварительном напряжении арматуры в за-
водском производстве конструкций (рис. 7.36, кривая 2). При этом не-
сколько падает прочность и увеличивается пластичность арматуры.
Термомеханически упрочненная арматура из стали марки 10ГС2
(0,11 С, 1,28% Мп, 1,95% Si, 0,038% S, 0,030% Р, 0,06% Сг, 0,02% Ni,
0,04% Си, 0.01% А1, 0,006% N) в зависимости от степени упрочнения и
диаметра показала различную стойкость против коррозионного растас-
кивания (рис. 7.37). В кипящих нитратах стержни периодическою про-
филя (оь = 1200-1250 МПа) диаметром 10 мм при напряжении выше
500 МПа показали пониженную стойкость, очевидно, вследствие большей
чувствительности к концентраторам напряжения у основания ребер про-
филя. Гладкие стержни того же диаметра и периодического профиля
диаметром 14 и 18 мм при напряжении 720 МПа не разрушились за
240 ч.
Проведенные нами испытания образцов термомеханически упрочнен-
ной арматуры класса At-VI из стали марки 20ГС2 в исходном состоянии
и после отпуска злектронагревом до 500°С показали, что последний зна-
чительно повышает сопротивление стержней хрупкому коррозионному
разрушению как при воздействии кипящих нитратных растворов (табл.
7.21), так и слабоагрессивных нейтральных сред (табл. 7.22).
Исследование стойкости против коррозионного растрескивания свар-
ных стыков термически упрочненной арматуры класса Ат-V диаметром
12 мм было выполнено в 4-х вариантах: 1 — в состоянии поставки, 2 —
после контактной сварки, 3 — то же, с последующей закалкой, 4 — то же,
с закалкой и отпуском злектронагревом до 450°С.
Результаты, приведенные в табл. 7.23, показали, что даже в наиболее
187
Рис. 7.36. Кривые длительной коррози-
онной прочности стали 20Г2С
1 — состояние поставки; 2 — после
электронагрева на 500°С
Рис. 7.37. Стойкость против корро-
зионного растрескивания под напря-
жением термически упрочненной ар-
матуры из стали 10ГС2 (О = 1200-
1250 МПа) Б
1, 3, 4 — периодический профиль
диаметром, мм: 10, 14 и 18 соот-
ветственно; 2 — гладкая диамет-
ром 10 мм
Таблица 7.21. Стойкость против коррозионного
растрескивания арматуры*
Состояние стали Напряжение, МПа Время до разрушения в кипящих ниграшх, ч
Состояние поставки 910 38; 26
760 136; 149
640 >700; >700
После отпуска 910 150; >300; >300
*Oh = 1350 МПа; о0 2 = Ю30 МПа; 0,7% С; 1,25% Мп; 2,25% Si; 0,03% S;
0,014% Р.
Таблица 7. 22. Коэффициент влияния среды К* при коррозии
под напряжением
Среда Коэффициент влияния среды на сталь
в исходном состоянии после отпуска
3%-й раствор хлористого натрия, 1,4 1,1
pH =7,2
То же, pH = 12 1,2 1,05
Вода 1,3 1,1
* К =---А., где ^возд и Траста ~ относительное сужение образца при иегы-
траств
тании на воздухе и в растворе соответственно.
188
Табл и ц а 7. 23. Стойкость при напряжении 0,9 оЛ = 720 МПа
в нитратом рас пюре при температуре 98—100°С
№ вари- анта ОЬ, МПа •л ОО °Ь Время до разрушения, ч, при
изгибе растяжении
1 1180 1290 11 -13 0,56 123-264
2 840 940 1 1.5 0,81 42 153 20 160
3 1010 1110 1.5 4 0,68 84-195 26 -240
4 1040-1100 2-6 0,67 96-219 —
благоприятном варианте технологии сварка в 2...6 раз снижает пластич-
ность стали в зоне стыка и до 2,5 раз стойкость против коррозионного
растрескивания, причем разброс результатов увеличивается от 2 раз до
одного порядка.
Благоприятное влияние электронагрева на стойкость стали связано,
по-видимому, с тем, что при 450—500°С в сталях этого типа развиваются
процессы полигонизации ферритной матрицы, сопровождающиеся пере-
распределением микронапряжений второго рода и снижением напряже-
ний на границах бывших аустенитных зерен.
Представляет интерес высокопрочная арматура, стойкость которой
против коррозионного растрескивания обеспечивается полностью при ее
изготовлении и не зависит от технологии переработки. Такая арматура
классов Л ш-1 и Ain-Vl диаметром 16—25 мм разработана совместно
НИИЖБ Госстроя СССР, ИЧМ Минчермета СССР и Макеевским металлур-
гическим заводом. Последний изготовляет ее из стали марки 351'С,
подвергая ее после упрочнения обработке токами высокой частоты с
целью создания у поверхности стержня мягкого высокоотпущенного
слоя.
Стойкость образцов такой арматуры по результатам ускоренных
испытаний в кипящем нитратном растворе при напряжении 0,7 оь превы-
шает 200 ч, т.е. более чем на два порядка выше долговечности арматуры
Ат-VI из той же стали (см. табл. 7.19). Сталь сохраняет высокие пласти-
ческие и |1]х>чпос1ные характеристики, что позволяет приравнять ее по
условиям использования конструкций в агрессивных средах к стали
A-1V.
Высокопрочная проволока. Паши испытания [7.32] показали влияние
параметров технологии волочения па коррозионное поведение высоко-
прочной проволоки диаметром 3 мм из сталей 45, 70 и 80 с суммарным
обжатием 26,4; 47,3; 75 и 78,8% и единичными обжатиями 10,20 и 30%.
Испытания вели при напряжении до 70% предела прочности в кипящем
нитратном растворе. После 120 ч разрушились лишь образцы с минималь-
ным суммарным обжатием. У образцов, не разрушившихся после 320 ч,
прочностные характеристики изменились незначительно. Значительно по-
низились пластические свойства (табл. 7.24). В наименьшей степени
понизила свойства проволока с 75%-м обжатием.
Проволока с таким обжатием считается оптимальной по прочности и
пластичности.
Наибольшее снижение пластичности проволоки из Ст80 с суммарным
обжатием 75% было при 10%-х единичных обжатиях. Низкотемператур-
ный отпуск, в том числе в напряженном состоянии (стабилизация), по-
вышает стойкость проволоки к коррозии под напряжением.
189
Таблица 7. 24. Механические характеристики проволоки
Длительность испыта- ний, ч 320 800
Сталь, марка 70 70 70 70 45 70 70 70 45
Обжатие, % 78,7 75 43,7 26,4 78,7 75 47,7 26,4 78,7
кг/мм2 177 163 141 135 135 163 141 135 135
оЬкЮь,%* *♦ 100 96 98 97 100 96 95 94
°0,2к/О02>% — 100 94 97 98 100 92 89 92
Si оок/Бюо. % — 77 79 67 66 77 78 62 47
пк/п, % — 72 83 54 49 53 30 34 28
’Индексом к помечены характеристики проволоки после коррозионных испы-
таний.
** Образцы разрушились при коррозионных испытаниях.
7.5. ИНКУБАЦИОННЫЙ ПЕРИОД ПРИ ХЛОРИДНОЙ
АГРЕССИВНОСТИ СРЕДЫ
Инкубационный период при хлоридной агрессивности среды может
быть весьма непродолжительным, если высока концентрация хлоридов
в среде, недостаточно низка проницаемость бетона и мала толщина его
защитного слоя. Некоторое значение имеют вид и количество цемента
в бетоне.
На скорость переноса хлоридов в бетоне влияет его влажность (чем
она выше, тем меньше диффузионное сопротивление, так как ионы хло-
ра могут перемещаться только в жидкой фазе).
Известны работы [7.44, 7.49, 7.56|, в которых исследовалась корро-
зия арматуры железобетона в морской воде.
В докладе Ассоциации портландцемента [7.49] обобщены результаты
20-летних испытаний железобетонных свай, изготовленных на разных це-
ментах, в морской воде четырех пунктов побережья США. Отмечается,
что коррозия арматуры и разрушение продуктами ее защитного слоя
являются преобладающей формой повреждения конструкций в суровых
условиях; полуторадюймовый (38 мм) защитный слой недостаточен во
всех вариантах экспозиции; коррозия арматуры и вызываемые ею
повреждения конструкций в мягком климате более интенсивны чем в
суровом. Рекомендуется использовать плотный бетон из смесей малой
подвижности с водоцементным отношением 0,4...0,45 при расходе цемен-
та не менее 400 кг/м3.
В подобных выводах симпозиума РИЛЬМ [7.60] указывается на раз-
личия в степени агрессивности морской воды в разных зонах, в частнос-
ти, для арматуры наиболее опасна зона обрызгивания, где возникают
перепады концентрации солей в бетоне и образуются макрогальваничес-
кие пары. Рекомендуется толщина защитного слоя не менее 5 см при
плотном, хорошо уложенном бетоне с минимальной проницаемостью.
В работе [7.36] приводятся данные о содержании солей морской во-
ды в бетоне старых морских сооружений в Сингапуре. Концентрация
хлоридов в поровой влаге на глубине 25 ...50 мм достигала 5—12% в пе-
ременном горизонте воды и ниже; а в приливной зоне — 10... 15% на
190
глубине 50-100 мм от поверхности бетона. Арматура была поражена
коррозией с последующим разрушением защитного слоя бетона.
На рис. 7.38 показаны кривые содержания хлоридов в бетоне, рассчи-
танные [7.39] для двух концентраций их у его поверхности (2 и 5% по
массе цемента) и двух сроков (1 и 10 лет).
Приняв, что арматура активизируется при содержании хлоридов 0,4%
по массе цемента, расчетом получены результаты, приведенные в табл.
7.25.
Исследования проницаемости для хлоридов бетонов на различных вя-
жущих [7.53] показали, чго бетоны на смешанных со шлаком и золой
цементах лучше связывают и меньше пропускают хлорид-ионы, чем на
чистоклинкерных цементах (табл. 7.26), хотя одновременно имеют
несколько меньшую щелочность норовой влаги.
Способность смешанных цементов связывать хлориды и существенно
меньшая проницаемость компенсируют пониженную щелочность поро-
вой влаги. Этим можно объяснить большую стойкость железобетона на
таких цементах в хлоридных средах, отмеченную в некоторых работах.
Одновременно присутствие сульфаг-ионов уменьшает способность це-
ментов связывать хлориды, что подтверждает предположение о большой
опасности хлоридной коррозии арматуры в смешанных средах, содержа-
щих хлорид-ионы.
Как показывают исследования [7.38, 7.45], на продолжительность
инкубационного периода хлоридной коррозии стали в бетоне влияют не
только его проницаемость и толщина защитного слоя, но и способность
связывать хлориды, которая зависит от ряда факторов и в общем может
оказаться весьма значимой.
В опытах [7.45] на бетонах с В/Ц = 0,4...0,6 на портландцементе раз-
личной алюминатности, шлаконортландцементе (30 и 80% шлака) и пуц-
цолановом (2ь% трасса) портландцементе образцы имели изолирован-
ные грани кроме одного торца, 2...3 мес насыщались пресной водой, а за-
тем погружались в проточную морскую воду на 2 года. Часть образцов
подвергалась катодной поляризации до 780-1050 и 1350 мВ.
В бетоне па портландцементе при В/Ц = 0,4 уже через 1 год копцен гра-
ция хлор-попа па глубине 20 мм от поверхности составила 0.3% по массе
цемента, т.е. попадала в интервал критической. На глубине более 20 мм
в большие сроки значение концентрации хлорида мало зависело от В/Ц.
Существенно больше влиял вид цемента: в бетоне на портландцементе
концентрация хлорида оказалась в 2...3 раза более высокой, чем в бето-
нах на смешанных цементах. Содержание СзА практически не оказало
влияния, так как хлор-ион адсорбируется главным образом на новерх-
Рис. 7.38. Проникание хлорида в бе-
тон с эффективным коэффициентом
диффузии 5-10~° см2/с при уровнях
концентрации 2 и 5% за 1 год и 10
лет
191
Таблица 7. 25. Время до активации стали в бетоне
с эффективным коэффициентом диффузии 5 • 10‘8 см2/г
Концентрация хлорида у поверхности, % ио массе цемента Защитный слой, мм Время активации стали, лет, Место па рис. 7.38
5 30 1 Точка А
5 100 10 Точка В
2 75 10 Точка С
Таблица 7. 26. Концентрация ионов хлора (Л) и гидроксила (В)
в норовой влаге цементного камня с В/Ц = 0,5 и эффективный
коэффициент диффузии С1 при 25°С
Цемент Без добавок С добавкой 0,4% С1 С добавкой 0,4% СГ + 1 ,5% SO
А В И|> Д1 8 2 (ХЮ8 см’/с) А В А Н А В А В
Портландце- мент (С3А = = 7,7%) 2 589 0,003 3,14 83 741 0,112 215 1318 0,163
То же (С/А = 14,3%) 3 479 0,006 4,47 41 661 0,062 153 1047 0,146
То же, +30% золы-уноса 2 339 0,006 1,47 39 457 0,085 145 851 0,17
То же, +65% доменного шлака 5 355 0,014 0,41 28 457 0,061 147 741 0,198
Сульфате стой- кий портланд- цемент (С3А =1,9%) 2 347 0,006 10 110 501 0,22 257 1000 0,257
ности гелевых частиц. Диффузия контролируется не столько порис-
тостью структуры бетона, сколько концентрацией, составом и зарядом
солевого раствора в порах. Катодная защита существенно замедляла
диффузию хлор-ионов.
В работе [7.38] также установлено существенно более высокое
сопротивление диффузии хлорида в бетон на шлакопортландцементах
по сравнению с бетоном на портландцементе (рис. 739). Подобные дан-
ные можно встретить в ряде работ, в том числе и в [7.19].
В работе [738] показано, что связывание хлорида определяется в за-
метной степени процессами адсорбции. С3А и гранулированный домен-
ный шлак в составе цемента способствуют связыванию хлорида как в
процессе твердения (рис. 7.40), так и при диффузии его в затвердевший
цементный камень (рис. 7.41). На связывание влияют вид соли, раство-
римые щелочи и сульфаты цемента, время Хлорид из раствора NaCl свя-
зывается меньше, чем из СаС12. С повышением концентрации ОН- и
SO^' заметно снижается связывание хлорида (табл. 7.27). Хлорид, про-
никающий в цементный камень в пределах 1% С1— по массе цемента,
192
Рис. 7.39. Распределение хлорида в бетонах
после 1 года хранения в 3-моляриом раство-
ре NaCl
Рис. 7.40. Соотношение связанного хлори-
да и общего его содержания в бетоне при
добавке в смесь
* - в смеси с CaSOtc2H2O и Са (ОН) 2
связывается в том же количестве, а при повышении его концентрации,
особенно в случае NaCl, даже в большем количестве, чем хлорид, введен-
ный в смесь.
Таблица 7. 27. Концентрация С1 и ОН в поровой влаге
(портландцемент, В/Ц = 0,5, добавка 0,4% С1~, 28 сут)
Норовая влага Без добавки (только NaCl) Добавки к цементу (с NaCl)
CaS04 1,36%* Na2O р,62%* Na2SO4 1,42%*
СГ,мг/л 2900 3200 4100 5700
ОН-,мг/л 7200 7200 11 800 12 100
а-/он- 0,40 0,44 0,35 0,47
* 0,1 молей на 1 кг цемента.
Гидросиликаты наряду с гидроалюминатами вносят заметный вклад в
реакционную емкость цементного камня по отношению к хлориду. Мож-
но считать, что гидросиликаты связывают хлорид в основном адсорб-
ционно,так как концентрация его в жилкой фазе растет с увеличением
общего содержания хлорида в смеси (рис. 7.42).
В работе [7.48] на ’’отжатых” из бетона давлением 500 Н/мм2 пробах
поровой влаги получены данные о ее составе. Рис. 7.43 и 7.44 демонстри-
613 13
193
ОБЩИЙ Cl . % ПО МАССЕ ЦЕМЕНТА
1’нс. 7.42. Концентрация хлорида в поро-
вой влаге в зависимости от общего содер-
жания его в бетоне
* — в смеси с CaSO^H-jO и Са (ОН) 2
Рис. 7.41. Соотношение связанного хлори-
да и общего его содержания при диффузии
в бетон
* - в смеси с CaSO4-2H2O и Са (ОН) 2
руют типичный процесс изменения концентрации ионов поровой влаги в
течение 1 года.
В то время как от 6 ч до 2 сут концентрация SO*-, Са2+ и С1~ (0,06%)
становится исчезающе малой, щелочи и ОН~-ионы продолжают раство-
ряться и pH растет более чем до 13. Так щелочность достигает 0,2...0,4
нормальной с преобладанием КОН, а малорастворимый Са (ОН) 2 присут-
ствует лишь в виде следов.
При добавке 0,6% С1— по массе цемента его интенсивное связывание
в основном завершается в бетоне на смешанных цементах к 7 сут. Оста-
точная концентрация в поровой влаге не превышает 2000 мг/л. В бетоне
же на портландцементе связывание идет медленно и, по-видимому, не
завершается к 1 году, когда концентрация С Г" составляет около
2700 мг/л.
Нами изучались процессы переноса хлорид-ионов в бетоне конструк-
ций, на поверхности которых оседает гигроскопичная хлоридно-суль-
фатная пыль при производстве калийных удобрений [7.7]. Слой гигро-
скопичных солей конденсирует влагу воздуха и образует их насыщенный
раствор, из которого идет миграция солей в глубь бетона.
За 15 лет эксплуатации в бетоне конструкций, находившихся в раз-
ных условиях, накопилось различное количество хлоридов (табл. 7.28).
Данные табл. 7.28 показывают, что, несмотря па меньшую запылен-
ность наружной атмосферы, проникание хлорид-ионов в бетон идет
интенсивнее, когда конструкции не защищены от осадков. Очевидно, пе-
риодическое увлажнение способствует их переносу в бетоне. Кроме того,
они связываются в малорастворимые соединения в бетоне лишь частич-
но. В отличие от них ионы магния и сульфат-ионы связываются легко и
не проникают глубже 10—15 мм.
194
Рис. 7.43. Изменение сос-
тава вороной влаги це-
ментного теста с тече-
нием времени
Рис. 7.44. Изменение
концентрации хлорида в
поровой влаге цементно-
го теста с течением вре-
мени
7 - портланд- и сульфа-
тостойкий цемент; 2—
4 — шлакопортландце-
мент; 5 — портландце-
мент; О — 0,6% СаС12;
• - 0,06% СаС12
Таблица 7. 28. Распределение ионов в бетоне в атмосфере
хлоридно-сульфатных аэрозолей
Место взятия проб Глубина отбора проб, мм Содержание хлорид-ионов, % по массе цемента Mg2+ SO*+
Отделения дробления руды 5 — 1,46 5,71
(конструкции защищены 10 1,98-2,78 1,27 3,86
от осадков) 20 1,38-1,47 0,61 0,73
40 0,42-0,57 0,61 0,73
Г ранено ртные эстакады 5 — 1,69 8,71
на открытом воздухе 10 3,1 1,51 5,79
20 2,76 0,61 0,73
40 2,12 0,61 0,73
195
Конструкции О1ДС"Г1ПН1 Др1>1»!1С11И>|, ПСГ.МИ I I»l III IIЫ ЧП I <*111.1 ЮС со
держание н Geioiic хлоридом, нс имени при пыкои корро ши арм.нуры,
и<>-видимому, и связи с тем, что средняя oiuocuiejii.iiuM влажность но щу-
ха внутри здания меньше i ти роекоинчсскон точки пыли калипиои руды.
В отличие от них подавляющая часть конструкций на открытом воз-
духе в сильной степени повреждена: грещипы вдоль арматуры имеют рас-
крытие до 10 мм, арматура покрыта с iocm продуктов коррозии lOjiinn-
пои 4...О мм
Выполненные экспериментальные исследования процесса диффузии
хлорид-ионов в бетоне из слоя порошка хлористого натрия позволили
установить, что процесс лимитируется не только проницаемостью бетона,
ио него влажностью (табл. 7.29).
Таблица 7 29. Эффективные коэффициенты диффузии
(ХЮ7 см2/с) хлорид-ионов в цементно-песчаном растворе
(перед чертой В/Ц = 0,6, за чертой В/Ц - 0.4) >i i порошка
хлористого uaipuH
Срок, мес Сквозная пористость, % Относительная влажность воздуха. %
95 1 1 75 60
1 7.09/4,48 9,18/5,89 6,69/4,63 2 30'1.61 1.23/1,13
з 5,18/3,63 о 95/4,84 4,80/3,17 0,86/0,83 0,64/0,55
6 4,99/3,16 6,87/3,87 4,62/2,97 0,60/0,56 0,55/0,27
12 4,91/3,06 6,87/3,79 4,54/2,22 0.39/0,33 0.31/0,14
♦Диффузия из порошка полимипералыюй руды
Несмотря на го, что при о i носится ыю Гт влажности воздуха 60 и 75%
хлористый натрий не поглощает влагу (его i игроскопическая точка соот-
ветствует влажности 789<), диффузия хлорид-ионов осуществляется, ви-
димо, в пленках жидкой фазы бетона. Заметное увеличение скорости
поглощения хлоридов бетоном при влажности 95л связано, очевидно, с
наложением на процесс диффузии капиллярного всасывания солевого
раствора, который образует порошок хлористого натрия при высокой
влажности воздуха.
С понижением В/Ц цементно-песчаного раствора с 0,6 до 0,4 диффу-
зионная проницаемость его уменьшается 0,15,..2,5 раза.
Значительное уменьшение проницаемости с течением времени, особен-
но за первые 3 мес, связано с уплотнением структуры за счет продол-
жающейся гидратации цемента, о чем свидетельствуют данные о сквоз-
ной пористоши (табл. 7.29) .
Как слсдуе! из табл. 7.29, диффузия хлорид-ионов из пыли полимине-
ралыюй среды замедлена но сравнению с диффу шей из порошка хлорис-
того натрия, очевидно, в святи с гем, что пыль руды насыщает солевой
раствор также ионами магния и сульфат-ионами, которые связываются в
относительно тонком внешнем слое бетона (рис. 7 45) и уплотняют его
структуру, уменьшают ее проницаемость.
Нами совместно с Ф. Курбановым были выполнены исследования про-
цессов диффузии хлоридов из засоленного влажно! о песчаного грунта в
196
Гт i.l i. !» »1Ц« и ip nvni M, и SO, и Vi lulu
после <> мп. i.iiiiidKij с П1>л11минс|млык>и рудия
при 95%-й e.iiuKiivc’iii воздуха
MCJiKiuepniii..oi>i бетон с целью оценки ai ресспиносin труп» сталык-л
арматуре цаиорных железобетонных груб co стальным сердечником.
Трубы, бетон которых, согласно техническим успениям, > <ц>ак тсризуе (-
ся водоноглощепием 89г, предназначены для ие11о>1ьз>>вапи.1 :> ik ;рсссиь-
ных срс,А.> , применяются в основном в мели< 'ацил и iu,. . i..xoi i
из строя в результате коррозионной перфорации стального цилин, р?
(толщина которого I 5 мм) в очень короткие (несколько лет) срок;..
В работе ставилась задача получить данные о степени агрессивности влаж-
ных засоленных грунтов к таким трубам, а также разработать способы
повышения их коррозионной стойкости.
Работа выполнялась в несколько станов. На нервом эгапе исследова-
лась iipoiinii.ieMocrb грунта Полученные нами характеристики электро-
проводности песчаного грунта, по которым оценивают его агрессивноег<
к стальным п.1Л 1СЫНЫМ конструкциям, в частности >руболр, ;ам, при
недсны на рн._, 7.46. Электрическое сопротивление пески находятся .
оСраттюн зависимости от сто влажности и содержания хлоридов.
Экспериментально определены значения эффективных коэффициен-
тов диффузии хлирид-иона в песчаном грунте. Результаты, приведенные
на рис. 7.47 в координатах ’’влажность грунта — диффузионное сопротив-
ление” (величина, обратная диффузионной проницаемости). показы!-1
ют, что сопротивление трупта диффузии хлорид нон?., как н з к трич
кое сопротивление, находится в обратной зависимости от сто в. ажи
ти, но в отличие от последнего практически не зависит от степени сол
ности.
Величина эффективною коэффициента диффузии хлорид-иона в пол-
ностью насыщетгаом (ПВ = 21,5%) водой песчаном грунте (1,2...1,3. x
х10‘5 см2/с) на порядок выше чем при влажности завядания растений
(ИЗ = 1,8%) - 1,53—1,81x10* см2/с и находится в пределах значений,
встречающихся в литературе по грунтоведению.
Выбор значений влажности и тасолсипостп трупта мы основывали ;та
следующих рассуждениях. Задаваясь расчетным срок м .ы.цинки
действия бетона трубы т, нужно определить при заданной проницаемое
бетона и толщине защитного слоя предельные характеристики сре ,ы
(влажность и засоленность грунта), при которых до истечения указан!
го отрезка времени в результате диффузии хлоридов их концстттраш'-*
у поверхности стального сердечника не достиптет критической, вызывр -
лцей потерю пассивности стали.
Для экспериментального исслецсетния переноса хлоридов из > рунтс в
бетон были выбраны характерные точки по влажности грунт...
1
Рис. 7.46. Омическое
coitporuniicniie ipyii ta
влажность завядания растений (ВЗ = 1,8%) ;
полная влагоемкость (ПВ = 21,5%);
промежуточная влажность между ними (11,6%), содержание хлорид-
ионов было принято 0,1; 0,13 и 0,25% по массе грунта.
С целью исключения капиллярного всасывания соленой влаги бетоном
образцы предварительно выдерживали до постоянной массы в песке с
указанными уровнями влажности, но без солей.
Перед помещением в песок с хлоридом натрия все грани, за исключе-
нием верхней образцов-призм 4x4x16 см из цементного песчаного
раствора 1:2; 1:2,2 и 1:2,5 при значениях В/Ц соответственно 0,35, 0,4 и
0,48 изолировали парафино-канифольной мастикой.
Содержание хлорид-ионов определялось послойными анализами бето-
на образцов после 120, 240 и 360 сут. С использованием математического
планирования эксперимента было получено уравнение регрессии. В ка-
честве примера графических результатов приводится рис. 7.48 и 7.49.
Кроме того, были использованы образцы, пропитанные модифицирован-
ным петролатумом на глубину 6 мм, и образцы на шлакопортландце-
менте. Полученные данные позволили рассчитать эффективные коэффи-
циенты диффузии Z/хлорид-ионов в бетоне (табл. 7.30) и его диффу-
зионное сопротивление (рис. 7.50).
На основании полученных значений эффективной) коэффициента диф-
фузии хлорид-ионов в бетоне были произведены расчеты продолжитель-
198
Рис. 7.47. Сопротивление грунта диф-
фузии хлор-ионов
Рис. 7.48. Накопление хлор-ионов на
глубине 20 мм от поверхности бетона
с водопо! лощением 8% при засолен-
ности грунта, '/<
1 - 0,25; 2-0,13
Рис. 7.49. Накопление хлор-ионов на глу-
бине 20 мм от поверхности бетона прн
влажности грунта 1 1,6% н замолеиностн
1, 2, 3 — бетоны с водопоглощением соот-
ветственно 8,5; 8 и 7,5%; 4 - бетон с уп-
лотняющей пропиткой; 5 — бетон на шла-
копортланд ценен те
Рис. 7.50. Диффузионное сопротивление бе-
тона
1 - В/Ц = 0,35; 2 - В/Ц = 0.4; 3
В/13 =0,48
19"
I а Ол и ц a 7. 30. )ффскн111ныс koxIkIiiiuiiciiii.i дпффу'11111
хлорид-ионов н бетоне
К'-’ состава Характеристики бетона I Водой oi лощение, вщ 6>х10к 1,8 см 2/с при 6,7 влажности 11,6 1 грунта, % 21,5
1 7,5 0,35 1,14 2,62 7,26 23,4
2 Я 0,4 1.36 3,26 12,9 26,6
3 8,5 0,48 1,64 5,86 29,7 44,5
3 111* 8,2 — — 1,64 2,4 —
3 !Г* 1,5 1,82
* 3 -Ш - бетон состава № 3 на шлакопортландцементе.
3- П - бетон состава № 3, пропитанный петролатумом
ности инкубационного периода исходя из критического содержания раст-
воримого хлорид-иона 0,1% по массе цемента, а также величины допусти-
мого содержания хлорид-ионов в грунте, при которых обеспечивается
50-летний срок эксплуатации труб (табл. 7.31) .
Таблица 7.31. Допустимые содержания хлорид-ионов
в грунте исходя из 50-летнего срока службы труб
Влажность грунта, % Содержание С1 7,5 в грунтах пря водопоглощении бетона, %
8 8,5
% | мг/кг мг/л % мг/кг мг/л мг/кг 1 мг/л
1,8 (ВЗ) 0,017 171 9500 0,015 148 8222 0,013 128 7111
6,7 (ММВ) 0,047 468 6985 0,042 418 6239 0,034 341 5090
11,6 0,064 641 5536 0,057 574 4948 0,048 479 4129
21,5 0,099 985 4581 0,090 898 4177 0,076 763 3549
Таким образом, установлено, что продолжительность инкубационного
периода (длительность накопления хлоридов в бетоне до критического
значения на уровне расположения арматуры) находится в обратной зави-
симости от влажности грунта и проницаемости бетона. Требуемая долго-
вечность труб может быть обеспечена (при водоиоглошении бетона 8%)
при условии, что концентрация хлорид-ионов не превышает 0,015%. Сни-
жение водонепроницаемости бетона до 7,5% лишь незначительно подни-
мает предельную концентрацию.
Примерно на один порядок более высокое диффузионное сопротивле-
ние имеет бетон на шлаконортландцементе (см. табл. 7.30), однако рас-
четы показывают, что при значительной засоленности и влажности грунта
оно не обеспечивает 50-летний срок службы трубы. Для этого требуется
бетон с диффузионной проницаемостью, при которой значения D имеют
величину порядка 1х10‘8’см2/с — 1x1 О’9 см2/с.
Возможность получения таких бетонов связана с коренным усовер-
шенствованием технологии изготовления труб, в частности, с использо-
ванием комплекса уплотняющих и пластифицирующих добавок.
200
II p,linin' |/ '"I | 1Ю.11СДОП.11Ц.1 lloplh locili II дифф}'*11'’1111-1'1 р1',,ПЦ.1С
мость цсмсппюго камня на смешанных цементах. Результат, приведен-
ные н табл. 7.32 п 7.33, показали;
диффузионная проницаемость портлаидцементного камня можш иыгь
существенно снижена при добавлении таких тонкодиснерсных материа-
лов, как молотый гранулированный шлак (примерно в 20 раз), микро-
кремнезем (примерно в 10 раз);
топкомолотын кварц (5 10 мм) дает примерно такой же аффект при
температуре шердеиия 6О°С;
наблюдающееся во всех вариантах смешанного вяжущего снижение
проницаемости с увеличением длительности твердения связано с уплот-
нением структуры цементного камня;
дополнительный, особенно на шлакопортландцементе, по сравнитель-
но небольшой эффект уплотнения структуры и уменьшения проницае-
мости дает снижение В/Ц путем введения в смесь суиерплзстифнкатора;
ио-видимому, возможно рассчитывать па получение бетона с расчшной
величиной эффективного коэффициенте диффузии хлорид-ионов поряд-
ка 1х10'9 см2/с.
Существенно большее снижение проницаемости бетона достигается
разного рода уплотняющими пропитками. В качестве примера можно
привести полученные нами с С.Г. Васильевым результаты при пронитке
бетона органическими термопластами - побочными продуктами различ-
ных производств.
Так, пропитка расплавом смеси продуктов термической полимериза-
ции жидкой фракции смолы пиролиза и жирового гудрона или низкомо-
лекулярного полиэтилена и жирового гудрона позволяет получить уплот-
ненный бетон с D = (2,4 - 3,9)х10’12 см2/с, а при пропитке холодными
растворами лих смесей в летучих растворителях D - (3,1 5,9)х
хЮ'11 сх^/с.
Непронитайный бетон имел D'= (2,6 — 6,1)х10'в см2/с.
Возможности практических рекомендаций по оценке продолжитель-
ности инкубационного периода хлоридной коррозии ограничиваются
Таблица 7.32. Эффективный коэффициент диффузии D,
см2/с х 10’, хлорид-мона в цементном камне на смешанных
цементах, твердением в насыщенном растворе СаОН2 [7.54]
№ п.н. Возраст, Дн. пц Г1Ц+ ГШ ПЦ+МК ПЦ+Кв ПЦ + ЗУ
0,35 ВЩ 0,3+С В/Т (35:65) (90:10) (75:25) (70:30)
0,35 В/Т 0,35+С В/Т 0,4 В/Т 0,35+С В/Т- 0,35 В/Т 0,3+С В/Т 0,35 В/Т 0,3+С В/Т
1 7 88,2 66,о 27,9 20,6 17,9 - - - 103,0 97,4 2 28 75.1 56.9 9,6 8,6 4,3 2Ц ~ - 55,8 43.8 3 180 50,4 21,4 1,8 1,2 1,9 2,2 70,6 43,4 4 365 45,7 27,6 1,4 0,7 3,6 <1,0 77,5 53,8 5 365 171 - 8,7 12 141 6,2 8,48 <0,8
Примечание. Пп. 1 -4 твердение при Г = 27°С, п. 5 - при t = 60°С.
Обозначения: ИЦ - портландцемент; ГШ - молотый гранулированный шлак;
МК — микрокремнезем; Кв - молотый кварц; ЗУ - зола-унос; С — суперпласти-
фикатор; В/Т — водотвердос отношение.
201
I а б л п ц a 7. 33, Пористость и с|К'Д1шй размер
цементного камня, tiiepnemncio при ?7‘’С и насыщенном
раснюрс Са()11: [7.54|*
Состав,% но массе Возраст, ДИ. ПорИСЮСГЬ, % В/Т 0.35 «С Cpejuuili размер пор ИМ В/Т 0,35+С
В/Т 0,35 В/Т 0,3т С В/Т 0,4
В/Т 0,35 В/Т о.з+с В/Т 0,4
ПЦ (100) 7 25 21 27 — 13,5 9,2 12,5 -
180 — 10,5 — 14 - 6,4 - 6,7
365 16 12,3 20 14,8 15 13 13 7,7
Г1Ц+ пи 7 21,5 15.5 1 3,5 4,6
180 8 4,5 2,3 2,4 —
(35.65) 365 5,5 6 - 2,4 3 - -
ПЦ+ мк 7 — 27,5 — 5.5 —
180 — — 21 — — 4,2 —
(90 10) 365 - - 22,2 - - 10 -
ПЦ + Кв 90 20 16,5 7,5 5,5
(75:25) 180 18 14,5 — 8 4,9 — —
365 23 18 - 9 11 - -
ПЦ + ЗУ 7 26,7 25,5 — 28 14 —
(70:30) 28 26 19 — — 11 8 —
* Обозначения те же, что в табл. 7.32.
недостатком информации об однородности диффузионного сопротивле-
ния, обеспечиваемого как технологией бетона, так и технологией уплот-
няющей пропитки, а еще более необходимостью учесть влияние нропн-
цаемоши трещин, которые донускак>1ия расчетом копе(рукций.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
7.1. /Акимов Г.В. Основы учения о коррозии и защите металлов. — М.:
Металлургиздат, 1959,420 с.
7.2. Акимова К.М., Иванов Ф.М. К вопросу о влиянии хлоридов на
коррозию арматуры в железобетоне//Журнал прикладной химии,
т. XI-1V, 1971,№2,С. 371-375.
7.3. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне (второе
издание). — М.: Стройиздат, 1988, 230 с.
7.4. Алексеев С.Н., Гуревич Э.А. Особенности коррозии высокопроч-
ной проволочной арматуры предварительно напряженных железобетон-
ных конструкций//Бетон и железобетон, 1976, №6. С. 10—13.
7.5. Алексеев С.Н., Розенталь Н.К. Коррозионная стойкость железобе-
тонных конструкций в агрессивной промышленной среде. — М.: Строй-
издат, 1976, 204 с.
202
7 6 b.iUMiiKiui B M., Ma i неси I .M.,Мчсдлои Ik гроснн О II. |»-| uh типа
Min.a < ИЧИК.1 khi. M.. 1 11 >01111 щ,| i, 19S(>, 40/ t.
7.7. Беженар В.II., Алексеев C.H. Повышение стойкое!и железобетон-
ных конструкций предприятий калийных удобреннГ|//Бетон и железобе-
тон |983,!'Г1 (’ 23 26.
7.8. ГОСТ 52.72.50 Коррозия металлов Терминология.
7.9. Гуменюк В .С., Красовская Г.М. Влияние условий производства
раб<>1 на своисны высокопрочном арматурной проволоки//Беюн п желе
зобеюн, 1987, iV 10. С. 14 15.
7.10. Дикий И.И. и др. Оценка роли водородною фак юра на с i лдин
развития корро JI1OIHIOII тре1Ц11111>1//За|цита мсгаллои. i XIX, N*1 6, 198 3.
С. 885 -888.
7.11. Дьяченко 10.К. и др. (Тойкосп. нредпапрнженной армату ры н бе
кик е ,i.obaiiK.iMii//l>cioii и железобеюн, I 987, N" 9. (.’ Н 42.
7.12. Калмыков В.В. Влияние углерода на коррозионное поведение
термически упрочненною нроката//3ащита металлов, 1987, i. ХХ111,
№4.-С. 659 662.
7.13 Калмыков В.В., Гречная И.Я. Влияние марганца и кремния на
коррозию термически упрочненной низкоуглсроднстои стали//3ащита
металлов 1988, г. XXII. № 3. С. 428 Д3|
7.14. Калмыков В.В. и др. Новая термн icckii упрочненная армшура из
стали марки 10ГС2//Бетон и железобетон, 1984,№ 7. - С. 28 30.
7.15. Карпенко Г.В. Прочность стали в коррозионной среде.— М.. 1963,
188 с.
7.16. Кескюлла Т.Э., Мильян Я.А., Новгородский В.И. Коррозионное
разрушение железобетонных конструкций животноводческих зданий//
Бетон и железобетон, 1980, № 9. — С. 43 -45.
7.17. Коррозионная стойкость бор- и бормедьсодсржащсй стали//Ко-
вальчук Г.З., Калмыков В.В., Ярмош В.Н., Гречная И.Я. Защша метал-
лов, 1983, т. XIX, № 2.- С. 264-267.
7.18. Красовская Г.М. и др. Методы исследования хрупкого разруше-
ния высокопрочных арматурных сталей при совместном воздействии
растягивающих напряжений и некоторых агрессивных сред 'Груды
НИИЖБ, М., 1977, вып 24. С. 102 I0N*
7.19. Курбанов Ф.М. и др. Исследование диффузии хлоридов из i; унта
в бетон жслезобетоштых труб//Коррозионная стойкость бетона, армату-
ры и железобетона в агрессивных средах. М.: Стройиздш, 1988. —
С.124-128.
7.20. Москвин В.М. и др. Коррозия бетона и железобетона, методы их
защиты. М.: Стройиздат, 1980. — 536 с.
7.21. Розенфельд И.Я. Атмосферная коррозия металлов. М._ 1969,
371 с.
7.22. Руководство по применению химических добавок в бетоне.
М.:Стройиздат, 1981. 55 с.
7.23. Скорчеллегти В.А. Теоретическая электрохимия. — М„ 1959. —
608 с.
7.24. Справочник химика. М., 1966, т III
7.25. СНиП 2.03.11-85.
7.26. Томашев Н.Д. Теория коррозии и защиты металлов М.:
Изд-во АН СССР, 1962. 592 с.
7 27. Торонов О.В. и др. Антикоррозионная защита гибких связей
грехслойных нан<!лсй//3ащита mci алл ячеек их и железобетонных шрои-
203
тельных конструкции от коррозии: Тез.докл. VII Всесоюзной конферен-
ции. Ростов-на-Дону, 1983,ч. Ill, С. 71 7.\
7.28. Улиг Г. Коррозия металлов. М., 19б8. 341с.
7.29. Урбанович И.Н., Алексеев С.Н. Оценка долговечности железобе-
тона с помощью ультразвука//Бетон и жслезобеюн, 1986, № 5. -
С. 8-10.
7.30. Урбанович ИЛ., Алексеев С.Н. Производитю железобетона за-
данной долговсчноети//Бетон и железобетон, 1988. № 2. - С. 37 39.
7.31 .Франк-Каменецкий Д.А. Диффузия и теплопередача в химичес-
кой кинетике. — М.: Наука, 1967. — С. 367.
7.32. Филипьев А.А. и др. Влияние некоторых параметров технологии
производства напрягаемой проволоки для железобетонных конструкций
на ее склонность к коррозионному pacipcci<iii)aHi<u.,’/3.iii:;iia метилов,
г. VIII, 1972, №4. С. 458 461.
7.33. Эванс Ю.Р. Коррозия и окисление металлов. М., 1962, 885 с.
7.34. Яковлев В.В., Тэненбаум Г.В., Алексеев С.Н. Кинетика коррозии
стальной арматуры в бетоне, содержащем хлориды//3ащита металлов,
1. XXIV, 1988, № 3. - С. 485-488.
7.35. Arup Н. The mechanisms of the protection of steel by concrete.
Conference on Corrosion of Reinforcement in Concrete Construction,
London,June 1983,pp.151 — 157.
7.36. Aziz M.A., Mausur M.A. Deterioration of tnanire concrete structu-
res with special emphasis on corrosion of steel and its remedies. Corro-
sion of reinforcement in concrete construction, meeting held in 1 ondon,
England on 13—15 June 1983, pp. 91 - 99.
7.37. Baiimel A., Enqev H.F. Korrosion von Stahl in Beton, Arch. Eisen-
huttenwesen, 1959, N 7.
7.38. Blank G., Gunkel P., Smolc/yk H.C. On the Distribution onChlo-
rid between the Hardening Cementpaste and Its Pore Solution, 8th Inter-
national Congress on the chemistry of Cement, Communications, Theme 4,
Vol. V, pp. 73-79.
7.39. Brown R.D. Design prediction of the life for reinforced concrete in
marine and other chloride environments, Durability of Building Materials,
vol 1, pp. 113 125, Elsevier Scientific Publishing Company, Amsterdam,
1982
7.40. Brown, Roger D. Mechanisms of Corrosion of Steel in Concrete
in Relation to design, Inspection and Repair of offshore and Coastal
Structures. Performance of Concrete in Marine Environment SP—65.
Anier. Cone. Inst., Detroit, 1980, pp. 169—204.
7.41. Corrosion of Metals in Concrete. Reported oy ACI Committee
222, ACI Journal, title no 82—1, January/Februaiy 1985.
7.42. Corrosion of Steel in Concrete. State of the art leport. Final
draft. April 1986. RILEM Technical Committee 60-CSC ’’Corrosion of
Steel in Concrete”.
7.43. Evans R.H. Proc, of the Inst, of Civil Eng., p. 1)1, v. 4, 1955, N 3
7 44. Gjorv O.E., Odd E. Durability of Concrete Stru^iures in the Ocean
Environment. Proceedings FIP Simposium on Concrete Sea Structures
(Tbilisi, Sept. 1972), FIP, London, 1973,pp. 141 145.
7.45. Gjorv O.E., Vennesland O. Diffusion of the chloride ions from
seawater into concrete, Chem and Concrete Research, 1979, 9, N 2,
pp.229-238.
204
7.4 (» Good!i< i WI < 01 ios ion, V . I 7, p ? 11, I 96 I.
7.41. Guild.i V.K. Collusion and collusion inhibit ion ol Rciiiloicing
Steel/Immersed in Alkaline Solutions, British Corrosion Journal
(London), v. 5, 1970, pp. 198—203.
7 48. Gunkel I’ Die Zusainmensetzung der fliissigen Phase ersi irrender
und erhartender Zemcnte. Beton - Informationen 23 (1983) N 1, p. 3/8.
7.49. Hansen W.C. Twenty-year report on the long time study of ce-
ment performance in concrete, Research Department Bulletin 175, PCA,
Research and Development Laboratories, Skokie,May 1965.
7.50. Haynes, Harvey H. Permeability of Concrete in Sea Water Per-
formance of Concrete in Marine Environment, Sp—65, American Concrete
Institute, Detroit, 1980, pp. 21—38.
7.5 I. Hausman D.A. Journal of (he American Concrete Inslilule, l*>6-l,
N 2
7.52. Hausman D.A. Material Protection, v. 6, N 11,19,1967.
7.53. Holden W.R.. Page C.L., Short N.R. The Influence of chloride and
sulfates on durability. Conf, of Corr, of Reinforcement in Concr. Constr.
London, June 1483, pp. 143—150.
7.54. Kumar A., Roy D.M. Pore structure and ionic diffusion in admix-
ture blonded portland cement sistems, 8th Internationa’ Congress of the
Chemistry of Cement, 1986, v. V, pp. 73—79
7.55. Lewis D.A. Some aspects of the Corrosion of Steel in Concrete,
Proceedings, 1st International Congress on Metallic Corrosion, Butter-
worths, London, 1962, pp. 547—552.
7.56. Mather B. Concrete in sea water, Concrete International Design
and Construction, 4(3), March 1982, pp. 28—34-
7.57. Monfore G.E.. Verbeck G.I. Journal of the American Concrete
Institute, v. 32, p 491, Nov. 1960-
7.58. Page C.L. Nature, 258, pp. 514—515.
7.59. Rehm G. at al. Zur Korrosion und Risscorrosion bei Spanns tiihlen,
Veikstoffe und Korrosion, 1981, v. 32, N 5, s. 211—221.
7.60. RILEM— A1PCN. Intern. Simposium on Behaviour of Concrete
Exposed to Sea V<ater, Palermo, Italy, May 24—28, 1965.
7.61. Roberts M.H. Magazine of Concrete Research, 1962, v. 14, N 142.
7.62. Scott G. Journ. of the Amer. Water Works Ass,, 8, 1038, 1965.
7.63. Tuu1*i К Corrosion of steel in concrete. Swedish Cement and
Concrete Res-^rch Inst. Stockholm, 1982, p.469.
ГЛАВА 8. БЕТОН КАК СРЕДА, ЗАЩИЩАЮЩАЯ СТАЛЬНУЮ
АРМАТУРУ ОТ КОРРОЗИИ
П. Шиссль (ФРГ)
8.1. ПАССИВИРУЮЩЕЕ ДЕЙСТВИЕ БЕТОНА НА СТАЛЬ
В соответствии с законами термодинамики железо, не будучи благо-
роДным металлом, склонно корродировать при определенных условиях
среды Коррозия стали в бетоне является электрохимическим процес-
сом, при котором на аноде железо переходит в раствор и превращается в
ржавчину. Необходимые дня этого гидрокенл-ионы образуются из като-
205
де из кислорода. поды И освобождающихся на аноде /чек 1|мшов. Процсс
сы, просекающие при коррозии сыпи в Geione, деihhi.ho описаны выше.
Стальная арматура, как известно, в декарбонизированном и не содер-
жащем хлоридов в бетоне длительно защищена oi корроиш. Это вызва-
но щелочноеIыо норовов влаги; значения pl I ее на\од>||св в пределах
12,5 13,5 в зависимости от вида и количества цемента, а также вида п
количества добавок. При гидратации имеющихся в цементном клинкере
соединений C3S и C2S помимо прочего образуется Са(ОН)_, который
ввиду малой растворимости переходит в раствор лишь в малом количе-
стве, тогда как преобладающая часть остается ь кристаллической форме.
Имеющиеся в небольшом количестве в цементном клинкере натриевые
и калиевые соли превращаются в иегкорастворимые NaOH и КОН. Вели-
чина pH поровой влаги при згом повышается и становится выше pH
насыщенного раствора Са(ОН)2, который при 25°С равен 12,6. Таким
образом, высокая щелочность бетона вызвана наличием Са(011)2 и
гидроксидов щелочных металлов (NaOH, КОН). При столь высоком
pH в присутствии кислорода образуется микроскопически тонкий слой
оксида железа на поверхности стали, который предохраняет сталь от
анодного растворения. Этот так называемый пассивный слой сам пред-
ставлен продуктами коррозии, но скорость потери металла исчезающе
мала и не имеет практического значения. В случае, если кислород отсут-
ствует, например в подводных сооружениях, то, согласно [8.4], хотя
пассивный слой не образуется ввиду отсутствия подвода кислорода,
гидроксил-ионы не образуются и продукты коррозии не появляются,
т.е. не происходит растворение железа. Если же кислород поступает, то
образуется пассивный слой, при этом вновь исключается коррозия.
Таким образом, стальная арматура в бетоне в принципе защищена от
коррозии.
Возможность коррозии стали в бетоне определяется величиной pH
поровой влага в бетоне, электрохимическим потенциалом поверхности
стали, температурой и имеющимися хлоридами. Электрохимический
потенциал является показателем сопротивления переходу электриче-
ского заряда со стали в поровую влагу бетона, т. е. свойством контакт-
ной зоны сталь бетон и зависит, помимо вида стальной арматуры и сос-
тава бетона, от влажности и подвода кислорода к поверхности стали.
Пурбэ [8.12] исследовал термодинамическое состояние железа в
растворах с различными значениями pH и при различных электрохими-
ческих потенциалах для температуры 25°С. Результаты в упрощенном
виде даны на рис. 8,1.
Можно различить три области:
область пассивации с образованием защищающего от растворения пас-
сивного слоя;
область иммунитета при низких потенциалах, в которой невозможна
коррозия, что используется, например, при катодной защите;
область коррозии, в которой возможно анодное растворение железа.
В соответствии с этим коррозия стали возможна только при pH ниже
9* и определенных электромеханических потенциалах.
Понижение значения pH поровой влаги до кригическои области pH,
в которой пассивный слой оказывается нестабильным и сталь в бетоне
*110 данным И И. Бабушкина [7.6], пороговое значение pii составляет 11,8 ед.
206
л оьЛАс I ь лиегизни
И (ll.KACtl. ПАИ ИННОСТИ
L UbDMCIl* HAUVUHHILIA
Рис. 8.1. Упрощенная диаграмма потенциал-pH для железа в воде при 25°С
вследствие так называемой депассивации начинает активно корродиро-
вать, становится возможным вследствие карбонизации бетона железобе-
тонной конструкции до поверхности стали. Кроме того, при содержании
хлоридов выше критического количества на стальной поверхности
может наступить местная депассивация.
Депассивация поверхности стали необязательно вызывает поврежде-
ния вследствие коррозии арматуры, т.е. для развития коррозионного
прогресса должны быть выполнены еще некоторые условия. Например, в
очень сухой среде, несмотря на депассивацию стальной поверхности
вследствие карбонизации, коррозия арматуры исключена ввиду' высоко-
го электрического сопротивления бетона. Так же мало развивается кор-
розия в полностью насыщенном бетоне, несмотря на депассивацию арма-
туры, так как необходимый для образования тидроксил-ионов кислород
не может поступать к поверхности стали в достаточном количестве.
Кроме того, часто после депассивации может развиваться лишь местная
коррозия, если имеется различная локальная влажность и аэрация.
8.2. ЗАЩИТНОЕ ДЕЙСТВИЕ ЛЕГКОГО БЕТОНА
Описанное в разд. 8.1 пассивирующее действие бетона на сталь реали-
зуется, если вся поверхность стали укрыта щелочным бетоном. Эти усло-
вия выполняются в тяжелом бетоне, не имеющем трещин.
В то время как для тяжелых бетонов применяют заполнители с ма-
лым количеством пор, заполнители легких бетонов имеют высокую
пористость зерен, несравнимую с пористостью цементного камня В
основном легкие бетоны на пористых заполнителях защищают сталь от
коррозии вследствие щелочности цементного камня, однако протекаю-
щие в бетоне процессы диффузии развиваются нс только в порах цемстн-
207
ного камня, но и заполнителя. Поэтому может быстрее понижаться ще-
лочность бетона у поверхности стали вследствие карбонизации и быстрее
накапливаются хлориды, чем в тяжелом бетоне*. Вид легкого заполните-
ля играет при этом решающую роль.
В [8.6] на основании результатов длительных натурных испытаний
должны быть выяснены основные вопросы коррозионного поведения
сооружений из армированных легких бетонов с трещинами. Для этой
цели под открытым небом установлены опытные балки длиной 2 м с
двумя арматурными стержнями и различной толщиной защитного слоя.
Испытания проведены на тяжелом и легком бетоне с 3 вариантами за-
полнителей и сравнимой прочностью бетона. Данные о составе бетона со-
держатся в таблице на рис. 8.2.
Рис. 8.2 показывает средние значения глубины карбонизации,опреде-
ляемой с помощью фенолфталеина в зависимости от вида бетона и дли-
тельности испытаний. Глубина карбонизации всех трех легких бетонов
больше, чем тяжелого бетона, и в отличие от тяжелого бетона в легком
бетоне после II лет хранения еще развивается процесс карбонизации,
тогда как в тяжелом бетоне глубина карбонизации уже почти достигла
конечного значения.
В исследованиях проницаемости для азота, что примерно соответст-
вует проницаемости для кислорода, получены для названных выше лег-
ких бетонов значения в 1,3..,3,3 раза большие, чем для тяжелого бетона.
‘Имеются экспериментальные данные, согласно которым зерна пористого за-
полнителя при известных Требованиях к составу бетона не увеличивают заменю
проницаемость бетона для углекислого i аза.
208
Coiniiciciuchiio частота н интенсивность коррозии стали и трещинах
бетона но исех легких бсюиах были большими, чем и гнжедом (клин
Крупнопористые легкие бетоны как и таао- и пенобетоны не создают
полностью у поверхности стали щелочной среды, поэтому поверхность
не может быть полностью пассивирована. В связи с этим сталь должна
быть защищена от коррозии с помощью специальных мероприятий
(покрытиями и г.д.)*.
8.3. КИШ ТИКЛ КАРБОНИЗАЦИИ КАК Ml ТА ДЛИТЕЛЬНОСТИ
ЗАЩИТНОГО ДЕЙСТВИЯ БЕ ГОНА
Долтовечность бетона зависит в основном от поровой структуры Це-
ментного камня, л также химических и фтгзическпх свойств компопсн
гов бетона. Решающее значение имеет микроклимат, г.е. такие условна
на рассматриваемой поверхности бетона, как влажность, доступ воздуха,
содержание агрессивных веществ.
Тутти [8.18] предложил основные схемы повреждения для коррози т
стали в бетоне (рис. 8.3), откуда видно, что следует рассматривать ста
дию проникания фронта карбонизации и (или) внедрения хлоридов как
фактора, определяющего начало стадии разрушения. Связь стадии ирон:
кания и разрушения необычайно сложна. В рамках згой работы будут
обсуждены основные зависимости стадии проникания при карбонизации.
Под карбонизацией понимают химическую реакцию щелочных компо-
нентов цементного камня с диоксидом углерода с образованием карбо
натов. Вследствие этой реакции изменяются структуры и основные свой
ства бетона [8.8]. Чтобы точнее описать процесс карбонизации, необхо-
димо обсудить предварительно карбонизацию составляющих бетона.
Сущность процесса карбонизации. Процесс карбонизации протекает в
три ступени [8.7]. сначала диффундирует углекислый газ, имеющийся в
воздухе в естественных условиях в количестве 0,03% по объему, прони-
кая через поверхность бетона в систему нор (выравнивание концентра-
ции). Проникающий в заполненные воздухом поры СО2 превращается
частично в угольную кислоту. Последним шагом являются реакции СО
со щелочными компонентами цементного камня, растворенными в пор
вой влаге. При этом может быть утрачена щелочность и защитное дсйс)
вие бетона по отношению к стальной арматуре.
Упрощенно можно представить карбонизацию гидроксида кальция ь
форме
Н2О
Са (ОН) 2 + СО2 - - -» СаСОз + Н2 О.
От общего количества Са(ОН)2 раствориться в поровой влаге может
лишь очень небольшое количество, остальное представлено крисгаллн
ческой формой как твердое тело. По мере превращения растворенном)
* На основании специальных исследований и опыта эксплуатации ограждающи -
конщрукцнй из легких бетонов на пористых заполнителях в зданиях с сухим и
нормальным режимом в СССР нормами проектирования нс нредусмл рнваст
специальной защиты нецапрягаемой арматуры. Наблюдающаяся за счет повыше)
ной технологической влажности бетона коррозия арматуры перестает развиваться
через 2...3 года эксплуатации здания, когда устанавливается низкая влажность бето-
на и разлитие коррозии арматуры эффективно тормозится омическим сонрогнвле
нисм ос юна.
613 II
209
Рис. 8.3. Схема повреждения при
коррозии стали в бетоне [9]
Са(ОП)2 в СаСОз переходит в раствор дальнейшая часть кристалличес-
кого Са(ОН)2, так что раствор гидроксида кальция в ворах остается
насыщенным до тех пор, пока может растворяться Са (ОН) 2. Если весь
гидроксид кальция прореагирует, величина pH понизится.
Фаза CSH также участвует в процессе карбонизации. По общему пред-
ставлению [8.8] фаза CSH реагирует с С02 с образованием карбоната
кальция и геля SH, при этом химически несвязанная вода не выделяется:
CSH + С02 СаСОз + SH — гель.
Алюминатсодержащие гидратные фазы (САН, CAFH, CASH) также реа-
гируют [8.8, 8.7] с диоксидом углерода. В качестве конечного продукта
при этом образуются карбонат кальция и гидроксид алюминия и при
известных условиях гидроксид железа, отделяется химически связанная
вода.
Для описанных реакций необходимо небольшое количество воды. По
[8.10], реакции карбонизации прекращаются при относительной влаж-
ности воздуха около 30%.
Поскольку при реакциях карбонизации щелочные компоненты бетона
превращаются в карбонаты, значение pH бетона понижается до 9 и менее,
так что защитное действие щелочей бетона для стальной арматуры в кар-
бонизированном бетоне прекращается. Чтобы оценить, в какой момент
времени фронт карбонизации достигнет арматуры, необходимо знать раз-
витие глубины карбонизации бетона во времени.
Развитие карбонизации. После того как гидроксид кальция, имеющий-
ся во внешнем слое у поверхности бетона, карбонизируется, СО2 диф-
фундирует через уже карбонизированный слой. Движущей силой при
этом является разность концентрации СО2 в наружном воздухе и у фрон-
та карбонизации.
Диффузия диоксида углерода в бетоне при допущении стационарной
диффузии выражается сформулированным в 1955 г. А. Фиком и назван-
ным 1-м законом Фика диффузионным выражением в форме (рис. 8.4) :
(1Q=D1 А-х'1 (С| -с2) dt ,
где Q - количество диффундирующего диоксида углерода, г; А - поверхность,
нормальная диффузионному потоку СО2, см - содержание диоксида углерода
210
Рис. 8.4. Модель диффузии но Фику
в воздухе из внешней поверхности бетона,г/см3; с2 - содержание диоксида углеро-
да на границе карбонизации (может быть принято равным нулю); t - время, с; х -
глубина карбонизации. см; /Э1. коэффициент диффузии длн диоксида м лерода. к
основном мере । K.iplioiui iilpoiuiioii.iU бетон, см*/с (lauiicinoi cocian.i ihioii.i. civile
ни гидра 1ацни, содержания влаги).
В качестве второго допущения может быть принято, что чсе количест-
во С02 проникает до фронта карбонизации и там реагирует с продукта-
ми гидратации цемента. При этом предусматривается, что до дальнейше-
го проникания диоксида углерода все способные карбонизироваться
составные части гидратированного цемента прореагируют:
dQ = d А • dx,
где а - количество С02, необходимое для превращения всех способных кирионизи-
роваться продуктов гидратации (зависит от состава бетона), г/смл.
Приравнивая оба уравнения, интегрируя по глубине карбонизации и
извлекая корень, получают глубину карбонизации х за определенное
время t в виде простого выражения:
х =х/ 2D1 а 1 (ci - с2) t .
Для упрощения принимают с2 равным нулю. Выражение 2DicJa для
определенного бетона при постоянных атмосферных условиях в первом
приближении представляют постоянной величиной
К = \/2D' а'1 с,
что позволяет дать уравнение карбонизации в простой форме
х = K\JF.
Эта зависимость известна как закон корня квадратного из времени, но
пригодна как приближенная формула только при относительно
постоянной и низкой влажности.
Влияние условий среды на развитие карбонизации. Обширные дли-
тельные исньиания бетонных призм в различных условиях хранения
однозначно показывают, что фактическое развитие карбонизации откло-
няется от закона корня из времени. Рис. 8.5 показывает, среднее значе-
ние глубины карбонизации 27 бетонов при хранении в условиях искусст-
венного климата (температура 20°С, относительная влажность 65%) и
хранения на открытом воздухе (защищенных от дождя и незащищен-
ных) .
211
ГЛУБИНА КАРБОНИЗАЦИИ d
Рис. 8.5. Pcjyiibuibi iieiibiiaiuifi cepui
№ 1 (средние дни тех (icioiioii)
Фактически измеренное развитие карбонизации во времени было при
этом более медленным, чем зто следует из закона корня из времени.
В [8.13] дана другая модель карбонизации, с учетом изменяющейся
влажности бетона.
Диффузия СО2 в воздухе происходит примерно в 104 раз быстрее,
чем в воде. Поэтому влажность бетонных образцов имеет решающее зна-
чение для скорости карбонизации бетона. В водонасыщенном бетоне кар-
бонизацией можно пренебречь. Незащищенные наружные детали из желе-
зобетона, как правило, находятся под воздействием постоянно меняю-
щейся влажности. Поскольку высушивание протекает относительно мед-
ленно, в наружном слое возникает градиент влажности.
На рис. 8.6 представлено распределение влажности в наружном слое
затвердевшего цементного камня с В/Ц = 0,5 в зависимости от времени.
Поскольку высушивание бетона протекает значительно медленнее,
чем поглощение воды, период высушивания соответственно длиннее, чем
период поглощения воды. Очевидно, что как зоны влажности, так и
фронт карбонизации располагаются параллельно поверхности бетона, что
позволяет различать два его состоянии. При этим из зоны высушивания
может быть выделена область, в которой капиллярные поры в основном
гак обезвожены, что становится возможной диффузия СО2.
Если граница зоны высушивания более удалена от поверхности, чем
фронт карбонизации, то диффузия СО2 может развиваться снаружи до
фронта карбонизации через заполненные воздухом поры. Однако, если
после кратковременного дождя зона высыхания находится ближе к по-
верхности бетона, чем фронт карбонизации, диффузия СО2 через запол-
ненную водой систему нор сильно затрудняется, так что карбонизация
практически прекращается.
Увеличение во времени глубины карбонизации в связи с этим не отве-
чает закону корня из времени, но при изменяющихся микроклиматичес-
ких условиях происходит с переменной скоростью.
На рис. 8.7 схематически представлено увеличение во времени глуби-
ны карбонизации в постоянно сухих условиях и при периодическом
увлажнении бетона.
212
Pile. 8.(>, HxlICpil 1! no
I 11О1ЦГ11НГ 1101(1.1 Це
МС1НПЫМ камнем
{Bin =0,45)
Рис. 8,7. Схематиче-
ское представление о
скорости карбониза-
ции в относительно
сухом состоинии и
при периодическом
увлажнении бетона
Известно, что глубина карбонизации во времени увеличивается до
постоянного значения, так называемой конечной глубины карбониза-
ции. Карбонизация не может развиваться далее, чем до наибольшей глу-
бины высыхания бетона. При этом глубина высыхания зависят не только
от качества беюпа, но и ог условий среды. Но [8.15] конечная глубина
карбонизации устанавливается независимо от влажности бетона. При
карбонизации в поровой влаге возникает разность концентрации ще-
лочных составляющих бетона между внутренними слоями и фронтом
карбонизации. Это вызывает диффузию подвижных щелочных состав-
ляющих в поровой влаге к фронту карбонизации, где они также карбо-
низируются. Поскольку скорость карбонизации с увеличением глубины
карбонизации уменьшается ввиду увеличения пути диффузии СО2, -
в пределе устанавливается конечная 1 лубина карбонизации, при кото-
рой к фронту карбонизации поступает столько СО2, сколько необходи-
мо для реакции с диффундирующими из глубины бетона щелочными
компонентами. Это связано со значительным уплотнением этого гра
ничного слоя.
Карбонизация как химический процесс зависит от гемнерагуры. С по-
вышением температуры повышается и скорость процесса карбонизации.
213
Среднее содержание СО2 в атмосфере равно примерно 0,03% по обьс-
му. 11ри плохой вентиляции строительные детали могут находиться и при
более высоком содержании СО2, как, например, в подвалах, туннелях,
подземных гаражах или стойлах для животных. Атмосфера больших го-
родов и промышленная атмосфера может содержать в воздухе значитель-
но больше, чем 0,03% СО2. В этом случае карбонизация развивается соот-
ветственно быстрее и до большей конечной глубины [7.5].
Влияние состава бетона на процесс карбонизации. Увеличение во вре-
мени глубины карбонизации определяется главным образом пористой
структурой бетона, особенно долей капиллярных пор и способностью
связывать СО2, т.е. в основном количеством поставляемого Са(ОН)2.
Далее кратко обсуждается роль основных технологических факторов.
Водоцементное отношение. Па рис. 8.8 представлено влияние водоце-
ментного отношения на глубину карбонизации бетонов на различных це-
ментах [8.20], из которого видно, что глубина карбонизации линейно за-
висит от водоцементного отношения.
Эта зависимость объясняется тем, что вместе с увеличением водоце-
ментного отношения растет капиллярная пористость, т.е. доля наиболее
крупных пор в бетоне, которые образуются потому, что в бетонную
смесь вводят, как правило, и больше воды, чем требуется для реакции
с цементом. С увеличением пористости возрастает также коэффициент
диффузии кислорода [8.17].
Уход за бетоном. Соответствующими мероприятиями по уходу за
бетоном, которые исключают его раннее высушивание, можно сущест-
венно повысить степень гидратации в поверхностных слоях бетона. След-
ствием этого является то, что проницаемость бетона для газов пони-
жается с увеличением'длительности ухода (рис. 8.9).
Соответственно с увеличением длительности ухода при прочих равных
условиях глубина карбонизации уменьшается. На рис. 8.10 показано
влияние длительности ухода на глубину карбонизации после года хране-
ния бетона на различных цементах. Увеличение длительности ухода вызы-
вает уменьшение глубины карбонизации.
Вид цемента. Вид и содержание цемента в бетоне влияют как на спо-
собность связывать, так и на диффузионное соиро1ивлсние прониканию
СО2. Чем больше имеется в бетоне щелочных продуктов гидратации, тем
S ИМ
S
20
15
10
5
ВОЗРАСТ БЕТОНА в ЛЕТ
УСЛОВИЯ ХРАНЕНИЯ |
20°С/65% ОТНОСИТЕЛЬНАЯ
-ВЛАЖНОСТЬ”-----
БЕТОНЫ НА
ШЛАК'ОЛОРТ'ЛАНД -
0,3 0,Ъ 0,5 0,6 0,7 0,6
ВОДОЦЕМЕНТНОЕ ОТНОШЕНИЕ, В/Ц
/ БЕТОНЫ НА
ПОРТЛАНДЦЕМЕНТ-
ТАХ И ЖЕЛЕЗИСТОМ
ЦЕМЕНТЕ'
Рис. 8.8. Влияние водоцемеитиого отношения
на глубину карбонизации бетона на различных
вяжущих
214
больше СО2 может быть связано и тем медленнее перемещается фронт
карбонизации в глубь бетона.
Если при изготовлении цемента, помимо портландцементного клинке-
ра, используют большое количество других материалов, например домен-
ного шлака, золы от сжигания каменного угля или трасса, то количество
щелочных компонентов понижается. В связи с этим бетон на чисто клин-
керном портландцементе карбонизируется медленнее, чем бетон на це-
ментах, содержащих названные добавки. На рис. 8.8 и 8.11 показано, что
бетон на шлакопортландцементе, который, помимо портландцементного
клинкера, содержит доменный шлак, имеет большую глубину карбони-
зации, чем бетон на портландцементе. В цементах, которые содержат
пуццолановые добавки, такие, как силикатная пыль, зола-унос или
грасс, со временем количество Са(ОН)2 еще более понижается вследст-
вие реакции компонентов с пуццоланой и скорость карбонизации выше.
С другой стороны, присутствие пуццоланы и других гидравлических
материалов, например доменного шлака, приводит к улучшению порис-
той структуры.
Рис. 8.11 показывает распределение пор по размерам в растворе из
портландцемента и шлакопортландцемента. При применении шлако-
портландцемента доля мелких пор больше, а доля крупных меньше, так
что проницаемость соответственно меньше. Это объясняет малую вели-
чину коэффициента диффузии кислорода в бетоне на шлакопортланд-
цементе (рис. 8.9).
Большое содержание щелочных компонентов в бетоне на чистом
клинкерном цементе, как правило, имеет для развития карбонизации
большее значение, чем малое диффузионное сопротивление, поэтому бе-
тон на портландцементе, несмотря на малое диффузионное сопротивле-
ние, часто имеет меньшую глубину карбонизации, чем бетон па шлако-
портландцементе.
Вид заполнителя. Исходя из того, что заполнитель в тяжелом бетоне
практически непроницаем, на процесс карбонизации он практически не
влияет. Однако значительную роль в диффузионном процессе играет
граница заполнитель цементный камень (см. например |!
Рис. 8.9. Влияние условий твердения на
проницаемость для кислорода, портланд-
цемент, В/Ц = 0,6, относительная влаж-
ность 65%
ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТЬ УХОДА, СУТКИ
Рис. 8.10. Влияние продолжительнос-
ти ухода на глубину карбонизации
бетона после 1 года хранения на воз-
духе, относительная влажность 65%,
20°С, портландцемент PZ 35F н шла-
копортландцемент HOZ 35L
215
Рис. 8.11. Распределение пор по раз-
мерам в растворе
Рис. 8.12. Влияние вовлеченного
воздуха на глубину карбонизации
Хс
Другие условия имеются в легком бетоне на пористом заполнителе (см.
разд. 8.2).
Наполнители и добавки. Для наполнителей, которые могут быть до-
бавлены в небольшом количестве в бетон, наблюдаются в основном те
же зависимости, о которых говорится при применении различных видов
цемента. Действие добавок на развитие карбонизации до сих пор систе-
матически не изучено. Можно исходить, однако, из того, что, например,
водоредуцирующее действие разжижителей благоприятно, ввиду умень-
шения водоцементного отношения. Вместе с тем можно предполагать,
что некоторые содержащиеся в добавках материалы при определенных
обстоятельствах могут привести к повышению скорости карбонизации.
Для повышения морозосолестойкости бетона путем создания воздуш-
ных нор могут применяться воздухововлекающие добавки. Применение
этих добавок может, однако, как показано на рис. 8.12, вызвать увеличе-
ние глубины карбонизации.
8.4. ПОВЫШЕНИЕ ЗАЩИТНОГО ДЕЙСТВИЯ БЕТОНА
ДОБАВКАМИ-ИНГИБИТОРАМИ
Определение и характер действия ингибиторов. Ингибиторы — это ве-
щества, которые могут тормозить или практически подавлять коррозию
металлических и неметаллических материалов в агрессивных коррозион-
ных средах [8.3]. Их вводят в агрессивные среды или они могут нахо-
диться там. Ингибиторы блокируют поверхность защищаемого материа-
ла и экранируют от агрессивных веществ (ингибиторы поверхности) или
устраняют агрессивное действие коррозионных сред.
Ингибиторы коррозии можно подразделить на ингибиторы физическо-
го и химического действия.
Ингибиторы физического действия блокируют защищаемую металли-
ческую поверхность путем адсорбции, т.е. они не образуют химических
соединений (образование защитной пленки). Ингибиторы химического
действия изменяют металлическую поверхность или агрессивные ком-
216
поненты коррозионной среды (восстановление, выпадение осадков или
комплексное действие).
Коррозионные процессы с потреблением кислорода, как, например
коррозия стали в бетоне, могут быть замедлены или подавлены химичес-
кими ингибиторами. При этом речь идет, главным образом, о пассивато-
рах — веществах, образующих защитную пленку, и дестимуляторах кор-
розии.
Пассиваторы образуют на поверхности металла плотную толщиной
менее 200 10'10 м защитную пленку. Эта пленка значительно плотнее,
чем адсорбционная пленка. Пассиваторами являются некоторые окис-
ляющие неорганические анионы, например нитриты.
Пленкообразующие ингибиторы создают на порядок более толстые,
но менее однородные и менее плотные слои на поверхности металла. Как
пассиваторы, так и ингибиторы, образующие защитные пленки, могут
при правильном выборе и концентрации уменьшать переход электронов
на катоде и переход ионов на аноде.
Дешимуляторы противодействуют агрессивному действию компонен-
тов коррозионной среды. В качестве ингибиторов коррозии арматуры в
бетоне в числе прочих исследованных соединений с ингибирующим дейст-
вием в основном применяют нитрит натрия и нитрит кальция [8.9]. Сле-
дует иметь в виду, что действие ингибиторов, вследствие их потребления
и выноса может прекратиться [8.2].
Применение ингибиторов в железобетоне. Защита металлов от корро-
зии ингибиторами уже давно применяется во многих отраслях промыш-
ленности. При этом хорошо изучены химические условия в обычных,
например в стальных трубопроводах, транспортирующих воду, агрессив-
ную к стали. В железобетоне применение ингибиторов проблематично по
трем причинам:
1. Химические условия в бетоне зависят как от его состава и техноло-
гии, так и от многочисленных факторов окружающей среды, и потому
не определены в достаточной мере.
2. Количество и вид а1рессивных веществ для длительного периода
службы строительных конструкций, как правило, заранее не известны,
гак что невозможно определить дозировку ингибиторов, соогвектвую-
щую количеству агрессивных веществ.
3. Время службы железобетона составляет десятки лет. Дополнитель-
ное введение ингибиторов, учитывающее их вымывание, невозможно.
В то же время добавление ингибиторов в воду затворения бетона
очень несложно, технологично и противодействует коррозии арматуры.
Согласно [8.1], ингибиторы имеют следующие условия применения
для железобетона.
Эффективность ингибиторов, как правило, определяется в лаборато-
рии методами электрохимических исследований. При этом по кривым
”ток—потенциал” стали, помещенной в цементно-песчаный раствор, оце-
нивают, находится ли поверхность металла в активном, склонном к кор-
розии или пассивном состоянии. Перенос положительных результатов на
условия строительства возможен лишь с ограничениями, так как нельзя
определенно судить о виде и скорости коррозии и учесть при кратковре-
менных испытаниях изменения бетона в большие сроки.
Для оценки длительности защитного действия на арматуру принимают
во внимание следующие результаты исследований:
дозировка ингибиторов имеет решающее влияние на их эффектив-
217
г ность. Согласно [8,3], установлено, что пониженная дозировка пассива-
торов или пленкообразующих ингибиторов в нейтральных или щелоч-
ных средах может вызвать язвенную коррозию, если ингибитор не по-
1 крывает всей поверхности металла и что пониженная дозировка NaNOi
может ускорить катодный процесс;
по [8.9], водорастворимые ингибиторы могут вымываться из конст-
рукций, подвергающихся погодным воздействиям, образовывать выцве-
ты или утрачивать защитное действие во времени. Возможность пониже-
1, ния концентрации ингибиторов в бетоне, как и величина этого пониже-
ния, установлена во многих работах, систематические исследования
отсутствуют*. В [8.2] сообщается, что при переменном увлажнении и вы-
1 сушивании пониженная концентрация ингибитора в наружном слое, хотя
[ частично и выравнивается за счет диффузии, однако ежегодное снижение
составляло от 20 до 60% первоначально введенного количества ингиби-
। тора;
1 о влиянии ингибиторов на свойства цемента и бетона и их необходи-
мых концентрациях известно мало [8.9];
по [8.14], хотя об ингибиторах коррозии сообщается достаточно
часто, немного известно об эффективности ингибиторов при высоком
значении pH, как это бывает в бетоне. В различных исследованиях дока-
। зывается, что применение ингибиторов-нитритов в бетоне эффективно.
Однако в исследованиях нитрита натрия показано неблагоприятное
воздействие его на прочность бетона, так что речь может идти лишь о
нитрите кальция как ингибиторе в строительстве из железобетона. Иссле-
дования эффективности проведены на стальной арматуре, уложенной в
раствор с 1,2% добавки хлорида натрия и различным количеством нитри-
! та кальция. Были определены коррозионные токи, которые позволили
рассчитать скорость коррозии. Из рис. 8.13 видно, что с увеличением ко-
1 личества нитрита кальция скорость коррозии заметно снижается. Даль-
нейшие исследования [8.5] показали, что при храпении армированных
бетонных образцов в морской воде время до начала коррозии в бетоне
с добавкой нитрита кальция значительно увеличивается.
В настоящее время нельзя еще сделать окончательное заключение об
эффективности ингибиторов в железобетоне, поскольку результатов
1 целенаправленных длительных исследований в услопнях строительства
I еще недостаточно*.
ТОК КОРРОЗИИ. мкА/CM2
Са(МО212. % ПО МАССЕ ЦЕМЕНТА
I *См. [8.1].
218
Рис. 8.13. Коррозия стальной арма-
туры в растворе, содержащем нитрит
кальция и 1,2% хлорида натрия по
массе цемента
8.5. ПРОГНОЗ СОСТОЯНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
В АТМОСФЕРНЫХ УСЛОВИЯХ
Составление надежного прогноза состояния во времени как основы
для стадии проектирования строительных конструкций ввиду большого
числа плиякицнх факторов практически невозможно. 11родо'1,кн1ель-
посгь жизни существующих строительных конструкций может быть
оценена на основе исследований конструкций при соответствующих
издержках относительно точно.
Прогноз состояния во времени при расчете строительных конструк-
ций. В концепции расчета железобетонных конструкций минимальные
значения толщины защитного слоя установлены из предположения
защитного действия на арматуру щелочной среды бетона во все время
жизни конструкции. Исходят из того, что это обеспечивается назначе-
нием защитного слоя определенного качества, т.е. толщины и плотности.
Трещины, которые неизбежно появляются в железобетонных элементах
при обычной толщине защитного слоя и имеют ширину раскрытия
0,15...0,3 мм, при достаточном качестве защитного слоя бетона, как
правило, не уменьшают обычных сроков службы*.
Вследствие несоответствующего состава бетона, неполного уплотне-
ния, недостаточного ухода за бетоном или уменьшения толщины защит-
ного слоя без достаточного его качества, пассивирующее действие бетона
по отношению к арматуре даже в отсутствие трещин может быть утраче-
но уже через короткое время.
На рис. 8.14 схематически показано влияние состава бетона на защиту
арматуры от коррозии. Можно видеть многообразие влияющих парамет-
ров. Это, естественно, так как бетон является гетерогенным строитель-
ным материалом. Для прогноза состояния необходимы, кроме того,
данные об условиях среды (температура, относительная влажность
воздуха и содержание в нем вредных веществ) у поверхности бетона
(микроклимат), которые могут иметь большие и несистематические
колебания во времени.
В [8.16] сттиистнческими методами рассчитано время службы арми-
рованной бе тонной плиты как наружной строительной детали. На
рис. 8.15 даны средние значения и статистическое распределение ее дол-
говечности для двух различных толщин защитного слоя. Поскольку
стандартное отклонение для долговечности очень велико, прогноз стой-
кости может быть дан лишь для сравнительно больших периодов време-
ни, в которых с большой вероятностью находится эта величина.
Прогноз стойкости для возведенных строительных конструкций. Как
уже упоминалось, коррозия стали в бетоне, по Тутти [8.18], может под-
разделяться на фазу от изготовления строительной детали до депассива-
ции стальной поверхности вследствие карбонизации или действия хлори-
дов и следующую, собственно фазу разрушения. Поскольку вследствие
карбонизации и действия хлоридов развиваются существенно различные
коррозионные процессы, необходимо сначала определить, имеются ли
в бетоне хлориды.
Строительные детали, не подвергающиеся действию хлоридов. В
строительных деталях, не подвергающихся действию хлоридов, депасси-
вация поверхности стали начинается только за счет карбонизации бето-
* Подробнее см. гл. 10.
219
Рис. 8.14. Влияние состава бетона иа показатели защита! арматуры
от коррозии
плотность
ВЕРОЯТНОСТИ
Рис. 8.15. Распределе-
ние срока службы по
проекту 1 и 2
220
Рис. 8.16. Зависимость критичес-
кого, вызывающего коррозию со-
держания хлоридов от влажности
и качества защитного слоя бетона
КГИТИЧЕСКОЕ ОТНОШЕНИЕ С17ЦЕМЕНТ
ТХОД
ЗА ЬЕТОНОМ
В/Ц
КАЧЕСТВО
ВИД И КОЛИЧЕСТВО
ЦЕМЕНТА
ЗАЩИТНЫЙ СЛОЙ
ПРОНИЦАЕМОСТЬ
на. Глубина карбонизации в сооружении определяется относительно
просто с помощью соответствующего раствора индикатора. С помощы.
закона корня из времени можно, исходя из возраста конструкции к мо-
менту измерения и глубины карбонизации, рассчитать время, за которое
фронт карбонизации достигнет арматуры. Для такой оценки закон кор-
ня из времени обычно достаточно точен.
Согласно этому закону, следует, что, например, при глубине карбони-
зации 10 мм после 15 лет при толщине защитного слоя 20 мм можно
ожидать депассивацию арматуры через 20г/102 15 = 60 лет. Имея в ви-
ду влажные условия, показатель степени 2 может быть увеличен. Болес
точно определить показатель степени можно, если известна глубина кар-
бонизации для двух возрастов конструкции.
До момента депассивации поверхности стали коррозия арматуры на-
чаться не может. Скорость коррозии стали, начавшейся после депассива-
ции стальной поверхности, зависит в основном от условий среды (влаж-
ность, температура) и качества (плотности) бетона. При постоянно водо-
насыщенном и сухом состоянии строительных конструкций, вследствие
отсутствия кислорода или отсутствия влаги, коррозии не наступает. Пр;
относительной влажности 80...95% и особенно при переменных влажносг-
ных условиях коррозия имеет наибольшую скорость. По [8.18],
скорость разрушения металла составляет около 50 мкм в год. Более точ-
ная оценка развития коррозии может быть сделана только путем обсле-
дований сооружений. Наблюдения за явлением коррозии в течение дли-
тельного времени позволят оценить дальнейшее развитие коррозионного
состояния арматуры.
Строительные конструкции при воздействии хлоридов. Период време-
ни, в течение которого хлориды проникают до арматуры и достигают
критического, вызывающего коррозию,содержания, может быть пример-
221
но определен как и при карбонизации, по закону корня из времени (см.
гл. 7). В настоящее время еще нет надежных данных о критическом со-
держании хлоридов, которое зависит от многих влияющих факторов и
может быть оценено лишь грубо. Рис. 8.16 показывает зависимость кри-
тического содержания хлоридов от условия среды и качества бетона.
Скорость коррозии, начавшейся после депассивации поверхности
стали хлоридами, может быть оценена лишь грубо, поскольку она зави-
сит от условий среды, содержания хлоридов у поверхности арматуры и
состава бетона. Коррозия, вызванная хлоридами, имеет как правило,
концентрированный локальный характер, более высокую скорость, чем
коррозия вследствие карбонизации. Более надежная оценка скорости
коррозии возможна при интенсивном обследовании строительных конст-
рукций, если нет необходимости в немедленном ремонте.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
8.1. Алексеев С.Н., Ратинов В.Б., Розенталь Н.К., Кашурников Н.М.
Ингибиторы коррозии стали в железобетонных конструкциях,—М.'.
Стройиздат, 1985. — 272 с.
8.2. Briesemann, D.: Zur Frage der Korrosionsinhibitoren fur den
Stahl in Beton. Dissertation TU Munchen, 1971.
8.3. Fischer, H.: Inhibition und Inhibitoren. In: Werkstoffe und
Korrosion (1955), Nr. 1, S. 26-32.
8.4. Hansson, C.M.: Comments on Electrochemical Measurements of the
Rate of Corrosion of Steel in Concrete. In: Cement and Concrete Research
14 (1984), S. 574-584.
8.5. Hartt, W.H.; Rosenberg, A.M.: Influence of Ca (NO2 )2 on SeaWater
Corrosion of Reinforcing Steel in Concrete. SP 65-33, S. 609-622.
8.6. Hergenroder, M.: Korrosion von Stahl in Leichtbeton — Ergebnisse
eines Auslagerungsprogramms. In: Betonwerk + Fertigteil-Technik 52
(1986), Nr. 11, S. 725-730.
8.7. Knofel, D.: Carbonatisierung von Beton. In: Bautenschutz Bausa-
nierung, Sonderheft (1983), S. 58-63-
8.8. Kropp, J.: Karbonatisierung und Transportvorgange im Zements-
tein. Dissertation Universitat Karlsruhe, 1983.
8.9. Lehrstuhl fiir Massivbau der TU Munchen: Korrosionsinhibitoren
fiir den Stahl in Beton — Eine Literaturiibersicht. Schlupbericht — Dycker-
hoff St. Widmann AG (Hrsg). — In: Spatschaden an Spannbetonbauteilen —
Prophylaxe, Friiherkennung, Behebung.
8.10. Nischer, P.: Einflu£ der Betongute auf die Karbonatisierung.
In: Zement und Beton 29 (1984) , Nr. 1, S. 11 — 15.
8.11. Nyame, B.K.: Permeability and Pore Structure of Hardened Cement
Paste and Mortar. London: Selbstvlg. Dissertation of the University of
London Kings College Faculty of Engineering. Department of Civil Engi-
neering, 1980.
8.12. Pourbaix, M.: Atlas d'Equilibres Electrochimiques a 25°C.
Gauthiers — Villars & Cie, Paris, 1963.
8.13. RILEM TC 60—CSC: Corrosion of Steel in Concrete — State of the
Art Report (in Vorbereitung).
8.14. Rosenberg, A.M. et al.: A Corrosion Inhibitor Formulated With
Calcium Nitrite for Use in Reinforced Concrete. In: Chloride Corrosion
of Steel in Concrete, S. 89—99-
222
8.15. SchiePl, P.: Zur Frage der zulassigen RijBbreite und der erforder-
lichen Betondeckung im Stahlbetonbau unter besondercr Bcriicksicht igung
der Karbonatisierung des Betons. Berlin: W. Ernst & Sohn. In: Schriften-
reilie des Dcutschen Ausschusses fiir Stahlbeton, Nr. 255.
8.16. Siemes, A.; Vrouwenvelder, A.: Durability of Concrete - A Pro
balistic Approach. RILEM—Seminar ’’Durability of Concrete Structures
Under Normal Outdoor Conditions”, Hannover, Marz 1984.
8.17. Tread away, K. et al.: The Influence of Concrete Quality on Carbo-
nation in Middle Eastern Countries. Seminar on Corrosion of Steel in
Concrete, London, 1983.
8.18. Tuutti, K.: Corrosion of Steel in Concrete. CBI-Forschung, April
1982.
8.19. Verein Deutscher Zementwerke (Hrsg) : Zement—Taschenbuch.
Wiesbaden, Berlin: Bauverlag GmbH, 48. Aufl., 1984.
8.20. Wierig, H.J.: Longtime Studies on the Carbonation of Concrete
under Normal Outdoor Exposure. RILEM—Seminar ’’Durability of Concre-
te Structures under Normal Outdoor Conditions”. Hannover, Marz 1984
8.21. Wierig, H.J.: Die Carbonatisierung des Betons. In: Die Naturs-
tein-Industrie 22 (1986), Nr. 5, S. 26-35.
ГЛАВА 9. СПЕЦИАЛЬНАЯ ЗАЩИТА АРМАТУРЫ
С.Н. Алексеев (СССР)
Исходя из теоретических представлений о механизме защиты бетона
(см. гл. 7), можно представить себе условия, когда эта защита может
отсутствовать, быть неполной или недостаточно длительной, и когда
могут потребоваться меры специальной защиты арматуры, в том числе
в период перевозки, хранения и производства работ.
Очевидно, что в бетонах, поровая влага которых имеет недостаточ
ную щелочность (ниже критической при pH = 11,8) или содержит хлори
ды в количестве выше критического, сталь будет находиться в актив-
ном состоянии и, следовательно, подвергаться коррозии. Дальнейший
анализ условий развития коррозии арматуры в таких бетонах показы-
вает, что коррозия может не иметь опасного для конструкции характе-
ра, т.е. быть очень медленной, например в результате сильного омичес-
кого ограничения, т.е. в сухих условиях эксплуатации либо катодного
ограничения вследствие весьма малой проницаемости бетона для кисло-
рода. Если же такого рода ограничений нет, то создается ситуация, когда
могут потребоваться меры специальной защиты арматуры в виде защит-
ных покрытий, изолирующих сталь от влажного не пассивирующего ее
бетона.
1акого рода ситуации встречаются все более часто ввиду все возрас-
тающего разнообразия бетонов но виду вяжущих и заполнителей,
что связано с использованием в качестве тех или других разного рода от-
ходов промышленности.
В качестве примера бетонов, не обладающих таким первоначальным
действием, т.е. в своем исходном состоянии не пассивирующих шаль,
можно назвать широко распространенные автоклавные ячеистые бетоны
на цементном извешково-несчаном вяжущем, с использованием разного
вида зол и шлаков.
223
Большая группа бетонов на основе зол и шлаков, например зол-уноса
ТЭС Камско-Ачинского топливно-энергетического комплекса, дня
своего твердения требует введения добавок-ускорителей тина хлористо-
го кальция, которые сообщают им определенную агрессивность к стали.
Следовательно, широко использовать такие бетоны для создания железо-
бетонных конструкций невозможно без специальной защиты арматуры.
Аналогичная ситуация возникает при использовании цементов низко-
температурного синтеза, так называемых алинитовых, содержащих в свя-
занном виде хлор, который освобождается в виде хлор-иона при гидро-
лизе алинита в процессе твердения бетона.
Разного рода сульфатированные вяжущие, как, например, гипсо-гли-
ноземистый цемент, гипсо-цементно-пуццолановос вяжущее, образуют
цементный камень с пониженным значением pH и большим содержани-
ем сульфат-ионов, т.е. С определенной агрессивностью к стали.
Есть разработки [9.20, 9.4, 9.24J, предлагающие с целью пассивирова-
ния стали в такого рода бетонах, использовать добавки-ингибиторы кор-
розии (пассиваторы): нитрит натрия, буру, хроматы и т.н. Однако
известно, что добавки-пассиваторы недостаточно эффективны в бетонах
неплотной пористой структуры, которые обычно применяются в ограж-
дающих конструкциях с функцией конструкционно-теплоизоляционной.
Кроме того, зти добавки требуются в значительном количестве (4...6 кг/
/м3 бетона), являются дефицитными, и, несмотря на то, что их действие
давно известно [9.19], использовались практически лишь в опытном по-
рядке.
Другим вариантом ситуации, когда становится целесообразным
использование защитных покрытий арматуры в бетоне, является потеря
им пассивирующей способности под действием среды. Типичными
примерами служат нейтрализация бетона кислыми газами и диффузия
в него хлоридов, приводящие к потере первоначальной пассивности ста-
ли. Процессы эти поддаются расчету, и коррозия арматуры может быть
предотвращена назначением достаточно большой толщины защитного
слоя и (или) ограничением его проницаемости. Однако эти меры либо не
всегда возможно использовать, либо нет надежных способов избежать
значительных отклонений в фактической юлщипе защитного слоя в сто-
рону его недостаточности и обеспечить приемлемую однородность струк-
туры, проницаемости бетона в смысле ее избыточности.
Подобные дефекты защитного слоя характерны для тонкостенных
конструкций, особенно, если для их армирования используется тонкая
ненапрягаемая арматура. Характерным примером являются армоцемент-
ные конструкции, в которых расчетная толщина защитного слоя состав-
ляет несколько миллиметров при диаметре проволоки в тканых сетках
0,8...1,5 мм. Если такие конструкции не защищены от атмосферных или
агрессивных производственных воздействий, то раньше или позже неиз-
бежна коррозия сеток в местах с малым или излишне проницаемым
защитным слоем.
Для подобного рода конструкций целесообразно использовать оцин-
кованные арматурные сетки. Рекомендации имеются в нормах проекти-
рования [9.23], хотя далеко не всегда выполняются из-за недостатка
оцинкованных сеток.
ГОСТ 6927-74 [9.11] предусматривает защиту оцинкованием арма-
турных каркасов фасадных облицовочных плит из бетона на белом це-
224
менте, чтобы иметь гарантию от появления на фасадах ржавых пятен и
трещин
Без специальной защиты арматуры во многих случаях нельзя обеспе-
чить надежность некоторых сборных железобетонных конструкций,
особенно с высокопрочной арматурой в виде проволок или канатов с н'
тяжением ее на бетон.
Здесь необходимо помнить об опасности внезапного обрушения
конструкций с такой арматурой вследствие ее склонности к хрупким
коррозионным разрушениям (коррозии под напряжением) (см. гл. 7).
Такая опасность, как показывают зарегистрированные случаи 17.9,
7.51], возникает, уже в процессе производства работ, когда, например,
арматурные канаты, располагающиеся в каналах конструкций, натянуты
до высокого уровня напряжений, но енге не защищены цементным тес-
том, которым заполняют обычно каналы по окончании натяжения, за-
нимающего иногда продолжительное время. Опасность сохраняется и в
дальнейшем, когда каналы заполнены, но нет уверенности в качестве вы
волнения этой операции ввиду сложности контроля и распространенной
недооценки операции заполнения (инъекции).
Специальные защитные покрытия могут резко снизить столь серьез-
ную опасность, как внезапный обрыв арматуры и обрушение конст-
рукции.
Безусловно, необходима специальная защита высокопрочных арма-
турных элементов (канатов, стержней) в конструкциях, где не преду-
сматривается ее сцепление с бетоном. Подобно этому требуется надежн >
защитить от коррозии такой важный конструктивный элемент трехслой
ных стеновых панелей, как гибкие связи, соединяющие между собой
две железобетонные плиты, разделенные слоем эффективного утеплите-
ля. Альтернативным решением здесь обычно является изготовление свя-
зей из высоколегированной хромоникелевой нержавеющей стали,
однако она не всегда доступна.
Высокопрочная арматура, особенно тонкая проволочная, нуждается
в защите от коррозии не только в конструкции, но и при перевозке, хра
пении и переработке, так как вследствие атмосферной коррозии может
существенно снизиться ее и без того невысокая пластичность и резко ув*.
дичиться склонность к коррозионному растрескиванию. Возможны раз-
личные способы защиты от коррозии арматуры до применения в дело,
одним из них являются защитные покрытия.
В специальной защите нуждаются во многих случаях стальные связь
сборных конструкций, так как защита их путем обетонирования зачас-
тую либо исключена по конструктивным или технологическим причи
нам, либо должна быть признана недостаточно надежной.
В настоящее время в качестве специальной длительной защиты сталь-
ных элементов железобетонных конструкций (арматуры, связей) мож-
но рассматривать два ее вида: защитные покрытия и катодную защиту.
Необходимо указать на ограниченность применения катодной защиты,
по самому смыслу которой оиа может быть эффективной только npi.
хорошо проводящем ток, т.е. влажном бетоне, и используется преиму-
щественно для конструкций в грунте, морской воде и тому подобных
условиях.
В качестве временной защиты (до включения в конструкцию, если не
нужна длительная) могут быть использованы легкоудаляемые смазки и
б', г
225
покрытия, а также некоторые упаковки и герметичные хранилища с
атмосферой, насыщаемой парами летучих ингибиторов коррозии стали.
Далее рассматриваются защитные покрытия, длительность действия ко-
торых должна быть соизмеримой с расчетным сроком службы конст-
рукций.
9.1. ЗАЩИТНЫЕ ПОКРЫТИЯ АРМАТУРЫ
Требования к защитным покрытиям арматуры и стальных связей же-
лезобетонных конструкций. Требования можно разделить на обязатель-
ные во всех случаях и специфические, зависящие от вида железобетон-
ной конструкции, технологии ее изготовления и условий эксплуатации.
Наиболее сложен комплекс требований к защитным покрытиям сталь-
ных стыковых соединений сборных конструкций, осуществляемых с по-
мощью электросварки закладных и соединительных деталей.
Обязательным и наиболее важным требованием является долговеч-
ность покрытия, срок службы которого во многих случаях должен быть
не менее расчетного срока службы конструкции, так как возобновление
покрытия обычно невозможно без полного или частичного разрушения
конструкции. Такому требованию в наибольшей степени отвечают метал-
лические покрытия, но при условии, во-первых, что они достаточно стой-
ки в щелочной среде бетона с учетом возможного присутствия в ней
некоторых агрессивных компонентов (растворимых хлоридов, сульфа-
тов и других соединений серы, частичек углерода и пр.), а также изме-
нения ее под действием агрессивных компонентов среды.
Учитывая возможные повреждения металлического покрытия при пе-
реработке арматуры, очевидно оно должно быть протекторным, т.е. в па-
ре со сталью становиться анодом (как, например, цинк) защищая ее в
месте повреждения от локального растворения, которое ускоряется,
если покрытие является катодом в этой паре (как, например, хром или
медь).
В большинстве случаев покрытия арматуры должны обеспечивать
достаточное сцепление стали с бетоном.
Долговечность органических и органоминеральных (минеральная
составляющая несет функции уменьшения деформативности покрытия и
часто придает ему способность пассивировать сталь) покрытий различна,
как и их защитная способность, что необходимо учитывать при выборе
того или другого покрытия.
При оценке долговечности покрытия с органической связующей не
вполне ясно, как учитывать процесс ее старения, хотя очевидно, что при
нахождении в бетоне исключается такой мощный фактор, как ультра-
фиолет и ослабляется окисление кислородом воздуха.
Существенно важной представляется хорошая адгезия покрытия к
стали, если приходится считаться с возможностью появления подплеиоч-
ной коррозии, когда покрытие проницаемо для влаги и кислорода, так
как при плохой адгезии такое покрытие быстро разрушается нарастаю-
щим под ним слоем продуктов коррозии, а под прочно сцепленным
покрытием коррозия резко тормозится.
Металлические покрытия арматуры. Из числа металлических защит-
ных покрытий для арматуры железобетона нашли практическое примене-
ние цинковые покрытия. Имеется обширная литература, освещающая
исследования стойкости цинка и оцинкованной стали в бетоне [9.32,
226
9.36, 9.38]. Известно достаточно много примеров практического псполь
зования в различных конструкциях арматуры разною вида с цинковым»
покрытиями [9.16, 9.35, 9.39]. Основные сомнения при решении исполь-
зования такой арматуры связаны со следующими обстоятельствам
Первое — недостаточная термодинамическая устойчивость цинка в ще-
лочных средах с pH > 11. Второе — возможность снижения сцепленш
оцинкованной арматуры с бетоном. Третье — возможность появления во
дородной хрупкости у высокопрочной арматурной стали как при цинке
вании, так и н процессе коррозии оцинкованной стали. Четверто сив
жение прочности высокопрочных сталей при горячем цинковании. Пя-
тое — удорожание конструкций.
Малую термодинамическую устойчивость цинка обычно luunocrpi
руют диаграммой Пурбе. Действительно, в щелочных электролитах цинк
относительно устойчив в интервале pH 8,5...11 (рис. 9.1). При pH =
- 12...13, характерных для поровой влаги цементного бетона, нс изменен-
ного действием среды, цинк оказывается термодинамически пеусгойчи
вым. Можно наблюдать следы выделения водорода в виде мелких сфери
ческих пор в затвердевшем цементном камне на контакте его с поверх
ностью цинка или оцинкованной стали, поскольку в щелочной среде воз
можна реакция:
Zn + 2 Н2 ОZn (ОН) 2 + Н2 t.
Однако многими исследованиями, в том числе и с участием автора
[9.7, 9.30, 9.31], показано, что такое растворение цинка в бетоне проис-
ходит в течение очень короткого отрезка времени, укладывающегося в
интервал времени схватывания цемента [9.29] в связи с тем, что другие
реакции имеют своими продуктами мало растворимые комплексы
[9.37];
Zn (ОН) 2 + NaOH [Zn (ОН) 3 ] Na;
2Zn + Ca(01I)2 +6H2Oi^Ca [Zn(OH)3]2 -2H2O+ 2H2t.
В работе [9.29] показано, что образование водорода резко усиливает-
ся при повышении pH с 12,5 до 12,7. Следовательно, этот процесс, веду-
щий к ослаблению сцепления оцинкованной арматуры с бетоном, опасен
при использовании цементов со значительным содержанием щелочей.
Установлено, что реакции цинка с выделением водорода в бетоне
можно замедлить добавлением в бетонную смесь хроматов или оксида
хрома. В наших опытах [9.8,9.26] было показано, что полного исключе-
ния реакции с выделением водорода можно достигнуть также кратковре-
менной обработкой оцинкованной арматуры в растворе бихромата
натрия.
В работе [9.38] приведены данные опытов по оптимизации техноло-
гии хроматирования оцинкованной арматуры. Изучались образцы арма-
туры периодического профиля с цинковым металлизационным покрыти-
ем в бетоне иа портландцемента с содержанием щелочей свыше 1%.
Образцы погружались на 15с...10 мнив растворы К2Сг2О2 концентрации
0,5...2,5 и 0,25....1,5% с 0,5% H2SO4 при температуре 20 и 40°С.
Но результатам визуальной оценки образцов после их раскалывания
можно заключить, что следов выделения водорода и нарушения сцепле-
227
Рис. 9.1. Диаграмма потенциал-pH для
цинка (диаграмма Пурбэ)
ния бетона с арматурой не было после обработки в 2,5%-м хроматном
растворе в течение 15 с и более при температуре 40°С, а при 20°С в тече-
ние 1 мин. Добавление 500 ррт К2Сг2О7 к воде затворения бетона ока-
залось неэффективной мерой против выделения водорода.
Наши исследования показали, что в атмосфере Москвы и прядильного
цеха искусственного волокна (вискозы) в тяжелом бетоие прочностью
200 МПа на портландцементе, керамзитобетоне прочностью 40 МПа и га-
зобетоне прочностью 5 МПа при толщине защитного слоя 15 мм с трещи-
нами раскрытием 0,2...0,5 мм скорость коррозии цинковых по'крытий,
нанесенных горячим или гальваническим методом, составляла от 0 до
1,8 мкм/г, в атмосфере прибрежной зоны Керченского пролива —
1,7.. 4,8 мкм/г. Покрытия с обработкой в хроматном растворе корро-
дировали со скоростью 0...0,5 мкм/г.
В связи с тем, что оцинкованная арматура может в ряде случаев ре-
шить проблемы долговечности таких сборных железобетонных конст-
рукций, как тонкостенные ребристые плиты покрытий, армоцементные
конструкции, а также стеновые панели из легких и ячеистых бетонов,
были определены потери цинка в бетоне при его тепловой обработке.
Оказалось, что пропаривание при температуре 8О...9О°С практически
не повреждает цинковое покрытие. В условиях же автоклавной обработ-
ки при температуре 170°С ячеистый бетон, в который закладывались’
оцинкованные образцы, оказал хорошее защитное действие (табл. 9.1).
В работе [9.38] приведены результаты оценки состояния образцов ар-
матуры, заложенных в бетонные цилиндры с трещинами, которые хра-
нились до 1,5 лет при частичном погружении в жидкие среды, а также
при 100%-й относительной влажности воздуха (табл. 9.2).
Приведенные данные подтверждают полученные нами ранее о слабом,
непродолжительном защитном действии цинковых покрытий в бетоие
при действии на них хлоридов, в частности морской воды.
В связи со все более широким использованием химических добавок
в бетон представляют интерес результаты исследований поведения цин-
ковых покрытий в таких бетонах [9.21].
В свежезатворенном цементно-песчаном растворе 1:2,В/Ц = 0,45 цинк
проявляет значительную активность; его растворение усиливается при
228
Таблица 9 1. Поведение цинкового покрытия при обработке
в автоклаве
Металл или покрытие Условия нахождения в автоклаве
в бетоне без бетона
потеря массы мг/см2 потеря толщины, мкм потеря Macvi.ij mi/см потеря юл типы, мкм
Цинк 0,087 0,12 21,8 29,4
Цинковое покрытие, полу- ченное горячим способом 0,084 0,12 17,3 23,7
То же, хроматированное 0,048 0.07 5,3 7,2
Таблица 9.2. Оценка состояния в баллах* в различных
условиях хранения
Вид образцов арматуры | 100% чН Пресная вода Солонова- тая вода Океанская вода
Без покрытия 2-3 0 2-4 4
С металпизащюнным ** 0 0(4***) 0-2
покрытием
Горячеоцинкованные 0-2 0 2-4 3-4
* Визуальная оценка производилась по следующей шкале в балл., с:
без следов ржавчины — 0;
малые следы ржавчины — 1;
ржавая поверхность 0,1 —0,5 см — 2;
ржавая поверхность 0,5—1,6 см2 — 3;
ржавая поверхность более 1,6 см — 4;
обильная ржавчина - 5.
♦* Ржавчина пробивает покрытие и слой продуктов коррозии цинка.
*** Один из 10 образцов.
добавке 2% по массе цемента сульфата натрия, замедляется при добавке
лигносульфонатного типа (СДБ) и практически остается неизменным
при добавке 2% нитрита натрия (рис. Q.2). Ход кривых анодной поляри-
зации указывает на наличие зоны пассивности. О постепенной пассивации
цинка в затвердевшем бетоне свидетельствует значительное облагоражи-
вание его потенциала (рис. 9.3) с течением времени. Токи при анодной
поляризации до +200 мВ по каломельному электроду составляли 0,5—
4 мкА/см2, т е почти на 2 порядка меньше, чем в свежезатворенном бе-
тоне.
Результаты весовых определений потерь в бетонных образцах, хранив-
шихся до 2 лет при периодическом увлажнении пресной водой, подтвер-
дили данные ускоренной оценки влияния различных добавок. Потери
составили от 5 до 32 г/м2 или 0,7...4,5 мкм. 2%-я добавка сульфата нат-
рия увеличила потери примерно вдвое, а бихромата калия — снизила их
в 3,5 раза против потерь в бетоне без добавок. Процесс коррозии во всех
случаях имел резко затухающий характер.
229
ПОТЕНЦИАЛ
Рис. 9.2. Анодная поляризация цинка
в свежеэатвореииом бетоне с добав-
ками
1 - 2% БаЛОл; 2 - 2% No2SOa +
+ 0,15%: СДБ; 3 - без добавок; 4 -
0,15% СДБ; 5 - 2% NaNO2
Рис. 9.3. Изменение потенциалов цин-
ка в твердеющем бетоне с добав-
ками
1 - 2% Na2SO^; 2 - 2% NaNO2; 3 -
2% №2SO4 + 0,15% СДБ; 4 - без
добавок; 5 - 0,15% СДБ
Сопротивление сдвигу оцинкованных арматурных стержней относи-
тельно бетона изучалось многими исследователями начиная с 20-х годов
с неоднозначными результатами, что свидетельствует о многообразии
влияющих факторов.
Весьма обстоятельное исследование было выполнено в Финляндии
[9.38]. Испытания были проведены на стержнях периодического профи-
ля диаметром 16 мм с пределом прочности 725 Н/мм2, пределом теку-
чести 450 Н/мм2 и относительным удлинением при разрыве 15,6%. К за-
ложенным в кубы из бетона с прочностью на сжатие 30—50 МН/м2
стержням прикладывалось растягивающее усилие и фиксировалось сме-
щение их свободного торца с точностью 0,001 мм.
Результаты испытаний представлены в табл. 9.3 и 9.4, а также на рис.
9.4.
Из табл. 9.3 и 9.4 и рис. 9.4 следует:
металлизированные цинком стержни не следует использовать без хро-
матирования, учитывая при этом снижение сцепления до 60%;
сцепление горячеоцинкованных хроматированных стержней примерно
соответствует сцеплению неоцинкованных, а нехроматированных следует
принимать на 20% ниже;
использование дробеструйной или пескоструйной обработки поверх-
ности стержней перед металлизацией их цинком с последующим хрома-
тированием не изменяет величины сцепления.
В связи с тем, что в некоторых видах предварительно напряженных
конструкций, в частности с натяжением на бетон арматуры из высоко-
прочной проволоки и канатов, было признано целесообразным исполь-
зование оцинкования их в качестве временной или длительной защиты
от коррозии, возникла необходимость выяснить, нет ли опасности наво-
230
Таблица 9.3. Результаты испытаний на сдвиг (серия 1)
(напряжение в сгсржне)
Значения Конт- рольные образцы Го рячеоцинк ованные стержни по опеско- струенной поверх- ности Металлизированные цинком стержни
опескосгруенные одро бе ст- руенные хрома in poiiaiun.ic
исхрома- гнриван- ные хромати- рованные пехрома- гмровап- ные хрома гн- poiiau- ные***
При сдвиге 0,01 мм:
пределы 85...119 1O8...135 126...142 14...30 83...121 94...147
среднее* 101 123 136 20 106 118
нормативное значение** 80 105 126 9 79 87
При сдвиге 0,1 мм:
пределы 155...210 163...209 196...234 20...54 91...169 1OO...2O5
среднее* 183 191 215 45 135 161
нормативное значение** 145 164 187 10 79 89
Максимальное:
пределы 307...411 235—301 299...309 193...224 191...282 182...16
среднее* 354 266 350 166 229 228
нормативное значение** 290 230 287 118 165 177
* Из 6 результатов.
* * Среднее - 1,64 х стандартное отклонение.
**♦ 30 с в растворе 0,5% К2Сг2О7 и 0,5% H2SO4 + промывка водой.
Таблица 9.4. Сравнительные результаты (относительно
контрольных образцов)
Значения Г орячеоци вкованные сгержни по опескост- руенной поверхности Металлизированные цинком стержни
опескосгруенные одробеструенные
нехрома- тировэн- ные, сер. I хроматирован- ные нехро- маги- рован- ные сер. I хроматирован- ные хроматирован- ные
сер. I сер. II сер. I сер. II сер. I | сер. II
При сдвиге 0,01 мм: среднее 1,22 1,35 1,17 0,20 1,05 0,74 1.17 0,75
нормативное 1,31 1,58 0,69 0,11 0,99 0,73 1,09 0,58
При сдвиге 0,1 мм: среднее 1,04 1,17 1,11 0,25 0,74 0,62 0,88 0,61
нормативное 1,13 1,29 1,05 0,07 0,54 0,56 0,61 0,61
Максимальное: среднее 0,75 0,99 0,85 0,47 0,65 0,58 0,64 0,52
нормативное 1,79 0,99 0,93 0,41 0,57 0,54 0,61 0,50
Рис. 9.4. Диаграммы "напряжение - сдвиг” для стержней в бетоне (средние зна-
чения)
1 - опескоструенных, горячеоцинкованных, хроматированных (0,5% К2Сг2О2 +
+ 0,5% HiSOn); 2 - то же (1,5% К2Сг20т); 3 - то же, нехроматированных; 4 —
опескоструенных, металлизированных, хроматированных (0,5%K2Cr2O-1-t(J,5c/i
H2SO4); 5 - то же, одробеструенных; 6 - опескоструенных, металлизированных,
хроматированных; 7 — то же, 1,5% КаСттОа; 8 — то же, одробеструенных; 9 — без
покрытия
дороживания стали как в процессе цинкования, так и при коррозии по
тем или иным причинам цинкового покрытия в бетоне. Дело в том, что
наводороживание является одной из причин хрупких обрывов под напря-
жением высокопрочных сталей.
В работе [9.25] бЬтло показано, что склонность к водородному охруп-
чиванию оцинкованной высокопрочной арматурной проволоки класса
В-П в нейтральных, кислых и щелочных средах (морской воде, растворе
сероводорода, насыщенных растворах Са(ОН)2 и СаСО3)не проявляется
как при бездефектном покрытии, так и с локальными повреждениями.
Эти результаты подкрепляются последующими испытаниями напряжен-
ных образцов высокопрочной проволоки в бетоне.
Испытывалась проволока диаметром 3 мм из стали марки ЗОХГСА,
подвергавшаяся разным видам упрочняющей термообработки (табл.
9.5), в результате которой образцы приобретали различную степень
склонности к коррозионному растрескиванию, а также арматурная про-
волока класса В-П такого же диаметра.
На образцы из стали ЗОХГСА цинковое покрытие наносили двумя
способами: горячим, при котором водород практически не вносится
в сталь, и гальваническим — толщиной соответственно 30...40 мкм и
10...15 (30...40) мкм (табл. 9.6).
Проволока класса В-П была оцинкована в процессе производства на
Орловском заводе горячим способом (толщина покрытия 25—30 мкм).
Часть образцов пассивировали, погружая на 6—15 с при комнатной тем-
пературе в растворе из 200 г/л Na2Cr2O-7 и 8-10 мл/л H2SO4 плотностью
232
Таблица 9.5. Характеристика склонности образцов
к коррозионному растрескиванию
Марка стали или класс арматуры Режим термообработки Время до раст- рескивания в кипящем нит- ратном раство- ре Склонное ib к коррозионному рас грее киванию
ЗОХГСА Закалка с 890°С, отпуск 1 ч при 200°С 3.6...3.8 Повыше иная
То же Закалка с 890°С, отпуск 1 ч пои 550°С 96...102 Пониженная
В-11 Патентирование (нагрев до 880— 190...235 940°С, охлаждение до 450—500°С, в расплаве солей, затем на возду- хе с последующим волочением) (bi зкая
Таблица 9.6. Временное сопротивление опытных образцов
Марка ста- ли или класс арма- туры Склонность к коррозиоипо му растрески- ванию Характеристика покрытия Ом среднее из 10 образцов, МПа
метод нанесения 1 толщина, мкм хроматиро- вание
ЗОХГСА Повышенная Без покрытия 1860
Гальванический 10...15 Нет 1880
То же 30...40 Есть I860
— Нет 1850
Есть 1920
Горячий 30...40 Нет 1535
Пониженная Без покрытия — 1055
Горячий 30. .40 Нет 1085
В-П Низкая Без покрытия — — 188о
Горячий 25 ...30 Нет 1750
1,84 г/мл. У части образцов цинковое покрытие повреждали прорезанием
вдоль образующей на ширину 1 мм.
Напряженные до 0,7 изгибом образцы проволоки помещали в приз-
мы при толщине защитного слоя с двух сторон по 9 мм из NaCl раствора
1:3 на портландцементе при В/Ц = 0,55, твердевшего при 70°С. Призмы
хранили частично погруженными в 3%-й раствор. Часть напряженных
образцов хранили необетонированными в песке, увлажняемом тем же
раствором. Момент растрескивания определяли визуально, в бетоне — по
резкому возрастанию электрического сопротивления проволоки.
Результаты испытания, приведенные в табл. 9.7 и 9.8, показали, что
оцинковка стали, имеющей повышенную склонность к коррозионному
растрескиванию, увеличивает ее стойкость к этому зиду разрушения.
Из числа образцов в бетоне за период наблюдений продолжитель-
ностью 510 сут растрескались лишь те, что были в бетоне с дефектами в
виде усадочных трещин в защитном слое, а также и имевшие механичес-
кое (см. выше) повреждение цинкового покрытия. Однако последние
выдержали без разрушения примерно вдвое дольше, чем неоцинкован-
ные. Увеличение содержания водорода в разрушившихся оцинкованных
образцах обнаружено не было.
233
Таблица 9.7. Стойкость образцов стали ЗОХГСА в состоянии
повышенной склонности к коррозионному растрескиванию в песке,
увлажненном 3%-м раствором NaCl
Вид образцов Время до разрушения, сут каждого образца | среднее
Неоцинкованные 1; 1; 3; 17; 18; 27; 27; 35; 41; 22 51
С гальваническим но- 6; 90; 92; 94; 97; 105; 105; 116; 95*
крытием 30 -40 мкм, 130; 132
хрома тированным
♦ Разрушение после растворения покрытия.
Таблица 9.8. Стойкость образцов стали ЗОХГСА в состоянии
повышенной склонности к коррозионному растрескиванию в бетоне,
увлажненном 3%-м раствором NaCl
Характеристика цинкового покрытия Число образцов, шт. Время до разруше- ния, сут
толщи- на, мкм способ нанесе- ния хромати- рование механи- ческие повреж- дения испы- танных разру- шивших- ся неразру- шивших- ся* каждого образца среднее
Неоцинкованные образцы 9 9 0 60; 60; 78; 78; 90; 121; 162; 180; 180 112
10...15 Гальва- ничес- кий Нет Есть Нет 9 9 0 2** 9 7 207; 228
30...40 Горячий Нет Есть Нет 9 9 0 0 9 9 — —
Гальва- Нет Нет 9 0 9 —
ничес- Есть 9 1** 8 210 —
кий Нет Есть 9 3 6 210; 246; 286 —
* В течение 510 сут.
* * Дефекты (трещины) защитного слоя бетона.
В состоянии пониженной склонности к коррозионному растрескива-
нию у оцинкованных и неоцинкованных образцов стали ЗОХГСА и про-
волоки класса В-П за 510 сут. — растрескивания не наблюдалось.
Изложенные результаты показывают, что цинковое покрытие может
использоваться для высокопрочной арматуры без опасения ее водород-
ного охрупчивания.
234
Hmccicji еще одно иреиягсiпис использованию цппкопых покрытии
для запины высокопрочной арматуры, i.c. гои, которая н Ьолыпен сте-
пени нуждается в такой защите. Наиболее технологичным в производстве
высокопрочной проволоки является горячее цинкование на готовом
растворе, но нагрев стали в расплане цинка, имеющем температуру 450
460°С вызывает ее разупрочнение (см. табл. 9.6). Снижени. прочностных
характеристик в результате оцинкования партии канатов К7 составило
около 10%. Однако метизная промышленность в состоянии модифициро-
вать технологию оцинкования проволоки. Например, еще в (>0 х годах
Одесский завод выпускал высокопрочную проволоку с оцинкованием на
промежуточном размере, что позволяет сохранить прочность на уровне
неоцппкопанноп.
Очевидно, возможны и иные варианты, например сочетающие высоко-
температурный отпуск, как составную часть технологии патентирования,
с горячим оцинкованием. Такое же сочетание, видимо, целесообразно
при производстве термически упрочненной стержневой арматуры.
Из всех препятствий использованию оцинкованной арматуры неустра-
нимо одно — удорожание. Его величина может быть различной и зависит
от расхода цинка, т.е. толщины покрытия и диаметра арматуры, а также
от масштаба производства (обычно мелкие, особенно опытные партии
имеют более высокую цену, чем при массовом производстве при прочих
равных условиях).
В Финляндии [9.38] стоимость горячей оцинковки стержней диамет-
ром 8 мм примерно равна стоимости самих стержней, тогда как для
стержней диаметром 32 мм она составляет уже только четверть их стои-
мости.
В партии оцинкованных канатов диаметром 47 мм с покрытием тол-
щиной 7—10 мкм, выпущенных на заводах СССР для предварительно
напряженных железобетонных конструкций, стоимость оцинкования
составляла для канатов диаметром 47 мм — 40% стоимости в псоцинкэ-
ванном состоянии, для канатов же диаметром 9 мм при толщине покры-
тия 25—30 мкм — 45%. В приведенных параметрах речь шла об опытн. х
партиях. Очевидно, при увеличении спроса на оцинкованную армату, у
удорожание ее должно снизиться
Известно достаточно много примеров успешного использования оцин-
кованной арматуры. Так [9.35], на Бермудских островах причиной ят i-
лось хлоридное загрязнение заполнителей для бетона, а также воздейст-
вие океанской воды и морских аэрозолей на мосты. За 30 лет служи
конструкции с оцинкованной арматурой не имеют признаков нонреж с-
ний, тогда как иеоцинкованная интенсивно корродировала в течение
нескольких лет. В США [9.39] от воздействия хлоридов, используемых
при уборке снега, оцинковкой защищена арматура конструкции пл и г
проезжей части более чем 300 шоссейных мостов.
Горячекатаная арматару использовалась в железобетогщых етеновг ix
элементах в США, Великобритании, Австрии, Норвегии в 60-х и 70-х го-
дах, а также прибрежных конструкциях, таких, как пирсы, плотины,
буровые платформы, маяки и пр. в Японии, Норвегии, Нидерландах.
В СССР также имеется некоторый опьгт использования оцинкована й
арматуры. Так при строительстве крытого рынка в Минске большей] j-
летную железобетонную оболочку подвергали предварительному напря-
жению посредством сложной системы стальных канатов с многоступен-
чатым приложением нагрузки, чем определялся продолжительный тте-
235
риод времени нахождения канатов в напряженном состоянии, но без за-
щиты бетоном.
На подобной конструкции, ранее возведенной в Челябинске,
пришлось использовать сложную, трудоемкую и дорогую временную
защиту стальных канатов ингибирующими смазками с периодическим
их возобновлением. Кроме того, на зимний период арматурные элементы
укладывали в герметизированные рубероидом деревянные короба и за-
сыпали цементом. Для оболочки в Минске удалось изготовить арматур-
ные канаты диаметром 47 мм из оцинкованной проволоки толщиной
покрытия 7—10 мкм, рассчитанной на временную защиту в период строи-
тельства сооружения. Длительная защита достигалась обетонированием.
В качестве другого примера можно привести использование канатов
класса К-7 диаметром 9 мм с цинковым покрытием толщиной 25 —
30 мкм, рассчитанным на длительную защиту, в конструкции сборных
силосных корпусов канеллюрного типа, где канат располагается в узком
трапецеидального сечения пазу и не может быть надежно защищен це-
ментным раствором ввиду сложности его плотной укладки. Такие
корпуса были построены в гг. Каушаны, Бендеры и Сватово (1969—
1976 гг.).
Как показывают опыт и исследования, целесообразным может быть
использование цинковых покрытий для защиты от коррозии стальной
арматуры в следующих случаях:
дорожные конструкции и сооружения (мосты, ограждения, опоры
освещения), подвергающиеся действию солей при уборке снега;
морские сооружения (пирсы, мосты, буровые платформы и плоти-
ны) , а также прибрежные, подвергающиеся действию хлоридов морской
воды и воздуха;
конструкции, не защищенные от воздействия природной влаги (бал-
коны, речные и озерные набережные, мосты) ;
тонкие конструкции наружных стеи и их облицовок;
производственные здания с влажным и мокрым, режимом, в частнос-
ти животноводческие;
закладные детали и связи сборных конструкций, в особенности сте-
новых и балконных;
дымовые трубы и конструкции зданий и сооружений, подвергающие-
ся агрессивным воздействиям со стороны сырья, полупродуктов и про-
дуктов, паров и газов;
конструкции, изготавливаемые с использованием содержащих хлори-
ды заполнителей, вяжущих, воды затворения или добавок;
конструкции высокой долговечности, уникальные, такие, как па-
мятники, и которые трудно ремонтировать;
для монолитных и сборно-монолитных конструкций с натяжением
арматуры на бетон (атомных реакторов, защитных оболочек, больше-
пролетных мостов, силосных корпусов, резервуаров, вантовых покры-
тий и т.п.) возможно оцинкование арматурных элементов с расчетом на
период строительства или на срок службы.
Неметаллические защитные покрытия арматуры получили развитие с
появлением конструкций из автоклавных ячеистых бетонов. В 50-х и
60-х годах в СССР осуществлялись проекты жилых, общественных и
производственных зданий, где часто использовались крупноразмерные
панели стен и плиты покрытий, совмещающие функции несущих или
самонесущих конструкций с функциями теплоизолирующих. Конструк-
236
ции имели размеры. 3x3x0,3 м с оконным проемом (напели на комна-
ту), 6x1,5x0,3 м (стеновые панели горизонтальной разрезки для обще-
ственных и производственных зданий, то же, плиты покрытий). Все
эти конструкции нуждались в арматуре для воспрнягия транснорiпо-
мои гажных и эксплуатационных нагрузок. Арматура обычно сварива-
лась в прос1раисгвенный каркас примерно тех же габаритов, что и кон-
струкция. Необходимость защиты от коррозии столь непростого обьекта
на полный срок службы конструкции порождала специфические требова-
ния как к защитному покрытию, так и к технологии его нанесения.
Готовое покрытие должно было выдерживать без повреждения ре-
жим автоклавной обработки во влажной щелочной среде бетона при тем-
пературе до 170°С, обладать достаточными прочностью и сцеплением как
с металлом, гак и с бетоном, чтобы не препятствовать их совместной ра-
боте в конструкции, иметь длительность действия, соизмеримую со сро-
ком службы конструкции.
Технология нанесения должна была обеспечивать получение однород-
ного и достаточно толстого покрытия за 1—2 приема при непродолжи-
тельной сушке.
Проведенные исследования [9.1] показали, что обычные лакокрасоч-
ные покрытия нельзя использовать для защиты арматуры в автоклавном
бетоне, так как подавляющее большинство их не выдерживает режима
автоклавной обработки, а если выдерживает, то не обеспечивает доста-
точного сопротивления сдвигу стержня относительно бетона. Оказалось,
что последнее может быть достигнуто лишь при большой степени напол-
нения состава на органической связке, которое позволяет к тому же по-
лучать значительную толщину за 1 прием нанесения (300- 500 мкм) , т.е.
придает необходимую технологичность составу.
Однако при этом пленка покрытия оказывается весьма проницаемой
для влаги, кислорода и агрессивных агентов, т.е. обладает недостаточ-
ным защитным действием. Поэтому с целью компенсации этого эффекта,
в качестве наполнителя использовали цемент, который сообщал щелоч-
ность проникающей через пленку влаге и придавал, таким образом, пас-
сивирующий характер защитному действию покрытия.
Дешевые на первый взгляд и доступные покрытия в виде водных
дисперсий цемента с небольшим количеством клея [9.10], необходимого
для придания высушенному покрытию требуемой технологической
прочности (типа цементно-казеинового) оказались малотехнологичными
как в результате седиментации, так и, главным образом, из-за схватыва-
ния цемента в ваннах большого объема.
Введением в такой состав дивинилстирольного латекса СКС-65ГП
удалось добиться большей стабильности мастики, повысить стойкость
покрытия к ударам и его защитную способность (табл. 9.9).
Было показано, что незначительные очаги коррозии, возникающие под
покрытием во время автоклавной обработки, в дальнейшем не разви-
ваются [9.2]. Потенциал арматуры свидетельствует об ее устойчивом
пассивном состоянии; возрастание электрического сопротивления (рис.
9.5), замедленное снижение щелочности (рис. 9.6),и микроструктурные
исследования свидетельствуют о том, что образуется сплошная каучуко-
вая фаза.
Чтобы продлить жизнеспособность этого состава, которая не превы-
шает 2 сут, были использованы некоторые замедлители схватывания.
Наиболее эффективным оказался триоксид бора при добавке его в коли-
237
Таблица 9.9. Покрытия арматуры в газобетоне после 5 лет
хранения при относительной влажности 80% и температуре 30°С
Покрытие арматуры Глубина кор- розионных язв, мм Площадь по- ражения, % Состояние арматуры
Цсмеп Пю-латексное 20-50 5-10 На отдельных образцах не- большие пятна ржавчины
То же, с 10% хромата бария 0 0 Поверхность чистая мато- вая
Цементно-казеииовое 200 300 50-60 Пятна ржавчины, язвы
То же, с 10% нитрита натрия 500-700 100 Сплошная слоистая ржав- чина, язвы
Без покрытия 500 600 100 Сплошная слоистая ржав-
чипа
честве 1,5% по массе цемента. Состав сохранял способность наноситься
на арматуру до 5 сут. При добавке 0,5% ССБ жизнеспособность состава
4 сут.
С целью повысить защитную способность таких покрытий в их состав
вводили ингибиторы коррозии (пассиваторы). Хороший эффект в огра-
ниченные сроки был получен при введении в состав нитрита натрия, одна-
ко ввиду высокой растворимости его существует опасность снижения
концентрации ниже защитной в результате диффузии нитрит-ионов из по-
крытия в бетон и интенсификации коррозии стали с течением времени.
Было показано [9.9], что более устойчивый эффект может быть полу-
чен при использовании малорастворимых ингибиторов, таких, например,
как хромат бария. Однако составы с хроматом бария из-за его дефицита
были использованы лишь в опытном порядке.
В институте ’’НИПИСиликатобетон” было разработано усовершенст-
вованное покрытие высокой стабильности и защитной способности под
индексом ЛМ-813 (латексно-минеральное) Практически неограниченная
жизнеспособность водной суспензии достигнута тем, что вместо цемента
в се составе использовано известково-песчаное вяжущее. Кроме стабили-
зированного казеиновым клеем латекса в состав вводится стеарат
кальция.
Длительное хранение большого объема (до 6 м3) мастики в ваннах
при сравнительно медленном расходовании приводит, однако, к сниже-
нию защитной способности покрытия. Так, если покрытие из свежего
состава имеет коэффициент защитной способности (соотношение потери
массы незащищенного и защищенного образцов) от 300 до 800, то после
60-80 сут хранения он составляет всего 53.
Имеется значительное число исследований и опыт практического
использования защитных покрытий на основе битума и некоторых поли-
меров с наполнителем-цементом, показывающие их перспективность,
поскольку жизнеспособность их неограничена.
Неудачноеть попыток применения лаковых и битумных пленок в чис-
том виде для арматуры связана, главным образом, с тем, что они, как
правило, не выдерживают условий автоклавной обработки.
Наши опыты [9.10] показали, что сохранность покрытий на основе
битума БН-V после запаривания обеспечивается при введении в него не
менее 4 ч. по массе наполнителя — молотого песка или цемента. Напол-
238
Рис. 9.5. Омическое со-
противление Защитных
покрытии
1 - цемента битумно-
го; 2 - цементно-латек-
сного; 3 - цсментно-
полистиролъного; а
после автоклавной об
работки; о после э
мес периодического ув-
лажнения
Рис. 9.6. Изменение pH водной вы-
тяжки из цемеитио-казеинового (/)
и цемеитно-латексного (2) покры-
тий
нитель вводят в битумный лак, получаемый растворением битума в
уайт-спирите, бензине. Увеличение содержания наполнителя до 6 ч. по
массе повышает омическое сопротивление покрытия, а до 8 ч.по массе —
резко понижает его.
Сопротивление сдвигу при выдергивании из бетона гладких арматур-
ных стержней с битумно-цементным покрытием состава 1:4...1:8 выше
сопротивления сдвигу контрольных стержней без покрытия.
Защитная способность покрытий на основе битума существенно выше
при использовании в качестве наполнителя цемента. Нами было показа-
но, что это связано с уплотнением пористой пленки новообразованиями
при гидратации зерен клинкера, а также с подщелачиванием влаги, про-
никающей через покрытие, т.е. с его пассивирующим действием.
Высокая защитная способность цементно-битумных покрытий
подтверждается длительными испытаниями в лаборатории (табл. 9.10),
а также производственными (табл. 9.11).
Органоминеральные составы на летучих растворителях обнаружили
239
. «. и л п ц а 7, iu. защитное действие покрытий арматуры
в газозолобетоне плотностью 950 кг/м3 в атмосферных условиях
Покрытие Срок хра- нения, мес Площадь поражения, % Наибольшая глубина пора- жения, мкм Потеря массы, г Коэффициент защитной спо- собности К**
Цементио-би- П.а.« 4 3 0,002
ту м ное 12 5,8 7 0,0029
36 6,7 7 0,0038 249
Цемевтно-ла- П.а. 3,3 5 0,0018
тексное 12 3,8 5 0,0022
36 4,7 7 0,003 316
Цемент но-по- П.а. 23 3 0,72
л ноги рольное 12 77 32 0,2
36 100 190 0,42 2,2
Без покрытия П.а. 4 50 0,02
12 97 180 0,525
36 100 290 0,947 —
* Непосредственно после автоклавной обработки.
** Соотношение потерь массы защищенного и незащищенного образцов.
Таблица 9.11. Защитное действие покрытий арматуры
в пенозолобетоне плотностью 950 кг/м3 (заводское испытание:
2 года периодическое увлажнение, затем на открытом воздухе)
Расход составляющих на 1 ч. по массе битума Сцепление, МПа Состояние арматуры после 5 лет и 4 мес
бензин зола- унос цемент
1,85 1,87 — 1,1 На 95% поверхности слоистая ржавчина
1,62 — 4 1,7 Без признаков коррозии
1,8 — 6 2,1 То же
Цементно-казенновая об- — На 40-60% поверхности слоистая ржав-
мазка с нитритом натрия чина
Образцы без покрытая 1,9 Па 98 100%, поверхности слоистая ржав
чина с глубокими язвами
ряд технологических недостатков, существенно затруднявших получе-
ние качественных защитных покрытий в производственных условиях.
Дело в том, что трудно было предположить какой-либо способ нанесе-
ния их на крупногабаритные армокаркасы кроме погружения в ванну.
Объем такой ванны достигал 4-5 м3. Поэтому потребовалось прежде
всего обеспечить однородность состава по глубине ванны, т.е. предотвра-
тить оседание тяжелого наполнителя и компенсировать испарение легко-
го растворителя (обычно бензина) путем периодического перемешива-
ния и добавления растворителя. Наиболее целесообразным представля-
лось использовать ’’непрерывный” процесс приготовления состава не-
большими порциями с нанесением его путем распыления в электростати-
ческом поле, когда заряженные частицы способны равномерно покры-
вать поверхность такого сложного изделия, как арматурный каркас,
240
с минимальной потерей растворителя. Производственный опыт использо-
вания такой технологии [9.3] позволил уточнить режимы нанесения и
сушки покрытия в единой конвейерной линии. Широкому распростра-
нению разработанной технологии помешали трудности выполнения норм
пожарной и санитарной безопасности.
Известен опыт разработки и промышленного применения покрытий
из битумных расплавов, наполненных цементом [9 14]. Они отличаются
малой проницаемостью, однако вследствие того, что не удается ввести
более 2 ч. по массе цемента на 1 ч. по массе битума, покрытие не обеспе-
чивает достаточного сопротивления сдвигу при длительно действующей
нагрузке.
Дальнейшее развитие технологии получения защитных покрытий
арматуры привело к идее использования беепориегых пленок па основе
термопластических смол, осаждаемых в виде порошков на армокаркас
и отверждаемых путем оплавления. При этом исключается летучий раст-
воритель, который сообщал покрытию пористость, ухудшал санитарно-
гигиенические условия труда рабочих и создавал повышенную пожаро-
опасность технологии. Исключается главное технологическое затрудне-
ние — нестабильность жидких составов.
Выполненные нами совместно с Н.К. Розенталем [9.6] исследования
показали реальную возможность осуществления такой технологии с
использованием процесса осаждения порошков на армокаркас в элек тро-
статическом поле высокого напряжения, выявив необходимость ее де-
тальной отработки в части наполнения пленок, т.е. создания композиций
с целью повышения стойкости в условиях автоклавной обработки изде-
лий и сопротивления сдвигу арматуры относительно бетона. Такие рабо-
ты были выполнены А.В.Копацким [9.15] и Ю.Ф. Медведевой [9.18]
под руководством автора. Результатом исследований стал состав порош-
ковой полимерной композиции, включающей полиэтилен низкого давле-
ния, стабилизатор неозон Д и наполнитель — технический глинозем (15%
по массе композиции).
Испытаниями было показано, что арматура с таким покрытием тол-
щиной 180—200 мкм имеет сцепление с газобетоном в 2,2 раза выше, чем
арматура без покрытия. При оптимальном режиме осаждения покрытия
(напряженность электрического ноля 4,5-6 кВ/см, максимальный ток
2 мА, время осаждении 15-20 с) гарантируется необходимая толщина
пленки 180—200 мкм, высокая прочность и ударная вязкость покрытия,
отличная защитная способность (табл. 9.12) .
Качественное покрытие формируется, чтк установлено, при темпера-
туре оплавления 25О±1О°С. За счет тепловой инерции стальных стерж-
ней время, необходимое для оплавления порошка при диаметре их 4 и
14 мм, составляет соответственно 8 и 20 мин. 20-минутное воздействие
высокой температуры не ухудшает свойств покрытия на стержнях мало-
го диаметра. Высокие показатели адгезии покрытия получены при
охлаждении его водой со скоростью 150°С/мии.
Значительный интерес для целей получения армированных конструк-
ций из бетонов, которым присуща вследствие использования в их соста-
ве некоторых отходов та или иная степень агрессивности к стали, пред-
ставляют порошковые эпоксидные покрытия, исследованные в Новоси-
бирском институте инженеров железнодорожного транспорта [9.27]
и показавшие наивысшую степень защитного действия из всех известных
неметаллических покрытий арматуры даже при действии растворов хло-
ристого натрия (табл .9.13).
Таблица 9 12. Результаты 6-месячных испытаний защитных
покрытий арматуры и автоклавном газобетоне
Покрытие Толщина покры- тия, мкм Периодическое увлажнение в воде В режиме постоянной влаж- ности и повышенной темпе- ратур
коэффи- циент за- щитной способ- ности, Л"
глубина пораже- ния, мкм потери массы металла, г/см2 X х 10’3 коэффи- циент за- щитной способ- ности, К
глубина пораже- ния, мкм потери массы металла, г/см2 X х 10'3
Без покрытия — 340 195,29 - 250 78,6 —
Цементно-ла- тексное 500 40 1,26 155 30 0,84 94
Лате к си ©-мине- ральное 500 30 0,9 190 40 1 120
Порошковое (85% ПЭВД + + 15% А12О3) 200 10 0,35 736 8 0,17 466
Таблица 9.13. Ускоренные испытания защитных покрытий
арматуры в автоклавном.газобетоне
Покрытие Толщина, мкм Сопротивле- ние сдвигу в бетоне, МПа Площадь поражения, %, при числе циклов*
10 | 60 | 100
Контрольные образцы без покрытия - 1,32 75 99 100
J 1агексно-ми не рал ьнос 300 1,17 3 13 26
Цементно-битумное 300 1,1 71 95 100
Порошковое эпоксидное на основе ПЭП-177 200 1,18 0 0 0
То же, на осиовс ПЭП-219 200 1,07 0 0 0
* Цикл: 4 ч в 3%-м растворе хлористого натрия; 20 ч - сушка.
Из кривых на рис. 9.7 следует, что при автоклавной обработке агрес-
сивная среда газозолобетона снижает свойства топкого порошкового
покрытия из композиции ПЭП-534 и не влияет при толщине свыше
200 мкм. Снижение физико-механических свойств таких покрытий в
результате автоклавной обработки незначительно.
Представляв юн весьма важным, чю в оплавленном, по в неполностью
отвержденном порошковом эпоксидном покрытии продолжается про-
цесс отверждения в условиях автоклавной обработки изделия (табл.
9.14), причем, в результате формирования полимер-минерального погра-
ничного слоя существенно повышается сопротивление сдвигу арматуры
относительно бетона.
Реализация возможностей "доотверждения” эпоксидных порошковых
покрытий, очевидно, наиболее целесообразна при нанесении их на предва-
рительно разогретый арматурный каркас, что обеспечивает их оплавле-
ние и необходимую технологическую прочность.
242
1’ис. 9.7. Ад| езиоииая прочность (7,
2) и снижение полного емкостно-
омического сопротивления покры-
тий (5, 4) различной толщины (7,
3 — в газозолобетоие; 2, 4 — в газо-
бетоне)
В работе [9.13] освещен еще один важный аспект использования за-
щитного покрытия арматуры, когда с его помощью можно резко увели-
чить сопротивление сдвигу ее относительно бетона, т.е. трещнностой-
косгь изделия, что весьма важно для повышения долговечности конст-
рукций из ячеистых бетонов. С этой целью была разработана технология
нанесения органоминерального (цементно-полистирольного) покрытия
на высокопрочную арматурную проволоку класса B-II и Вр-П диаметром
5 мм. Покрытие наносилось путем экструзии высоковязкой цемеитно-
полистирольной мастики. Такой способ нанесения позволял, во-первых,
получать плотное покрытие толщиной до 2—3 мм, которое в свежеот-
формованном состоянии имело прочность, достаточную для последую-
щей технологической операции натяжения проволоки домкратом и за-
крепления ее с помощью цанговых захватов в стальной форме изделия.
При напряжении арматуры 0,2—0,4 о^, которое требовалось для получе-
ния трещиностойкой конструкции, свежее покрытие пластически дефор-
мировалось без нарушения сплошности. Форма с натянутыми стержнями
заливалась газобетонной смесью. После обработки в автоклаве по стан-
дартному режиму покрытие приобретало высокую прочность и хорошее
сцепление как с бетоном, так и с поверхностью стержней, обеспечивая
передачу предварительного напряжения арматуры па бетон.
Испытания на выдергивание стержней с таким покрытием из образ-
цов автоклавного ячеистого бетона показали прямую зависимость сопро-
тивления сдвигу от толщины покрытия.
Это объясняется тем, что в результате высокой прочности и адгезии
покрытия к стали сдвиг происходит между покрытием и бетоном, т.е.
как бы увеличивается эффективный диаметр арматуры и растет сцепле-
ние, необходимое для преодоления сопротивления сдвигу стержня отно-
сительно бетона.
Таблица 9. 14. Снойсгна порошковых нокрьннн,
отверждающихся при автоклавной обработке изделий
Покрытие Прочностьпри ударе Н М до ав токи а-1 после авто- Адгезионная прочность, МПа Сопротивление сдвигу в бетоне МПа
до автокла- ва после авто- клава
ва [клана
ПЭП-177 0,75 5 11 17,3 3,2
ПЭГГ-219 0,6 4 10,5 13,9 2,9
ПЭП-534 0,8 5 11,5 21,1 3,1
таз
В противоположность этому существуют конструкции и условия,
когда возможно и целесообразно использовать покрытия, от которых
не требуется сцепления ни с арматурой, ни с бетоном. Так, например,
существует класс предварительно напряженных конструкций, в кото-
рых арматурные элементы (обычно высокопрочные канаты) натяги-
ваются на бетон без обычного последующего заполнения (нивелирова-
ния) каналов цементным раствором. Для защиты каналов от коррозии
используются в таких случаях различные консервирующие смазки с элас-
тичными полимерными оболочками.
Такого рода покрытие было разработано [9.5] нами для защиты гиб-
ких связей трехслойных стеновых панелей. Нержавеющие стали не всег-
да доступны, а предлагавшиеся для этой цели цинковые покрытия, как
показала проверка, оказались недостаточно стойкими в некоторых ви-
дах утеплителей, таким, например, как фенольно-резольный пенопласт
и минеральная вата.
Были выполнены исследования с разработкой технологии нанесения
на стальные стержни беспористых покрытий из термопластических и
термореактивных полимеров в виде порошков и гранул.
О кинетике коррозии стали под полимерными покрытиями судили
по изменению электрического сопротивления полоски фольги толщиной
10 мкм и шириной 3 мм из стали 08 КП. Покрытие наносили методом
экструзии на стеклянные трубки с полоской фольги. Образцы хранили
в водных вытяжках из утеплителей, 3%-м растворе NaCl и дистиллиро-
ванной воде.
Результаты испытаний показали, что незащищенная сталь в этих усло-
виях корродирует со скоростью 100—240 мкм/год, сталь, полностью
защищенная слоем полиэтилена высокого давления толщиной 400 мкм,
теряла около 1,5 мкм/год практически во всех средах (рис. 9.8), что
свидетельствует о низкой проницаемости пленки для воды, кислорода
и агрессивных ионов.
В условиях работы гибких связей в трехслойпых панелях возможно
проникание влаги к металлу под покрытие через его торцы. Соответст-
вующие образцы показали в первые 1/2 года примерно па I порядок ве-
личины большую скорость коррозии, которая к 1 году затухает и далее
составляет около 1 мкм/год. Торможение коррозии под покрытием,
очевидно, связано с образованием защитной пленки оксидов двухвалент-
ного железа, устойчивых в данных условиях.
Существенно замедлить коррозию при проникании под пленку позво-
лили ингибированные смазки при предварительном нанесении их на
стержни как подслой полиэтиленового покрытия. Скорость коррозии
(рис. 9.9) имеет тот же порядок величины, что и в случае полностью при-
крытых полиэтиленовых стержней без ингибированной смазки.
Близкие результаты были получены при испытании образцов в реаль-
ных утеплителях, насыщенных водой.
С целью повышения надежности защиты были испытаны варианты
комбинированных покрытий, когда слой полиэтилена наносили на оцин-
кованный стержень или на стержень, покрытый слоем цинксиликагного
грунта. Зафиксировано полное отсутствие поражения.
Проверка влияния условий тепловлажностной обработки трехслой-
ных панелей и контакта полиэтиленового покрытия с ингибированной
смазкой на его физико-механические свойства показала, что значения
предела текучести, предела прочности при разрыве и относительного
244
Рис. 9.8. Коррозия
стали под полиэтиле-
новым покрытием и
средах
1 - пресная вода; 2 -
3%-й раствор NaCl;
3 — водная вытяжка
из ФРИ; 3 то же,
из минеральной ваты
Рис. 9.9. Коррозия
стали под покрытием
и ингибированным
подслоем (неизолиро-
ванные торцы) в сре-
дах
1 - 3%-й раствор
NaCl; подслой
МОПЛ-1; 2 - водная
вытяжка из минераль-
ной /ины, подслой
МОПЛ-1; 3-8 то
же, водная вытяжка
из ФРП, подслой:
МОПЛ-1, АМС-3,
АКОР-1, смешанные
сульфонаты, КСК со-
ответственно
удлинения пленки несколько возрастают. Это является, по-видимому,
результатом релаксации напряжений в пленке при термообработке и
некоторой пластификации ее ингибированными смазками.
Разработанная технология нанесения путем экструзии покрытия
стальные стержни для гибких связей трехслойных стеновых панелей
245
успешно используется на домостроительном комбинате в г. Тарту
Эстонской ССР.
Перспективной представляется также технология получения защит-
ных покрытий для гибких связей и арматурных каркасов конструкций
из автоклавных ячеистых бетонов с использованием порошковых пласт-
масс, в частности полиэтилена и эпоксидных смол.
Исследовались [9.36] образцы в виде стальных стержней с покрытия-
ми, нанесенными осаждением порошков в электрическом поле и оплав-
ленными в терморадиационной печи. Стержни с покрытиями закладыва-
лись в фенольно-резольный пенопласт и подвергались гермо влажностной
обработке но режиму обработки трехслойных панелей. В результате
этого воздействия адгезия к стали и цинку полиэтилена несколько сни-
зилась, а у эпоксидного покрытия осталась превышающей прочность
пленки на растяжение.
По результатам длительного воздействия среды влажного фенольно-
резольного пенопласта за 18 мес полную защиту обеспечило комбини-
рованное покрытие из полиэтилена толщиной 200 мкм по оцинковке
толщиной 50 мкм. Под покрытием из полиэтилена толщиной 300 мкм
глубина поражения стали составила 3,25 мкм, а под покрытием из по-
рошковой полимерной композиции - менее 1 мкм, тогда как без
защитных покрытий сталь корродировала на глубину 270 290 мкм.
Цинковое покрытие без дополнительной защиты в этих условиях разру-
шалось в течение 3 мес.
Приведенные результаты показывают, что для падежной длительной
защиты от коррозии стальных арматурных элементов в конструкциях,
где они не могут быть полностью защищены бетоном, как, например,
гибкие связи трехслойных панелей, наиболее подходят покрытия нано-
симые на стержни экструзией из расплава полиэтилена высокого давле-
ния по подслою ингибированной смазки.
На сварные арматурные каркасы для конструкций из автоклавных
ячеистых бетонов можно наносить покрытия из порошков полиэтилена
или эпоксидных смол, значительно лучше защищающих сталь от корро-
зии, чем традиционные обмазки.
9.2. КАТОДНАЯ ЗАЩИТА АРМАТУРЫ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Катодная защита давно и широко используется применительно к
стальным конструкциям, работающим в воде и грунте, т.е. в таких сре-
дах, где, с одной стороны, пассивная зашита разного рода изолирующими
покрытиями недостаточно надежна и практически неремонтопригодна, а
с другой — электропроводность среды обеспечивает наименьшие труднос-
ти подвода и распределения защитного тока.
Железобетонные конструкции могут быть запроектированы и изготов-
лены так, что в таких же условиях среды при определенных условиях не
будут испытывать необходимости в активной электрохимической (ка-
тодной) защите стальной арматуры.
Однако трудности получения малопроницаемых для основного депас-
сивирующего сталь агента-хлорионов вынуждают прибегать к катодной
защите арматуры таких конструкций как железобетонные резервуары и
трубопроводы при их прокладке в засоленных грунтах, железобетонные
246
причальные сооружения, основания морских эстакад, нефтедобывающих
платформ и т.п. сооружения на шельфе. Одновременно или независимо
таким путем достигается защита арматуры перечисленных и других кон-
струкций из железобетона от злектрокоррозии под действием блуждаю-
щих токов.
В последние годы возможности, которыми обладает катодная защита,
удалось [9.28 j использовать для конструкций вне постоянного действия
грунта и воды как среды, т.е. для наземных конструкций. Таковыми
оказались, в частности, железобетонные конструкции автодорожного
моста в CI1IA, поврежденные в результате коррозии арматуры под
действием солей, главным образом хлоридов [9.34], применяемых как
средство против обледенения дорог. Катодную защиту в данном случае
удалось осуществить благодаря разработке токопроводящих материа-
лов, которые будучи нанесенными на поверхность бетона, позволяют ре-
шить задачу подвода и распределения защитного тока в бетоне, который
постоянно или периодически увлажняется, т.е. обладает достаточной
электропроводностью.
Первые сведения о применении катодной защиты корродирующей
арматуры железобетонных конструкций относятся к 40 м годам [9.33].
В дальнейшем она применялась в разных странах для защиты как пов-
режденных коррозией сооружений, так и для вновь строящихся в усло-
виях потенциальной хлоридной агрессивности или наличия блуждающих
токов.
Суть способа состоит в наложении на арматуру защитного потенциала,
при котором она попадает в зону иммунитета (устойчивости) диграм-
мы Пурбэ (см. рис. 8.1), когда железо не растворяется (не ионизирует-
ся) в любых агрессивных средах.
Величина защитного потенциала обычно принимается 0,85...1,1 В по
отношению к неполяризующемуся медно-сульфатному электроду. При
этом в зависимости от качества бетона и свойств среды для грунтовых
условий величина защитной плотности тока, по литературным данным,
составляет 0,4... 100 мА/м2.
Неоднократно высказывались опасения относительно возможного
снижения сцепления арма1уры с бе юном в результате протекания реак-
ции в продуктах гидратации минералов клинкера прикатодной зоны це-
ментного камня с замещением кальция на натрий и калий, которые в
электрическом поле перемещаются к катоду.
Исследования J9.17] показали, что такой механизм действует наряду
с механизмом упрочнения контактной зоны в результате аналогичной
миграции ионов кальция. Выполненные на основании эксперименталь-
ных данных расчеты показали, что При защитной плотности гока
0,02 мА/дм2 практической опасности для конструкции эти явления не
вызывают. Тем не менее признано целесообразным ограничивать в на-
чальный период токи величиной 5 мА/дм2.
По последним данным [9.22] защитная плотность тока, рекомендуе-
мая при проектировании подземных трубопроводов, составляет от 2 до
20 мА/м2. При этом верхний предел относится к трубам без дополни-
тельной изоляции, а нижний — к изолированным путем пропитки бетона
расплавленным модифицированным петролатумом. В процессе эксплуа-
тации защитная плотность тока может быть существенно снижена.
Устройство катодной защиты сооружений требует специальных инже-
нерных расчетов, а также опытных специалистов для монтажа и наладки
247
оборудования. При этом необходимы некоторые конструктивные меры,
в частности при защите подземных трубопроводов с целью создания их
непрерывной электропроводности стальная арматура труб должна быть
соединена между собой стальными перемычками определенного сечения.
При осуществлении катодной защиты наземных конструкций важно,
учитывая значительное омическое сопротивление бетона, так распреде-
лить на поверхности бетона аноды, чтобы потенциал арматуры не выхо-
дил за пределы расчетного защитного значения.
Для этого используются разнообразные устойчивые против коррозии
токопроводящие материалы: сетки из платины, углеродных волокон и
токопроводящих полимеров, специальные токопроводящие штукатурки
на основе коксовой мелочи, графита, токопроводящие краски.
Учитывая, что система катодной защиты требует подготовленных
специалистов для проектирования и монтажа, а также специальных мате-
риалов и оборудования, службы эксплуатации, ее использование должно
быть тщательно обосновано технико-экономическими расчетами. Исклю-
чение составляют ответственные сооружения в сложных условиях, когда
их непрерывная безотказная работа заведомо оправдывает затраты на
сложную, но надежную защиту. В качестве таковых можно назвать желе-
зобетонные трубопроводы.
9.3. ЗАЩИТА СВАРНЫХ СОЕДИНЕНИЙ СБОРНЫХ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
Цинковые покрытия уже более двух десятилетий широко используют-
ся в СССР при строительстве зданий из сборного железобетона как сред-
ство длительной защиты сварных соединений, когда нельзя рассчитывать
на их надежную защиту путем обетонирования из-за особенностей конст-
рукции соединений, условий производства работ или агрессивности сре-
ды эксплуатации.
Лакокрасочные покрытия оказываются непригодными, так как сго-
рают при сварке и недолговечны, требуют периодического возобновле-
ния, что невозможно для большой части соединений, особенно распола-
гающихся в пределах наружных стен зданий. Требование минимальной
повреждаемости покрытия при сварке связано с двухстадийной техно-
логией его нанесения: первая стадия — до закладки деталей в бетон изде-
лия и вторая — после сварки закладных и соединительных деталей при
монтаже конструкций. Первая стадия необходима, так как должна обес-
печить высокое качество защиты не только лицевой, но и тыльной сторо-
ны закладных и соединительных деталей, поскольку температурные де-
формации при сварке и силовые в процессе эксплуатации нарушают
плотный контакт металла с бетоном, необходимый для полноценного
защитного действия последнего.
Как показывает опыт, соединение электросваркой оцинкованных
закладных и соединительных деталей при их толщине не менее 6 мм
не сопровождается повреждением оцинковки с тыльной стороны
пластин. С лицевой стороны покрытие сгорает на расстоянии не более
5 мм от сварного шва.
Сварной шов и прилегающая зона повреждения заводского защитного
покрытия после обивки шлака и очистки стальными щетками от загряз-
нений подвергаются защите либо напылением цинка с помощью ручных
248
электрических или газовых металлиззторов, либо нанесением одного
или нескольких слоев так называемых протекторных грунтов. Протек-
торные грушы представляют собой смесь жидкою связующего с цинком
и порошком. Хорошо зарекомендовали себя в построечных условиях
грунты на основе химически стойкого лака ХСЛ, который отверждается
как при положительной, так и при отрицательной температуре. Недостат-
ком протекторных грунтов является их расслаиваемость в результате
осаждения тяжелых частиц цинка. Поэтому при защите сварных швов
необходимо часто и тщательно перемешивать состав.
Цинковые покрытия на детали в заводских условиях нанося г обычно
способом электрометаллизации распылением на опескосзруенпые по-
верхности толщиной 120—200 мкм, реже — горячим оцинкованием (по-
гружением в расплав) ввиду большой сложности технологии с использо-
ванием кислотного травления. Толщина горячих цинковых покрытий
обычно 50 60 мкм.
Теми же способами получают в заводских условиях защитные алюми-
ниевые покрытия, которые отличаются большей стойкостью во многих
агрессивных средах, однако от повреждения щелочной средой твердею-
щего бетона должны быть защищены путем несложной темпера гурно-
влажностпой обработки (гидроксилирования).
Алюминиевые покрытия дешевле и доступнее цинковых, стойкость
их выше. В частности, гидрооксидированные покрытия практически не
повреждаются в отличие от цинковых при обработке изделий в авто-
клаве .
В условиях дефицитности цинка, трудоемкости и вредности процессов
его нанесения заслуживают внимания цинксиликатные покрытия, полу-
чаемые из суспензии цинкового порошка в натриевом жидком сгскле
(силикат натрия). После сушки покрытие обрабатывается раствором
сульфата натрия (погружением на 5—10 с), что придает ему водостой-
кость. Покрытие электропроводно, что обеспечивает ему протекторные
свойства, аналогичные металлическому цинковому покрытию, и позво-
ляет соединить защищаемые им детали электросваркой.
По имеющимся данным, цинк силикатное покрытие не уступает в дол-
говечности цинковому.
При недостаточной стойкости указанных покрытий в некоторых
агрессивных средах и сложных условиях эксплуатации их долговечность
можно повысить путем перекрытия стойкими лакокрасочными материа-
лами, т.е. созданием так называемых комбинированных покрытий.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
9.1. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне. — М.: Гос-
стройиздат, 1962. — 186 с.
9.2. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне. — М.: Строй-
издат, 1968. — 228 с.
9.3. Алексеев С.Н. и др. — Антикоррозионная защита арматуры в
электрическом поле высокого напряжения//Бетон и железобетон. —
1969. № 10.-С. 11-13.
9.4. Алексеев С.Н. и др. Ингибиторы коррозии стали в железобетон-
ных конструкциях. — М.: Стройиздат, 1985. — 272 с.
9.5. Алексеев С.Н., Заренин С.В., Подвальный А.М. Исследование по-
249
лимерных защитных покрытий стальных связей трехслойных панелей//
Способы повышения коррозионной стойкости бетона и железобетона. —
М.: НИИЖБ, 1986.-С. 4-13.
9.6. Алексеев С.Н., Розенталь Н.К., Катаев И.Г. Нанесение термоплас-
тических порошков на арматурные каркасы в электрическом поле с
целью получения антикоррозионных нокрытий//Коррозия, методы за-
щиты и повышения долговечности бетона и железобетона. — М.: Строй-
иэдат, 1965, С. 19-27.
9.7. Алексеев С.Н., Стругова Ю.Н. Поведение цинка в твердеющем
бетоне на портландцементе//3ащита металлов. Т. VII, 1971, № 6, С. 421-
424.
9.8. Алексеев С.Н., Стругова Ю.Н. Поведение оцинкованной арматуры
в газобетонах//Бетон и железобетон, 1970, N“ 7. - С. 41 -44.
9.9. Алексеев С.Н., Шапиро Р.Б. О возможности повышения долговеч-
ности покрытия на основе цемента для защиты арматуры в автоклавном
ячеистом бетоне//Защита строительных конструкций от коррозии. - М.:
Стройиздат, 1966, С. 115—122.
9.10. Алексеев С.Н., Шашкина Н.А. Защита покрытия для арматуры
в ячеистых бетонах//Сборник трудов/НИИЖБ. — М., 1962, вып. 28. —
С. 36-65.
9.11. ГОСТ 6927—74. Плиты бетонные фасадные. Технические требо-
вания.
9.12. Жук Н.П. Курс теории коррозии и защиты металлов. — М.: Ме-
таллургия, 1976. — 431 с.
9.13. Иванов В.И., Алексеев С.Н., Кантак М.Г. Конструкции из ячеис-
того бетона, армированные стальной проволокой с напрессованным анке-
рующим и защитным покрытием//Производство и применение изделий
из ячеистых бетонов. — М.: Стройиздат, 1968. — С. 89-94.
9.14. Каск А.О. Ингибированное сланцебитумноцементное покрытие
для защиты арматуры в сланцезольном газобетоне//Долговечность кон-
струкций из автоклавных бетонов. Тез. докл. II респ. конф. — Таллин,
1975. - С. 238-242.
9.15. Копацкий А.В., Медведева Ю.Ф. Защитные свойства ашикорро-
зионных покрытий арматуры на основе порошкового полиэтилена//
Промышленность строительных материалов. Сер. 8: Экспресс
ВНИИНСМ, вьш. 6. - М., 1983, С. 32-34.
9.16. Кравченко Т.Г., Алексеев С.Н. Железобетонные конструкции
с оцинкованной арматурой//Бетон и железобетон. — 1981. — № 6.—
С. 25-26.
9.17. Кравченко Т.Р., Ромашкова М.П. Катодная защита железобето-
на//Бетон и железобетон. — 1976. — №3, —С. 17—18.
9.18. Медведева Ю.Ф. Защита гибких связей в трехслойных панелях
покрытиями на основе порошковых полимеров//Технология и долговеч-
ность дисперсно-армированных бетонов. — Л.: ЛенЗНИИЭП, 1984. —
С. 60-65.
9.19. Москвин В.М., Алексеев С.Н. Способы повышения коррозион-
ной стойкости арматуры железобетонных конструкций//Бетон и железо-
бетон. - 1957. - № 1. - С. 28-30.
9.20. Новгородский В.И., Васильева Т.А. Защита стальной арматуры
от коррозии в бетонах на основе гипсоцементнопуццоланового вяжуще-
го//Строительные материалы. — 1976. — № 8. — С. 33—35.
9.21. Островский А.Б., Занегина НЯ. Коррозия цинка и цинковых
250
покрытий в бетоне с добавками//Новые технологические процессы и
оборудование в производстве строительных материалов и конструкций
на предприятиях сельстройиндустрии. М.: ЦНИИЭПсельстрой, 1985. —
С. 52-59.
9.22. Пособие по электрохимической защите от коррозии трубопро-
водов иэ железобетонных напорных груб со стальным сердечником
(к СНиП 2.06.03-85). Киев, 1987. - С. 44.
9.23. СНиП 2.03.05-85. Армоцементные конструкции.
9.24. Степанова В.Ф., Яралов И.А. Защита стальной арматуры в бетоне
на хлорсиликатном вяжущем//Промышленное строительство. — 1983. —
№ 8. - С. 26-27.
9.25. Стругова .Ю.Н., Алексеев С.Н. О влиянии цинковых покрытий
на высокопрочную арматурную сталь//Тез. докл. Всесоюз. научно-тех-
нического симпозиума по защите-металлов от коррозионно-механичес-
ких повреждений. — М.: Профиздат, 1970. —С. 171-174.
9.26. Стругона Ю.Н., Алексеев С Л., Гиретовская М.Н. Коррозионная
стойкость оцинкованной стали с различной обработкой поверхности в
некоторых средах//Бстоп и железобетон, 1970. — N" 8. С. 14—16.
9.27. Ткачев Б.В., Хрулев В.М. Стойкость эпоксидных порошковых
покрытий арматуры при автоклавной обработке бетонов//Известия
высших учебных заведений. ’’Строительство и архитектура”. — Ново-
сибирск, 1986, № 7. С. 59-63.
9.28. Anderson J.H. Cathodic protection of a reinforced concrete bridge
deck. Concr. Int. Des. and Constr., 1980, N 6, p. 32—36.
9.29. Bird C.E. The influence of minor constituents in portlandcement
on the bechaviour of galvanized steel in concrete. Corros. Prev. and
Control, 1964, July, pp. 17—21.
9.30. Cook H.A. Coating treatment for reinforcing steel. Concrete
11(1977) l,pp.31-33.
9.31. Cornet J. at al. Chromate admixtures to improve performance
of galvanized steel in concrete sea structures. Proc. FIP Symp. Concrete
sea structures, Tbilisi, Sept. 1972, pp. 159—163.
9.32. Galvanized Reinforcement for Concrete. Recommendation. Second
Edition, Zinc Inst. Inc. New York, Nov. 1970.
9.33. Heuze B. Cathodic protection of steel in prestressed concrete.
Material Protection, 1965, vol. 4, N ll,p.57—62.
9.34. How to protect bridge deck from corrosion. World Const. 1980,
N 4, pp. 46—49.
9.35. Porter I.C. Reinforced concrete in Bermuda. Concrete. 10(1976)
8, pp. 29-31.
9.36. Rehm G. at al. Verhalten von verzinkten Spannstahlen und
Bewechrungsstahlen. Berlin 1974, Dtsch Ausschuss Stahlbeton, Heft 242.
9.37. Rehm G., Lammke A. Korrosionsverhalter verzinkter Stable
in Zementmortel und Beton, Berlin, 1974. Dtsch Ausschuss Stahlbeton,
Heft 242, pp. 46—60. —
9.38. Sarja A., Jokela J., Metso J. Zinc-coated reinforcement, Espoo
1984. Technical Research Centre of Finland, Res. Rep. 306,92 p.
9.39. Tonini D.E. Galvanized reinforcement in North America. Eur. Gen.
Galvanizers Ass., Gen. Meet. Vienna, 17—20 November, 1975.
251
ГЛАВА 10. КОРРОЗИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
С.Н. Алексеев (СССР)
Стойкость бетона зависит от вида вяжущего, заполнителей, добавок,
пористости — проницаемости, в значительной мере определяемых соста-
вом смеси, т.е. прежде всего расходом вяжущего, водоцементным отно-
шением, технологией ее уплотнения, условиями твердения.
Эти факторы влияют и на способность бетона длительно защищать
стальную арматуру. Однако на долговечность конструкций, кроме того,
оказывают воздействие толщина защитного слоя, однородность струк-
туры (проницаемости) бетона в нем, наличие локальных дефектов,
прежде всего трещин.
Эти последние факторы существенно влияют на первоначальную стои-
мость конструкций, определяемую в основном их материалоемкостью,
поскольку с ней связано стремление сократить толщину защитного слоя
бетона, допустить большее раскрытие трещин. При обсуждении же допус-
тимого раскрытия трещин мы вынуждены учитывать особенности корро-
зионного поведения арматурных сталей, в частности, склонность к хруп-
ким коррозионным разрушениям высокопрочных видов арматуры.
Таким образом, возможности экономии металла, цемента и других
материалов, снижения массы и увеличения размеров (пролета) конст-
рукций ограничиваются условиями надежности конструкций, непосред-
ственно связанной с их коррозионной стойкостью.
Железобетонные конструкции при значительных коррозионных
повреждениях, особенно, если корродирует арматура, становятся прак-
тически неремонтопригодными. Поэтому обьтчпо оказывается экономич-
ным некоторое первоначальное удорожание конструкции за счет рассчи-
танных и обоснованных мер при ее проектировании и изготовлении, т.е.
мер первичной защиты, обеспечивающих ту или иную степень ее собст-
венной стойкости.
Время от начала коррозии арматуры до раскалывания защитного слоя
бетона пропорционально отношению его толщины к диаметру арматуры.
Оно растет с прочностью бетона и зависит от расположения арматуры
в конструкции [10.15]. Хотя портландцементные бетоны принципиально
не являются непроницаемыми, возможно получение весьма малой прони-
цаемости бетона при хорошем качестве материалов, минимальном В/Ц,
консистенции смеси, соответствующей условиям укладки, тщательном
уплотнении и отделке, благоприятном режиме твердения.
Важнейшим путем повышения долговечности конструкции является
облагораживание среды или, по крайней мере, конструктивные меро-
приятия, ослабляющие взаимодействие конструкций со средой. И, наобо-
рот, проектируя конструкцию, здание или сооружение, нужно иметь в
виду возможное изменение их назначения, и соответственно среды
эксплуатации как оправдание некоторых ’’излишних” запасов стойкости.
10.1. НАПРЯЖЕННОЕ СОСТОЯНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ И ЕГО ВЛИЯНИЕ НА ПРОЦЕССЫ КОРРОЗИИ
В работе [10.12] обобщены данные, свидетельствующие о влиянии
напряженного состояния бетона на его коррозионную стойкость.
При сжатии на уровне 0,4х0,6АПс стойкость бетонов в растворах
252
сульфа гон оказалась значительно более высокой, чем и огсуичищ напря-
жений, и выше, чем при напряжении 0,8КНр. При всех уровнях напряже-
ния растяжения стойкость бетона понижалась независимо от минерально-
го состава цемента.
Очевидная связь стойкости бетона с напряжениями может быть объяс-
нена влиянием последних на структурные характеристики бетона, сте-
пень его дефектности и проницаемость.
Призмы из бетона с В/Ц = 0,4 и 0,5, будучи растянутыми до 0,6/?р,
поглощали в 2 раза больше сульфатов, чем сжатые до О,67?Пр, а с В/Ц -
= 0,6 и 0,7 в 3...4 раза больше. Соответственно разнилась глубина про-
никания.
Так сквозная пористость бетонных образцов с В/Ц, равным 0,4 и 0,6,
определенная при их насыщении 5%-мм растворами хлорида натрия и
сульфата натрия, была в пределах 0,396—0,399 и 0,56—0,564% соответ-
ственно. При сжатии образцов до 0,6/?np сквозная пористость уменьша-
лась соответственно до 0,330...0,337 и 0,5—0,506. Дальнейшее увеличение
степени сжатия до 0,8ЛПр привело к увеличению соответствующих значе-
ний до 0,335...0,358 и 0,54—0,574%. Подобно этому изменялись эффек-
тивные коэффициенты диффузии растворов: уменьшались при сжатии
на уровне 0,4...0,6/?пр и увеличивалисьпри более высоких напряжениях.
. Отмечено увеличение поперечного расширения при сжатии насыщен-
ных жидкостями призм по сравнению с призмами в воздушно-сухом
состоянии. Коэффициент поперечной деформации увеличивается с 0,2
до 0,3—0,64, что свидетельствует об облегчении роста мжротрещин
вследствие расклинивающего действия растворов в их вершинах.
В ЦНИИС Минтрансстроя В.Г. Голубовым были получены зависимос-
ти фильтрационной проницаемости бетона от степени напряженного
состояния при сжатии. Сжимающие напряжения Rr%n, соответствующие
начальной стабилизации приращения объема сжимаемого образца, сни-
жают проницаемость. Рекомендованы предельные уровни сжимающих
напряжений, не вызывающие увеличения проницаемости бетона:
Япр, МПа 10 20 30 40 50 60
Лп^д//?и °>46 °’55 °’6 °’64 °'67 °’7
Отмечено [10.16] 25...50%-е снижение прочности образцов, нагру-
женных до 0,6 по сравнению с ненагруженными в растворах су 1ьфа-
тов, едкого натра и морской воде.
Наибольшую морозостойкость показали сжатые призмы с уровнем
напряжения менее нижней параметрической точки микротрещинообра-
зования R° [10.7]. В опытах [10.23] установлено повышение морозо-
стойкости образцов, подвергавшихся переменным сжимающим напряже-
ниям в пределах 0,35...0,46/?пр (0,7А.”) по сравнению с ненагруженными
образцами.
Поданным [10.29] о результатах натурных испытаний железобетон-
ных балок в приливно-отливной зоне океана разрушение нагруженных
образцов при замораживании шло заметно интенсивнее, чем непагру-
женных.
В работе [10.8] было показано, что влияние сжимающих нагрузок при
замораживании бетона является функцией его прочности и связано с гра-
ницами трещинообразования.
253
Большие исследования были выполнены А.М. Подвальным [10.13].
Нагруженные до 0,2Лр образцы при циклическом замораживании и
оттаивании снижали динамический модуль упругости быстрее, чем не-
нагруженные. Сравнительно быстрее это проявлялось при нагружении до
0,35Др и катастрофически быстро при 0,5Кр.
При насыщении образцов и оттаивании в 5%-м растворе сульфата
натрия разрушение шло быстрее, чем в воде (табл. 10.1).
Таблица 10. 1. Влияние условий испытания на долговечность
замораживаемого бетона
Уровень напряжения изгиба Коэффициент стойкости при оттаивании
в 5%-м растворе сульфата натрия в пресной воде
0 0,95 1
0,2 0,28 0,58
0,35 0,16 0,26
0,5 0,07 0,14
0,65 — 0,06
Данные, приведенные в табл. 10.2, показывают, что сжимающие напря-
жения невысокого уровня увеличивают морозостойкость бетона.
Таблица 10. 2. Морозостойкость сжатого бетона
Уровень напряжения °/Лпр Средняя прочность /?р, МПа, после испытания на морозо- стойкость Примечание
0 3,48 До замораживания
0 2,49 После 200
0,45 2,93 То же
0,08 3,37 **
0,11 3,9 После 200 циклов
0,14 4,19 То же
Результаты оценки влияния напряжений изгиба (0,6/\и) на сульфато-
стойкость бетона [10.16] принципиально не отличаются от приведенных
данных по морозостойкости.
Длительное хранение железобетонных балок в зоне переменного гори-
зонта воды Кольского залива [10.16] привело к более интенсивному
разрушению бетона при напряжениях эксплуатационного уровня но срав-
нению с разрушениями неиагруженных балок. Быстрее разрушалась рас-
тянутая часть сечения балок, особенно в максимально напряженной сред-
ней части пролета. Как правило, разрушение начиналось в местах сило-
вых трещин, постепенно распространяясь по всей растянутой зоне се-
чения.
Интенсивное разрушение торцов балок было связано с влиянием
напряжений, возникающих в результате разности температурных дефор-
маций бетона и косвенной арматуры.
254
Прогибы балок, замораживающихся и оттаивающих в воде, сущест-
венно превышали прогибы балок, находившихся па воздухе.
При этом в первых было отмечено появление дополнительных трещин
в растянутой части сечения с напряжениями в бетоне 0,7...0,85/?р при
постоянной нагрузке.
Наблюдались случаи разрушения балок по наклонным сечениям,
по-видимому, в результате снижения прочности бетона на растяжение.
Влияние напряженного состояния на интенсивность коррозии бетона
можно представить графически [10.9] в виде кривой с экстремумом
(рис. 10.1).
Анализ поведения [10.12] железобетонных элементов, подвергающих-
ся в процессе эксплуатации действию жидкой среды и статической
нагрузки в разнообразных сочетаниях по уровню, знаку, очередности и
продолжительности приложения, но всей поверхности или в наиболее
напряженных участках, показывает, что в результате изменения свойств
бетона существенно и необратимо изменяется напряженно-деформиро-
ванное состояние в сечениях и важнейшие параметры элемента; размеры
сжатой и растянутой частей сечения и их соотношение, уровни напряже-
ний в них, положение равнодействующей усилий в сечениях, а соответст-
венно и деформативность, прогибы и несущая способность.
Увлажнение, низкие и высокие температуры могут рассматриваться
как воздействия, эквивалентные механической нагрузке.
Подробно результаты исследований и предложения по учету напря-
женного состояния при прогнозировании стойкости железобетонных
конструкций равно как и по учету действия среды при прогнозе долго-
вечности конструкции излагаются в [10.6].
Здесь же уместно высказать некоторые соображения о сравнительной
стойкости предварительно напряженных конструкций. С одной стороны,
известны случаи внезапных обрушений [10.2], вызванных хрупким кор-
розионным разрушением некоторых видов напрягаемой арматуры (см.
гл. 7). Однако анализ обстоятельств таких аварий показывает, что почти
все они связаны либо с недоучетом агрессивности среды, действующей
уже в процессе изготовления конструкции (возведения сооружения),
или при эксплуатации в сочетании с допущенными дефектами производ-
ства работ, среди которых наиболее распространены хлоридное загрязне-
ние бетона и несовершенное заполнение (инъецирование) каналов в кон-
струкциях с натяжением арматуры на бетон.
Если допустить, что из упомянутых аварий будут извлечены должные
уроки и будет существенно повышена культура производства предвари-
тельно напряженных конструкций, то последние должны отличиться бо-
лее высокой стойкостью, чем конструкции с ненапрягаемой арматурой.
Это связано с тем, что, как правило, при предварительном напряжении
по расчету принимается более высокая прочность бетона, которая обыч-
но сопровождается пониженной проницаемостью. В таких конструкциях,
особенно большепролетных, принимается большая толщина ’’ащитного
слоя.
Наконец, в агрессивных средах нормы [10.5] ограничивают ширину
или не допускают раскрытия трещин, о роли которых будет сказано да-
лее. Однако нельзя не привести одного примера неудачного конструиро-
вания и исполнения конструкции [10.3]. При обследовании сборных реб-
ристых преднапряженных плит покрытия фонаря здания котельного
отделения ГРЭС было обнаружено растрескивание и отслаивание бетона
255
Рис. 10.1. В линии? напряженного сос-
тоянии п.1 Hineiiciiniiocit. коррозии бе-
гоиа
£ - показатель интенсивности корро-
зии под нагрузкой; £0 — то же- пРи
отсутствии внешней нагрузки; А —
А । — зоне торможения коррозии
бетона при сжатии; А 1 - Bt и А В -
зоны интенсивной коррозии бетона
при высоких уровнях сжатия и рас-
тяжения
в ребрах, где под защитным слоем толщиной 20—25 мм располагалась
напрягаемая арматура. Разрушение бетона ребер было вызвано корро-
зией арматуры и, прежде всего, ненапрягаемого стержня диаметром
8 мм, расположенного под предварительно напряженной и имевшего
защитный слой толщиной от 0 до 12 мм, т.е. никак не зафиксированного
в проектном положении при бетонировании. Его коррозия была след-
ствием нейтрализации защитного слоя, который, оказавшись разрушен-
ным продуктами коррозии, уже не смог длительно защищать напрягае-
мую арматуру, к которой через трещины поступала дождевая вода, кис-
лые газы, кислород.
В результате на отдельных участках поверхности иреднапряженной
арматуры образовался слой ржавчины толщиной до 3 мм.
10.2. ТРЕЩИНЫ В БЕТОНЕ И ИХ ВЛИЯНИЕ НА ПРОЦЕССЫ
КОРРОЗИИ АРМАТУРЫ
Трещины в бетоне, облегчая доступ внешней среды к поверхности
арматуры, способствуют возникновению и развитию коррозии. Практи-
чески лишь в предварительно напряженных конструкциях и элементах
можно обеспечить работу бетона без раскрытия поперечных трещин.
Что касается конструкций с обычным армированием, то вопрос может
стоять только о допустимом раскрытии трещин, и чем меньше оно, тем
больше требуется стали. Таким образом, от ширины принимаемого при
расчете раскрытия трещин зависит металлоемкость и стоимость конст-
рукции. Поэтому при проектировании естественно стремление принять
максимальное его значение. Одним из ограничивающих эту тенденцию
факторов является необходимость обеспечить долговечность и надеж-
ность конструкции в эксплуатации, особенно при воздействии агрессив-
ных сред, вызывающих коррозию арматуры в зоне трещин. С развитием
норм проектирования вопрос о допустимом раскрытии трещин по
условию сохранности арматуры решается все более дифференцированно
в зависимости от двух основных факторов: вида н диаметра арматуры,
с одной стороны, и характера и степени агрессивности среды - с другой.
Описанный ранее механизм защитного действия бетона нуждается
в уточнении в случае наличия в нем трещин. Опыт и исследования пока-
256
зыпают, чк> и месте пересечения арматуры трещинами, образующимися
в растянута юпе бетона, сталь может подвергаться коррозии. Коррозия
начинается тем раньше и развивается тем быстрее, чем агрессивнее среда
и шире раскрытие трещины при прочих равных условиях. Однако при
разумных ограничениях обоих факторов коррозия затухает, не достиг-
нув опасной для конструкции степени. Степень же опасности коррозии
арматуры в трещине, очевидно, зависит от особенностей арматуры: попе-
речного сечения стержней и характера ее коррозиипншо шик деппя.
Влияние сечения пет нужды доказывать, поскольку ясно, что при оди-
наковой глубине поражения относительная потеря сечения тонкого
стержня больше, чем толстого. Коррозионное поведение арматуры крат-
ко изложено выше и заставляет с тем большим опасением относиться к
раскрытию трещин в бетоне, чем выше прочность арматуры, особенно
если она достигнута термическим упрочнением типа ”закалк'> + низкий
отпуск”.
Начало коррозии арматуры и ipemunc бетона связано с лок силой
денассивациеи ее в результате нарушения контакта стали с бетоном и
изменения условий, при которых обеспечивается стабильность пассиви-
рующих сталь пленок. Как и в бетоне без трещин, депассивация стали
происходит в результате либо понижения степени щелочности жидкой
фазы у поверхности арматуры, либо накопления активирующих ионов,
в частности, хлоридов.
Проницаемость трещин для кислых газов и агрессивных ионов намно-
го выше, чем бетона без трещин. Так, по данным [10.33], эффектив-
ный коэффициент диффузии углекислого газа в трещине бетона гшгри-
ной 0,2 мм равен коэффициенту диффузии его в воздухе, т.е. 0,14 смг/с,
что примерно на три порядка выше, чем в бегонах средней плотности
(поданным [10.3]).
По-видимому, примерно такое же соотношение должно быть и при пе-
реносе активирующих сталь ионов по диффузионному механизму, а при
капиллярном всасывании влаги трещинами скорость переноса еще более
увеличивается.
Проницаемость трещин не определяется однозначно шириной нх
раскрытия на поверхности конструкции. Известно, что вследствие хоро-
шего сцепления с бетоном арматуры периодического профиля трещины
сужаются по направлению от поверхности конструкции к арматуре тем
больше, чем меньше раскрытие трещин на поверхности и чем &эльше
растягивающее напряжение в арматуре [10.34]. По’данным Г.П. Вербец-
кого, в случае использования арматуры периодического профиля трещи-
на раскрытием на поверхности 0,05 мм может не достигнуть арматуры.
Вблизи поверхности арматуры она разветвляется на ряд микротрещин,
образуя зону разрыхления структуры бетона.
Первоначально раскрытие трещины с течением времени в зависимости
от условий эксплуатации могут уплотняться. В зоне разрыхления струк-
туры бетона микротрещииы при благоприятном влажностном режиме
уплотняются продуктами гидратации. То же наблюдается при фильтра-
ции воды, не агрессивной или слабоагрессивной к бетону, когда в трещи-
не откладываются карбонаты кальция, которые образуются в результа-
те реакции между гидроксидом кальция, диффундирующим в полость
трещины из бетона и углекислотой, содержащейся в воде. Самоуплот-
нению трещины при этом способствуют взвеси — частицы ила, глины,
ржавчины — за счет механической кольматации.
613- 17
257
В воздушной среде трешины могут постепенно заполняться частицами
аэрозолей и продуктами газовой коррозии бетона, например гипсом при
воздействии на конструкцию сернистого таза. По данным [10.33], при
значительном засорении трещины раскрытием 0,2 мм ее диффузионная
проницаемость для углекислого газа понизилась в три раза. Глубина кар-
бонизации бетона в трещине, согласно [10.33], пропорциональна квад-
ратному корню из ширины трещины и времени карбонизации. С увели-
чением прочности бетона глубина карбонизации его вдоль трещин возрас-
тает, что связано с уменьшением поглощающей способности стенок
трещин. В определенных условиях возрастающего с течением времени по
указанным причинам затруднения диффузии кислого газа в трещине у
поверхности арматуры за счет диффузии гидроксида кальция из бетона
может восстановиться высокая щелочность норовой влаги и соответст-
венно пассивность стали.
В условиях, не способствующих уплотнению трещин, но благоприят-
ных для нейтрализации бетона (например, воздушно-влажная среда, не
загрязненная существенно аэрозолями), наблюдается нейтрализация не
только стенок трещин, но и бетона в зоне нарушения контакта с армату-
рой вдоль ее поверхности. По нашим данным, при гладкой арматуре про-
тяженность этого участка достигает за два года нескольких сантиметров.
В дальнейшем она увеличивается несущественно. В случае арматуры пе-
риодического профиля нейтрализация бетона вдоль ее поверхности, как
правило, распространяется на значительно меньшее расстояние.
В связи с тем, что карбонизация бетона или диффузия к арматуре
активирующих ионов идет тем медленнее, чем меньше раскрытие тре-
щин, депассивация стали и начало коррозии арматуры раньше наблюдает-
ся в более широких трещинах. Это подтверждают как непосредственные
наблюдения, так и измерения потенциалов в частности при периодичес-
ком увлажнении образцов с трещинами пресной водой. Начало процесса
коррозии совпадает с падением потенциала на 200...300 мВ.
Если в трещину проникают активирующие сталь ионы, пассивность
нарушается быстрее, что видно по анодным поляризационным кривым
(рис. 10.2), полученным на образцах, которые сразу после образования
трещин были погружены в 0,1 и раствор NaCl и спустя 1 сут подверглись
поляризации. При этом прямой ход кривых не отличался от хода кривой
в образце без трещин. Более пологие кривые обратного хода свидетель-
ствуют об облегчении анодного процесса с увеличением раскрытия
трещин.
Возникающая разность потенциалов между соседними участками по-
верхности арматуры, активной в зоне трещины и пассивной за ее преде-
лами, делает возможной работу гальванической микропары. Ее эффек-
тивность будет зависеть, очевидно, от электропроводности бетона, т.е.
главным образом, его влажности. Естественно, что на активированной
поверхности арматуры будут работать и микропары. По-видимому, их
относительный вклад в развитие коррозионного поражения арматуры
может быть разным в зависимости от влажпосш и проницаемости бето-
на, а также стадии развития коррозии и связи с уплотнением трещин,
в частности, продуктами коррозии стали.
Наряду с упомянутой макропарой, которую можно назвать парой
дифференциальной щелочности, принципиально возможно участие в про-
цессе коррозии арматуры в зоне трещин бетона еще двух микропар:
258
Рис. 10.2. Кривые анодной поляризации
(обратный ход) стали в бетоне, погружен
ком в 0,1 н NaCl
1 — без трещин; 2-е трещинами шириной
0,1 мм; 3 - то же, 0,2 мм; 4 — то же,
0,4 мм; 5 то же, 0,6 мм; 6 — то же,
1 мм; 7 - открытая сталь
пары градиента напряжения и нары дифференциальной аэрации. В зоне
влияния трещины, где растягивающее усилие целиком воспринимается
арматурой, напряжение в ней выше, чем на соседних участках, где
сцепление арматуры с бетоном не нарушено и последний воспринимает
часть растягивающего усилия. Как известно [10.22], растягивающие
усилия способствуют смещению потенциала металла в отри да тельную
сторону, однако оно измеряется всего несколькими милливольтами,
если при растяжении нс достигается предел текучести. Поэтом) очевид
но, что пара градиента напряжения не имеет практическою значения.
В связи с усиленной аэрацией поверхности арматуры в месте про-
хождения трещины этот участок ее может стать катодом по отношению
к соседним, т.е. металл преимущественно будет растворяться вблизи
трещины.
Очевидно, что решающее значение в развитии коррозии арматуры в
зоне трещин имеет пара дифференциальной щелочности как по разности
потенциалов, так и по способности действовать в разных условиях
увлажнения и аэрации. Пара же дифференциальной аэрации может быть
эффективной лишь в случае, если доступ кислорода резко ограничен к
поверхности арматуры под бетоном вблизи трещины. Это возможно
когда плотный бетон насыщен водой, а трещина ею нс заполнена, т.е. во
время высыхания, если конструкция подвержена периодическому
увлажнению.
Судя но результатам 10-летних испытаний моделей железобетонных
балок [10.33], когда плотность распределения интенсивности коррозии
арматуры оказалась не зависящей от наличия и ширины раскрытия тре-
щин в бетоне прочностью 25 МПа при экспозиции в городской, промыш-
ленной и морской атмосфере, в таких условиях не возникает ограниче-
ния катодного процесса диффузией кислорода и, следовательно, малове-
роятно образование пар дифференциальной аэрации.
В общем необходимо признать, что наши представления о деталях
механизма коррозии арматуры в трешинах бетона носят пока чисто ка-
чественный характер. Соответственно очень приблизительно можно су-
дить о контролирующих процессах. Несомненно значение омического
контроля, когда из-за недостатка влаги тормозится работа любых мэкро-
н мпкропор Поэтому при эксплуатации в сухих условиях нет о<п....аний
ограничивать ширину раскрытия трещин из опасения коррозии армату-
ры. Очевидно также, что при постоянном и полном погружении конст-
рукции в воду происходит практически полное катодное торможение
коррозионного процесса вследствие значительного ограничения диффу-
зии кислорода как в порах бетона, так и в трещинах, заполненных водой.
259
Исследования Г.П. Вербецкого [10.19] доказали безопасность раскры-
тия трещин до 0,5 мм в таких условиях.
Возможности теоретического анализа и прогноза коррозии арматуры
в трещинах при эксплуатации конструкций в воздушно-влажных средах
и при периодическом или одностороннем увлажнении чрезвычайно огра-
ничены. Поэтому в настоящее время такие прогнозы строятся на изуче-
нии кинетики коррозионного процесса в целом.
Лабораторные исследования показали, что первоначально арматура в
зоне трещин раскрытием более 0,1 мм корродирует быстрее, чем незащи-
щенная сталь, как на воздухе, так и при периодическом увлажнении
(рис. 10.3). Большая первоначальная скорость коррозии стали в трещи-
нах по сравнению с незащищенной кроме влияния макронар объясняет-
ся тем, что у поверхности арматуры в эоне трещины бетона дольше сох-
раняется влага, чем на открытой поверхности стали. Через 1—2 года кор-
розия замедляется и тем больше, чем меньше раскрытие трещин.
В трещинах с малым раскрытием скорость коррозии арматуры стано-
вится меньше скорости коррозии незащищенной стали. Это можно
объяснить тем, что растущий в стесненных условиях слой ржавчины силь-
но уплотняется и начинает существенно ограничивать как анодный, так
и катодный процесс на поверхности арматуры в зоне трещин. Подобного
не происходит при коррозии незащищенной стали, когда образуется
рыхлая ржавчина.
В широких трещинах и при специфической агрессивности среды это
затухание коррозии может носить временный характер, так как проч-
ность бетона на растяжение в защитном слое может оказаться недостаточ-
ной для воспрриятия растущего давления со стороны слоя ржавчины,
произойдет раскалывание и отпадение защитного слоя бетона с после-
дующим ускорением коррозии арматуры и распространением ее вдоль
стержня. Практически такая опасность тем меньше, чем выше прочность
бетона и толще его защитный слой у арматуры [10.15].
Кратковременные испытания не могут служить надежной основой для
рекомендаций по допустимому раскрытию трещин и по другой причине.
Из данных табл. 10.3 видно, что вероятность возникновения коррозии в
трещинах малого раскрытия в короткие сроки может быть очень неболь-
шой, однако она существенно возрастает с течением времени.
Что касается интенсивности (глубины) коррозионных поражений, то
имеющиеся данные неоднозначны.
Из табл. 10.4 следует, что с увеличением раскрытия трещин от
0,05...0,1 до 0,2 мм средняя глубина поражения арматуры возрастает на
20—150%, а до 0,4...0,6 мм — на 50—300% в зависимости от условий
среды.
Сопоставляя данные табл. 10.4 и 10.5, можно утверждать, что в сроки
до двух лет преобладает слабое развитие коррозии в трещинах мини-
мального раскрытия. Это связано с тем, что коррозия в таких трещинах
начинается с запозданием, которое, как следует из табл. 10.5, может
достигать в отдельных трещинах и определенных условиях одного и двух
лет. С течением времени принципиально картина не меняется. В среднем
наблюдается отставание развития коррозии арматуры в трещинах малого
раскрытия.
В работе [10.33] установлен существенно важный факт малой зависи-
мости средней глубины поражений от ширины раскрытия трещин после
260
Рнс. 10.3. Кинетики коррозии арматуры (глубина язи, мкм) и зоне |рещни
а - в атмосферных условиях Москвы; б - при периодическом увлажнении образ-
цов; 1 - открытый стержень; 2, 3, 4, 5, 6 - ширина трещин (0,7; 0,4; 0,3; 0,2 и
0,1 лои соответственно)
Таблица 10. 3. Частота появления коррозии арматуры
в трещинах разного раскрытия
Ширина трещин, мм Число случаев возникновения коррозии, %, в условиях
в лаборатории при у = 80% в течение 1 года в цехе при у = = 70—90% в течение 1 года в цехах* при 7 = 70...90% в течение
1 года | 2 лет
0,05 0 30 8 50
0,1 45 40 27 75
0,2 70 90 100 100
0,3 90 — — —
0,4 70 100 — —
0,6 100 100 — —
* Атмосфера загрязнена хлористым водородом (0,005.-0,07 мг/л) и хлором
(0,001-0,07 мг/л).
Таблица 10.4. Соотношение глубины поражения арматуры
в трещинах наименьшего и наибольшего раскрытия
Раскрытие трещин, мм Соотношение глубины поражения в течение 1 года в условиях
в лаборатории при у = 80% цеха при у - 70„ .90%
наибольшее среднее наибольшее среднее
0,05-0,1 0,4.„0,6 1 1,9 1 1,7 1 2 1 1,9
261
Таблица 10.5. Глубина поражения арматуры в зоне
трещин бетона
Ширина трсщии, мм Средняя глубина поражения, мкм, в условиях
при 7 = 80% в течение 1 года цеха при 7 = = 70...90% в цехе в сечение в атмосфере в тече- ние 1 года
1 года 2 лет Москвы Красно- ярска
0,05 0 80 0 70 0 0
0,1 60 80 120 120 70 15
0,2 80 120 160 180 100 40
0,3 100 — — — 120 20
0,4 100 100 — — — 45
0,6 90 180 — — — 40
* Атмосфера загрязнена хлористым водородом (0,005 —0,07 мг/л) и хлором
(0,001-0,07 мг/л).
10 лет экспозиции образцов в атмосферных условиях города, промыш-
ленного района и морского побережья. Разница имеется лишь в частоте
случаев. Она, как и следовало ожидать, меньше в трещинах малого рас-
крытия (рис. 10.4). После 10 лет экспозиции почти не увеличился про-
цент трещин со средним значением глубины поражения < 0,01 мм по
сравнению с таковым при четырехлетием сроке. Причиной считается
постепенное засорение трещин и торможение диффузии СО2 в трещину.
Встречная диффузия Са (ОН) 2 из глубины бетона останавливает продви-
жение фронта карбонизации или даже частично восстанавливает щелоч-
ность в карбонизированной зоне. Таким образом, допускается сущест-
вование двух типов трещин, в которых карбонизация останавливается,
не достигнув арматуры, и в которых глубина карбонизации всегда боль-
ше толщины защитного слоя бетона.
С увеличением раскрытия трещин растет и частота случаев экстремаль-
ных значений глубины поражения (рис. 10.5) арматуры периодического
профиля диаметром 8 мм при защитном слое бетона толщиной
2,5...3,5 см в балках, расположенных снизу во всех местах экспозиции.
Автор исследования [10.33] считает, что следует ограничивать лишь %
трещин с интенсивной коррозией. При этом он учитывает 2 критерия: по
первому коррозия не должна приводить к недопустимому снижению ме-
ханических характеристик арматуры, по второму — вызывать образова-
ния трещин в бетоне вдоль арматурных стержней.
Представляется недостаточно обоснованной принятая при этом крити-
ческая средняя интенсивность коррозии 0,01 мм. По первому критерию
эта величина не может быть однозначной: она будет существенно боль-
шей для горячекатаной стержневой ненапрягаемой арматуры и тем боль-
шей, чем толще стержень. По второму критерию также нельзя ожидать
однозначности этой величины — имеется очень много опытных данных,
свидетельствующих, что при значительно большей глубине поражения
арматуры в зоне трещины признаков появления продольных трещин в
бетоне не было.
262
Рис. 10.4. Занисямость коррозионного пора-
жения арматуры глубиной более 0,01 мм
h от ширины трещин b
а - средние значения h; б — % общего чис-
ла трещин pch > 0,01 мм; в — ширина тре-
щин, мм (цифры у кривых - толщина
защитного слоя бетона, см)
Рис. 10.5. Плотность вероятности/поражений глубиной h >0,01 мм
а - для бетона без трещин, 14 точек; б - для трещин шириной 0,05 ... 0,15 мм,
8 точек; в — то же, 0,17. .. 0,23 мм, 26 точек; г — то же, 0,25... 0,3 мм, 25 точек;
д- то же, 0,33... 0,37 мм, 24 точки; е - то же, 0,4... 0,5 мм, 16 точек
263
2
2
ПРОДОЛЖИТЕЛЬНОСТЬ ИСПЫТАНИЙ, годы
Рис. 10.6. Развитие коррозии армату-
ры в зоне трещин бетона при перио-
дическом увлажнении пресной водой.
Бетой без добавок
В целом пока мы не располагаем достаточным количеством убеди-
тельных данных, чтобы пересмотреть обоснованный в работе [10.19]
подход к допустимому раскрытию трещин, который базируется на зату-
хающем характере коррозии арматуры при ограниченном раскрытии тре-
щин, учитывает особенности коррозионного поведения разных видов
арматуры и характер агрессивности среды.
Г.П. Вербецким [10.4] выполнены многолетние (более 10 лет) иссле-
дования закономерностей коррозии арматуры при периодическом
увлажнении с частотой 100 циклов в год образцов с трещинами разной
ширины раскрытия из бетонов различной проницаемости {В/Ц = 0,5 и
0,75), включая бетоны с добавками ингибитора коррозии стали нитрит-
нитрата кальция (ННК).
На рис. 10.6 показано развитие коррозии арматуры в трещинах в ука-
занном режиме увлажнения неагрессивной водопроводной водой. Каж-
дая точка — среднеарифметическое значение из 4...8 экспериментальных
данных. Как видно, при раскрытии трещин менее 0,2 мм коррозия после
2 лет перестает развиваться при максимальной глубине поражения
0,2 мм. При раскрытии трещин более 1 мм коррозия после 9 лет прч
глубине 1 мм продолжает развиваться со скоростью, практически равне л
скорости коррозии необетонированных стержней.
Зависимости (обобщенные) глубины поражения стержней от ширины
трещин приведены на рис. 10.7. Из этих кривых следует, что только при
раскрытии трещин свыше 1 мм прекращается возрастание интенсивности
поражения с шириной трещины.
Г.П. Вербецким из этих и других экспериментов сделаны следующие
выводы:
1. Коррозия арматуры возникает во всех трещинах раскрытием более
0,05 мм после некоторой продолжительности испытаний с вероятностью
возрастающей с увеличением раскрытия.
2. Существует некоторое зависящее от агрессивности воды и режима
ее воздействия пороговое раскрытие трещин, сверх которого коррозия
арматуры не затухает и развивается, как коррозия незащищенной стали.
Такое раскрытие, с учетом коэффициента запаса, может рассматриваться
как один из критериев опасности трещины.
3. Вид цемента практически не влияет на интенсивность коррозии
арматуры в трещине. Способность бетона защищать арматуру в трещине
возрастает со снижением В/Ц.
4. Коррозия арматуры в трещинах в воздушной среде с относительной
влажностью, близкой к точке росы, практически та же, что при периоди-
ческом увлажнении неагрессивной водой с частотой 100 циклов в гбд.
264
Рис. 10.7. Зависимость глубины пора-
жения стержней арматуры от шири-
ны раскрытии трещин. Цифры у кри-
вых - годы
Рис. 10.8. Развитие коррозии армату-
ры в зоне трещин бетона в атмосфе-
ре г. Тбилиси
5 При постоянном погружении в непроточную неагрессивную воду за
13 лет коррозии арматуры не обнаружено в трещинах любого раскрытия,
что связано, очевидно, с сохранением в глубине трещины повышенного
значения pH. В проточной воде интенсивность коррозии выражалась глу-
биной 0,2...0,3 мм за 13 лет, т.е. значительно ниже, чем при периодичес-
ком увлажнении.
6. В наиболее опасном режиме периодического увлажнения 3%-м
раствором хлористого натрия язвенная коррозия в трещин? х раскрыти-
ем 0,15.„0,2 мм за 1,5—2 года достигала глубины 1,2...1,5 мм. В трещи-
нах раскрьпием 0,3 мм за 7 лет язвы достигали глубины 2...3 мм.
Результаты опытов на образцах из бетона с добавкой 0,4 и 2% ННК,
хранившихся в атмосферных условиях г. Тбилиси (статистически обра-
ботаны данные по 555 трещинам раскрытием 0,05 . . 2 мм), позволили
получить уравнение регрессии, по которому построены графические
зависимости (рис. 10.8). Из них следует, что коррозия затухает во всех
случаях при раскрытии трещин до 1 мм практически полностью предель-
но за 13,1 лет (вычисленное значение) .
Серия экспериментов с периодическим увлажнением образцов водой,
содержащей ионы хлорида, сульфата и бикарбоната (всего 527 экспери-
ментальных точек), позволила получить уравнение регрессии и разрабо-
тать методику расчета допустимого раскрытия трешин.'Методика основа-
на на вычислении критической ширины, которая затем умножается на
ряд коэффициентов:
К] = 0,5 (отражает разброс реальных значений ширины раскрытия при
расчете с 95%-й обеспеченностью);
/С2 = 0,5 — коэффициент запаса для сооружений I класса капиталь-
ности;
Ki =0,5 -0,5 =0,25.
Для сооружений II и III классов величину А\ рекомендуется
умножить на коэффициенты соответственно 1,3 и 1,6.
Из уравнения регрессии можно вычислить максимальную глубину
коррозионных язв на арматуре и оценить потерю прочности либо допус-
265
каемое раскрытие трещины исходя из допустимой глубины поражения
арматуры. Г.П. Вербецкий считает полученную регрессию приемлемой
также для условий зоны капиллярного подсоса и воздушно-влажной
средь!.
В.И. Новгородским [10.14] были рассмотрены условия обеспечения
сохранности арматуры при кратковременном раскрытии под действием
полной нагрузки трещин в бетоне, которые должны закрываться после
снижения нагрузки до уровня длительной (2-я категория трещиностой-
кости). Такие конструкции обычно армируются высокопрочными ста-
лями, склонными нередко к хрупкому коррозионному разрушению.
Поэтому условием кратковременного раскрытия трещин для таких кон-
струкций является сохранение пассивного состояния арматуры, т.е. для
газовой среды - ограничение ширины и длительности раскрытия трещин
с учетом скорости нейтрализации стенок трещин.
Было предложено [10.3] разделить кислые газы при их действии на
бетон на три группы:
I — образующие в бетоне малорастворимые соли кальция (углекис-
лый газ, фтористый водород, фтористый кремний, фтористый ангидрид
и др.);
II — образующие слаборастворимые соли (сернистый и серный ангид-
рид, сероводород);
III — образующие хорошо растворимые гигроскопичные соли: А —
активаторы коррозии стали (хлористый водород, хлор, диоксид хлора,
пары брома, иода) и Б — не вызывающие коррозии стали в щелочной
среде бетона (оксиды азота, пары азотной кислоты и др.).
Очевидно, для газов I, II и III Б групп инкубационный период корро-
зии арматуры в трещине определяется продолжительностью нейтрализа-
ции стенок трещины на всю толщину защитного слоя. Для газов группы
III А необходимо учитывать, что диффузия активирующих ионов в глубь
бетона распространяется быстрее, чем движется фронт нейтрализации.
Исходя из того, что суммарная продолжительность кратковременного
раскрытия трещин не должна превышать продолжительности нейтрализа-
ции стенок трещины, получено уравнение:
где т0 - реакционная емкость бетона в относительных единицах; х — толщина за-
щитного слоя бетона, см; — эффективный коэффициент диффузии кислого газа
в бетоне, см2/с; DB — коэффициент диффузии газа в воздухе, см2/с; аТ - ширина
раскрытия трещин, см; с0 - концентрация кислого газа в воздухе в относительных
единицах; Л'п коэффициент извилистости стенок трещины; Кф - коэффициент
формы сечения.
Если известно тКр, то, увеличив вдвое толщину защитного слоя,
можно допустить 4-кратное увеличение кратковременного раскрытия
трещины. Не повышая толщину защитного слоя, можно увеличить рас-
крытие трещины, применив более проницаемый бетон. Однако это вы-
зовет ускорение нейтрализации бетона между трещинами.
Зависимость глубины карбонизации бетона и стенок трещин от диф-
фузионной проницаемости бетона для СО2 иллюстрируют кривые на рис.
10.9.
266
Рис, 10.9. Зависимость глубины карбониза-
ции от диффузионной проницаемости бе-
тона
КОЭФФИЦИЕНТ ДИФФУЗИИ УГЛЕКИСЛОГО
ГАЗА В БЕТОНЕ. СМ2/С
Рис. 10.10. Величина допустимого кратко-
нременного раскрытии трещин в конструк-
циях второй категории трещипостойкости в
зависимости от суммарной продолжитель-
ности раскрытия —
Таблица 10. 6. Кратковременное раскрытие трещин
Сумма лет раскрытия трещин за 50 лет служ- бы конструкции Категория требований к трещиностойкосги конструкции и (допустимое раскрытие, мм, трещин) при Dg =10л см2/с
1 . ! 0,2 | 0,04
0,1 2 (0,3)* 2 (0,2) 2 (0,1)
2 (0,15) 2 (0,1) 2 (0,05)
1 2 (0,15) 2 (0,1) 2 (0,05)
2 (0,1) 2 (0,05) 1 (0)
10 2 (0,1) 2 (0,05) 1 (0)
2 (0,05) I (0) 1 (0)
* Над чертой - для плоских плит, стеновых панелей, полок ребристых плит; под
чертой - для балок, колонн, ребер плит.
267
На рис. 10.10 изображены расчетные кривые зависимости допустимой
ширины кратковременного раскрытия трещин от его продолжительности
для толщины защитного слоя бетона 2,5 см при его реакционной емкос-
ти т = 50, концентрации углекислого газа с0 = 0,0003 и коэффициенте
диффузии его в воздухе DB = 0,14 см2/с.
В.Й. Новгородский предлагает ограничивать кратковременное рас-
крытие трещин в зависимости от толщины защитного слоя, проницаемос-
ти бетона и длительности кратковременной нагрузки (табл. 10.6).
В выполненной с нашим участием в работе С.Г. Васильева были полу-
чены результаты, показывающие, что уплотняющая пропитка бетона
некоторыми термопластическими продуктами — отходами нефтехими-
ческих производств, снижая проницаемость бетона для хлоридов, резко
замедляет коррозию арматуры в трещинах, образующихся в растянутой
зоне изгибаемых образцов (см. рис. 10.10).
10.3. ПОВЫШЕНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ПРИ ПРОЕКТИРОВАНИИ
И ИЗГОТОВЛЕНИИ КОНСТРУКЦИЙ
Основные правила проектирования. Долговечность железобетонных
конструкций, связанная с коррозией бетона и (или) арматуры, в боль-
шой степени зависит от качества проектирования, конструирования и
изготовления.
Первейшей задачей проектировщика является использование возмож-
ности уменьшения или исключения агрессивного воздействия среды пу-
тем дренажа агрессивных грунтовых вод, надежной канализации техно-
генных вод, протечек и проливов технических растворов, улавливания и
отсоса агрессивных испарений, газов и аэрозолей.
При проектировании существенно важно не допустить серьезных оши-
бок в оценке агрессивности среды и особенностей ее взаимодействия с
конструкцией, от чего зависит решение о достаточности мер первичной
защиты или необходимости во вторичной.
Суть первичной защиты состоит в том, что на стадии проекта в зависи-
мости от вида и степени агрессивности среды определяются конкретные
требования к бетону и его составляющим, включая добавки, по корро-
зионной стойкости, ограничению проницаемости, с учетом особенностей
технологии изготовления; соответственно решается выбор вида армату-
ры и армирования, ограничивается раскрытие трещин, назначается тол-
щина защитного слоя бетона и указываются способы ее обеспечения.
Если прогнозируется сильная степень агрессивного воздействия сре
цы, то меры первичной защиты конструкции, как правило, должны быть
дополнены мерами вторичной защиты — изоляции поверхности конст-
рукции, которые должны быть также тщательно выбраны с учетом осо-
бенностей взаимодействия конструкции со средой и возможности возоб-
новления их в процессе эксплуатации. По степени возрастания надежнос-
ти защиты можно расположить в ряд; лакокрасочные покрытия, оклееч-
ная листовая, пленочная изоляция иэ стойких непроницаемых полимер-
ных материалов, футеровочная изоляция. Особое место занимает уплот-
няющая пропитка бетона термо- и реактопластами, которая привлекает
вероятностью длительного защитного действия.
Современное развитие исследований в области долговечности желе-
зобетона представляет возможность шире использовать первичную защи-
ту конструкций, если допустить получаемую соответствующим расчетом
268
некоторую глубину повреждения наружных слоев бетона, без ущерба
эксплуатационной пригодности в расчетный период службы конструк-
ции. Расчетные подходы, учитывающие реакционную емкость ’’жертвен-
ных” слоев бетона конструкции, диффузионное сопротивление их или
образующихся продуктов коррозии (если последние сохрзняююя на
поверхности конструкции) , излагаются в гл. 8, 11.
Железобетонные конструкции как никакие другие способны выпол-
нять свое назначение, сохраняя эксплуатационную пригодность в течение
расчетного срока службы без существенных текущих затрат на ремонт
и восстановление. Однако реализация згой способности зависит от
адекватности учета взаимодействия конструкции и среды при проектиро-
вании и изготовлении ее, а также от фактической ситуации, складываю-
щейся в процессе эксплуатации, котда может оказаться более суровым,
чем предполагалось, воздействие среды или недостаточными мерами за-
щиты от нее.
Если ранее прогнозная оценка долговечности конструкции и способы
ее обеспечения базировались в основном на опыте, то в последние годы
все более развиваются расчетные методы такой оценки, накапливается
опыт их использования, обобщаемый национальными и международны-
ми исследовательскими организациями, такими, как РИЛЕМ, ФИП,
ЕКБ. В частности, Европейским комитетом по бетону (ЕКБ) составлен
обстоятельный обзор состояния вопроса долговечности железобетонных
конструкций [10.28].
Весьма плодотворным оказывается подход к прогнозу долговечности,
в котором реализуется дифференциация оценки двух самостоятельных
процессов: инкубационного периода, в течение которого действует защи-
та, замедление или пассивация (например, предшествующий началу кор-
розии арматуры процесс карбонизации бетона или накопления в нем хло-
ридов) и период развития непосредственно опасного процесса (напри-
мер, коррозии стали).
Основные усилия, естественно, в силу ранее рассмотренных облоя-
тельств (главными из которых можно назвать ненадежность прогноза
развития коррозии арматуры, практическую невозможность его сущест-
венного замедления, нарушение совместности работы корродирующей
арматуры с разрушаемым ею бетоном, малая ремонтопригодность конст-
рукций в таком состоянии) должны быть направлены на то, чтобы
максимально приблизить длительность инкубационного периода к рас-
четному сроку службы конструкции.
Эти усилия необходимо прикладывать на всех стадиях контроля дол-
говечности конструкции:
В процессе проектирования, когда должны быть выполнены требова-
ния, в соответствии с назначением и условиями службы конструкции,
включая требуемую надежность, удовлетворительную эксплуатационную
пригодность, достаточную долговечность;
в процессе изготовления, когда должен быть обеспечен должный конт-
роль соответствующих параметров долювечности конструкции, преду-
смотренных проектом, нормами и стандартами;
в процессе эксплуатации путем систематического наблюдения за сос-
тоянием конструкции и средств ее защиты, исключения не предусмотрен-
ных проектом и нормами воздействий на нее, своевременными и эффек-
тивными ремонтными мероприятиями.
П. Шиссль [10.27], отмечая, что в национальных нормах большинства
269
стран и международных стандартах регламентируется агрессивность сре-
ды к бетону без учета возможного воздействия ее па арматуру, проша-
гает следующие определения агрессивности среды, в которых учитывает-
ся коррозия арматуры.
Неагрессивная. Внутри помещений с относительной влажностью
постоянно ниже 70% (бетон без хлоридов). Постоянное и полное погру-
жение в воду.
Умеренно агрессивная (без хлоридов). Относительная влажность
постоянно выше 70%. Переменная влажность, но с небольшой частотой
существенных изменений, эпизодическая возможность выпадения кон-
денсата.
Агрессивная (без хлоридов). Частые существенные колебания влаж-
ности, частые конденсация или чередования увлажнения и высыхания
(сухой период способствует карбонизации, влажный — коррозии, если
карбонизация достигла арматуры. Опасность коррозии тем выше, чем
длиннее сухие периоды. Это означает, что в климате с преобладанием су-
хих периодов может потребоваться более высокое качество бетоноза-
щитного слоя, чем в климате с преобладанием влажных периодов).
Агрессивная (с хлоридами). Морские условия без прямого контакта
с морской водой. Слабое хлоридное воздействие в результате использо-
вания солей — антиобледенителей (зона распыления) в сочетании с не-
большой частотой изменения относительной влажности.
Сильноагрессивная. Сильное хлоридное воздействие (зона обрызгива-
ния хлоридсодержащей водой), частое увлажнение и высыхание. Среда
морской воды.
Исключительно агрессивная. Весьма сильное хлоридное воздействие
(например, частое обрызгивание горизонтальных поверхностей; воздей-
ствие хлоридсодержащих солей антиобледенителей).
При этом необходимо учитывать следующие аспекты:
а) опасность хлоридной коррозии существенно возрастает после кар-
бонизации бетона, поскольку первоначально связанные хлориды при кар-
бонизации освобождаются и увеличивают количество свободных агрес-
сивных к стали хлоридов,
б) в присутствии хлоридов реальную опасность представляют корро-
зионные макропоры, когда локализуются анодные и катодные участки
поверхности стали, так что коррозия может развиваться в таких частях
конструкции, где затруднен прямой доступ кислорода к арматуре. В не-
благоприятных условиях расстояние между локальными анодами и като-
дами может измеряться метрами;
в) как правило, все процессы ускоряются с повышением темпера-
туры,
г) при выборе состава бетона необходимо учитывать возможные в
будущем изменения условий среды, например как результат изменения
назначения здания.
При проектировании обязательно должен учитываться комплекс тре-
бований норм, определяющих безопасность, прочность и долговечность.
Обычно создаются специальные рекомендательные документы по проек-
тированию, отражающие, с одной стороны, специфику тех или иных кон-
струкций, а с другой — особенности среды и пути их учета в деталях кон-
струкции.
Очень многое зависит от подготовки и опыта проектанта, так как
никакие детально разработанные нормы не в состоянии учесть реального
270
многообразия условий службы и возможностей конструктивных ре-
шений.
Гем не менее, очень важно при проектировании долговечной конст-
рукции учитывать главные правила, основывающиеся па опыте и иссле-
дованиях. Оки касаются толщины защитного слоя, просвета между
стержнями арматуры и состава бетона.
В обзоре ЕКБ [10.28] приведены сведения из норм 11 стран но мини-
мальной толщине защитного слоя (табл. 10.7) бетона у ненапрягаемой
арматуры. В случае бетона на пористых заполнитенях среднее значение
толщины на 5 мм больше, чем для обычного бетона.
Таблица 10.7. Минимальная толщина защитного слоя
в конструкциях
Страна Национальные нормы Минимальный* защит- ный слой из
обычного бетона легкого бе Юна
СЕВ-ГДР Model Code, 1978 15-40 25
Австрия В4200,1979 15-20 20-25
Бельгия NBN В15-10.4,1979 20-40 25 45
Дания DS 411, 1976 10-40 —
Франция BALL 80, 1980 10-40 —
ФРГ DIN 1045,1978 15-35 20-40
Нидерланды VB 1974 10-50 15-55
Швеция BBK79 15-45 —
Великобритания CP110.1972 15-60 25 -70
США AC1 318-77 10-50 10-50
СССР 10-30 15-30
Среднее значение 15 40 20 45
* В зависимости от агрессивности среды без учета диаметра и вида арматуры,
крупности заполнителя.
Кроме минимального значения почти все нормы предусматривают
прямую зависимость толщины защитного слоя от диаметра стержня.
Для пучковой арматуры используется понятие эквивалентного диаметра
Ded ~ В где п ~~ число стержней в пучке. В некоторых странах имеют-
ся рекомендации по толщине защитного слоя в зависимости от макси-
мальной крупности заполнителя.
Для обеспечения надежного уплотнения бетона ограничивается мини-
мальный просвет между стрежнями в зависимости от их диаметра и
максимальной крупности заполнителя. Просвет по горизонтали варьи-
руется в пределах 20...25 мм, 1 ...2 диаметра стержня, 1 ...4/3 наибольшего
размера зерна заполнителя, либо эта величина плюс 10 мм. Просвет по
вертикали допускается меньшим, чем по горизонтали.
Обычно нормы ограничивают ширину раскрытия трещин тем больше,
чем выше степень агрессивности, однако последняя, как правило, опре-
деляется качественно и по-разному в разных странах.
По данным П. Шиссля [2.27], при хорошем качестве защитного слоя
271
коррозия не получает опасного развития даже в районе трещин с раскры-
тием до 0,3 мм. В силыюагрессивной же среде необходимы дополнитель-
ные меры защиты, которые в равной мере должны распространяться и на
бетон без трещин.
Необходимо обсудить другие факторы в связи с влиянием разных ви-
дов армирования на раскрытие трещин. С уменьшением диаметра стерж-
ней уменьшается раскрытие трещин и соответственно меньше опасность
образования продольных трещин, которые ослабляют сопротивление
отслаиванию защитного слоя.
Кроме того, раскалывающее усилие, развиваемое растущим слоем
ржавчины, тем меньше, чем тоньше стержень. С другой стороны, чем
меньше сечение стержня, тем больше относительная потеря его при кор-
розионном износе. Другим важным фактором являются затруднения
с надлежащими укладкой и уплотнением бетонной смеси при близкорас-
положенных тонких стержнях, что ведет к плохому качеству защитного
слоя.
Если все это учесть, можно сделать следующее заключение. Следует
добиваться ограничения раскрытия трещин правильным конструирова-
нием арматуры (диаметр и расположение стержней) , которое обеспечи-
вало бы надлежащее распределение бетонной смеси и уплотнение бетона.
При использовании сульфатостойких цементов с низким содержанием
трехкальциевого алюмината необходимо иметь в виду, что как диффу-
зионное сопротивление, так и реакционная емкость (способность связы-
вать хлориды) такого бетона будут ниже, чем бетона на обычном порт-
ландцементе. Как следствие, проникание хлоридов в первый бетон бу-
дет происходить быстрее, чем во второй при сравнимых составах и уров-
не прочности.
Существенно повысить сопротивление диффузии хлоридов в бетон
можно, используя шлакопортландцементы, и тем в большей степени,
чем выше содержание шлака. При этом также повышается сульфато-
стойкость бетона.
Необходимо учитывать только, что вследствие замедленной гидра-
тации шлако- и пуццолановые портландцементы требуют более длитель-
ного выдерживания для получения должного качества защитного слоя.
Кроме того, возможна более быстрая карбонизация бетонов на смешан-
ных вяжущих, а также пониженная морозостойкость, особенно в присут-
ствии солей-антиобледенителей, если содержание шлака в цементе превы-
шает 50%.
Те же взаимозависимости действительны как для природных, так и
для искусственных пуццоланических добавок. Однако положительное
влияние на сопротивление прониканию хлоридов у них проявляется в
меньшей степени, чем у шлаков.
Проблемы соле-и морозостойкости могут возникнуть при использова-
нии, например золы-уноса в количестве более 30% по массе цемента. Что-
бы компенсировать отрицательное влияние пуццолановых добавок на
скорость карбонизации, рекомендуется вводить примерно удвоенное ко-
личество их относительно заменяемого цемента. Не следует допускать
замены части цемента на гидравлические добавки, если испольэуе ся
шлакопортландцемент с большим содержанием шлака.
Требования к составу бетона, как правило, ограничиваются указанием
нижнего предела расхода цемента, который обычно связан с крупностью
272
заполнителя, и верхнего предела водоцементного отношения в зависи-
мости от степени агрессивности среды.
Водоцементное отношение оказывает решающее влияние на проницае-
мость бетона и его необходимо снижать, если возрастает степень агрес-
сивности среды. Для конструкций на открытом воздухе в зависимости
от конкретных условий водоцементное отношение следует принимать в
пределах 0,55...0,4.
Для защиты от коррозии содержание цемента имеет менее существен-
ное значение, чем водоцементное отношение при условии низкой прони-
цаемости, если может быть гарантирована удобообрабатываемосгь смеси.
Чтобы обеспечить достаточную реакционную емкость рекомендуется
расход цемента не ниже 300 кг/м3.
Ограничение содержания хлоридов в бетоне. В национальных рекомен-
дациях ограничения по содержанию хлоридов в бетоне не варьируют в
широких пределах АС1318 допускают максимум водорастворимых хло-
ридов (С1~) : 0,06% в бетоне с напрягаемой арматурой, 0,15% в железо-
бетоне, подвергающемся действию хлоридов, 1% в железобетоне, кото-
рый будет сухим или защищенным от влаги при эксплуатации, и 0,3%
для прочих железобетонных конструкций.
Британский стандарт СР ПО допускает содержание кислотораствори-
мого хлорида 0,35% для 95% результатов определения, если отдельные
результаты не превышают 0,5%. Эти значения базируются в основном на
проверке некоторых конструкций, в которых была обнаружена незначи-
тельная опасность коррозии, вызванная добавкой до 0,9% хлорида каль-
ция. Однако отмечены случаи коррозии при содержании менее 0,4% хло-
рида, особенно при неоднородном его распределении [10.25].
Нормы Норвегии, NS 3474, допускают 0,6% кислоторастворимого
хлорида для железобетона на обычном портландцементе и 0,002% при
использовании напрягаемой арматуры.
Коррозия напрягаемой арматуры вызывает большее опасение, чем
обычной в связи со склонностью ее к хрупким коррозионным разруше-
ниям, как было показано (см. гл. 7), к коррозионному растрескиванию,
коррозионной усталости.
В обзоре (10.26] предлагается на основе существующих данных огра-
шчигь допусшмое содержание кисло горастворимых хлоридов, опреде-
ленных но методу С114 ASTM, % по массе цемента:
для преднапряженного бетона — 0,08%;
дня обычного железобетона — 0,2%.
Для конструкции оооих видов, которые будут подвергаться действию
хлоридов, следует придерживаться минимального уровня хлоридов в
сме^и, чтобы, учитывая проникание извне, максимально отдалить мо-
мент достижения и;; критической концентрации в бетоне у поверхности
арматуры. Поэтому не следует добавлять хлориды в смесь, если сумма
их содержания в составляющих меньше установленного предела. В опре-
деленных условиях службы, таких, как у конструкций автостоянок, га-
ражей, в морской среде, на промышленных объектах, где присутствуют
хлориды, необходимы дополнительные меры защиты арматуры от кор-
розии.
Поскольку для развития электрохимической коррозии необходимы
влага и кислород в определенных условиях среды можно не опасаться
некоторого превышения рекомендуемых ограничений уровня хлоридов.
613 is
273
Таковыми являются условия ПОСТОЯННОЮ и полного погружения конст-
рукции в морскую воду, когда резко oi раничнвашся доступ кислорода.
В интерьерах зданий, когда бетон постоянно сухой, опасность коррозии
мала. В помещениях же, где эпизодически повышается влажность, таких,
как кухни, ванные, душевые комнаты, существует опасность коррозии,
так же, как в стенах из легких бетонов с облицовкой, выполненной
прежде, чем бетон высох.
Контроль содержания хлоридов в составляющих бетона необходим
еще и потому, что при проектировании трудно предвидеть возможные
изменения в использовании здания или производственной среды. Расче-
ты на сухость внешней среды могут ввести в заблуждение.
В обзоре [2.26] приводятся данные Стретфула о коррозии арматуры
плит проезжей части мостов, построенных в аридной зоне с годовой
нормой осадков 125 мм (Калифорния), большая часть которых вына-
ыет единовременно. В бетоне с добавкой 2% хлорида кальция через 5 лет
после постройки появились трещины и огколы, вызванные коррозией
арматуры, а через 10 лет мосты пришлось вывести из эксплуатации.
В конструкциях для хлоридных сред («гон следует изготавливать с
минимальным водоцементным отношением при оптимальной консистен-
ции смеси для достижения наибольшей плотности при укладке. Влияние
В/Ц и степени уплотнения на скорость проникания хлорид-ионов показа-
ны на рис. 10.11 и 10:12.
В основании опытов с ежедневным в течение до 830 сут наложением
солей-антиобледенителей на поверхность бт тонных образцов с фиксацией
глубины фронта критической концентрации (0,2% кислоторастворимых)
хлоридов Американским институтом бете на рекомендована минималь-
ная толщина защитного слоя мостовых плит 50 мм при В/Ц = 0,4 и 65 мм
при В/Ц = 0,45. В некоторых средах может потребоваться даже большая
толщина или дополнительная защитная обработка. Эти рекомендации
приложимы и к другим случаям воздействия хлорид-ионов и поперемен-
ного увлажнения и высушивания.
Очень важно обеспечить соответствие фактической толщины защитно-
го слоя требуемой по проекту. Должны учитываться допуски, метод воз-
ведения и уровень контроля.
Относительно роли трещин в развитии хлоридной коррозии арматуры
существуют 2 точки зрения. Согласно первой трещины ускоряют доступ
к арматуре агрессивных агентов среды, появление и развитие коррозии,
предоставляют место для отложения продуктов коррозии. Согласно вто-
рой коррозия в трещинах локализуется, пока не распространится на
участки без трещин вследствие хорошей проницаемости бетона для хло-
ридов. Таким образом происходит выравнивание коррозионных пора-
жений.
Разница точек зрения отчасти объяснима тем, что влияние трещин свя-
зано с их природой, шириной, глубиной и ориентацией Если трещина
перпендикулярна арматуре, протяженность поражаемого коррозией
участка не превышает трех диаметров стержня [10.24]. Трещина вдоль
стержня (как это может быть в результате, например, пластической усад-
ки) более опасна, так как приводит к значительно более протяженному
поражению арматуры и облегчает отслоение бетона.
Согласно нашим данным (см. гл. 7), в хлоридных средах раскрытие
расчетных трещин должно быть ограничено в зависимости от вида арма-
274
Рис. 10.11. Влияние водоцементного от-
ношения па проницаемость бетона для
хлоридов
Рис. 10.12. Влияние степени уплотнения
жесткой смеси па проницаемость бето-
на дли хлоридов
туры, особенно высокопрочной ввиду опасности хрупких коррозионных
разрушений.
Важно различи i ь контролируемые и неконтролируемые трещины. Пер-
вые могут быть предсказаны и рассчитаны исходя из геометрии сечения и
нагрузок. Для трещин, перпендикулярных главной арматуре, необходи-
мыми условиями контроля являются сечение стали, достаточнее для то-
го, чтобы она ие достигла предела текучести под нагрузкой, и сцепление
арматуры с бетоном (т.е. трещины возникают после твердения бетона).
Примерами неконтролируемого растрескивания являются трещины в
результате пластической усадки, осадки смеси или перегрузки. Они часто
бывают широкими и обычно вызывают беспокойство, особенно, если
развиваются. Однако их удается избежать правильным конструирова-
ванием и технологическими мерами, а если они неизбежны, то вызвать
их там, где они не опасны или могут быть легко заделаны, например изо-
лированы.
Правила производства работ. Составляющие бетона. Можно считать,
что все цементы на основе портландцементного клинкера пригодны для
изготовления долговечных конструкций.
При значительной сульфатной агрессивности обычно используют суль-
фатостойкие низкоалюминатные цементы, при реакционноспособных за-
полнителях — цементы с низким содержанием щелочей.
Цемент при перевозке и хранении должен быть защищен от воздейст-
вия влаги, ограничивается срок хранения.
От заполнителей требуется достаточная прочность и морозостойкость,
а также отсутствие недопустимого загрязнения органическими и неорга-
275
ничсскими веществами, размягчающимися или растворяющимися водой.
Опасным для арматуры Является загрязнение заполнителя хлоридами.
Оно может быть естественным (природным) или происходит прч их
перевозке и хранении. В последних случаях опасность для арматуры воз-
растает ввиду неоднородности хлоридного загрязнения бетона, как как
не все кристаллы могут раствориться за время нахождения в бетономе-
шалке. Более того, из-за случайного характера распределения соли в
партии заполнителя, загрязненным оказывается не каждый замес бетона.
Поэтому вызываемая таким загрязнением коррозия арматуры лока- *
лизуется случайным образом и, как правило, обнаруживает себя в луч-
шем случае ржавыми пятнами на поверхности конструкции, а нередко
хрупкими обрывами высокопрочных стержней в предварительно напря-
женных конструкциях [10.2]. Добавки не должны снижать долговеч-
ность бетона и способствовать коррозии арматуры.
Бетонная смесь. Смесь должна быть достаточно удобообрабатывае-
мой, чтобы было возможно полное уплотнение и совершенный контакт
бетона с арматурой при конкретных средствах уплотнения. Во избежа-
ние расслоения смеси в ней должно быть достаточно мелкого заполните-
ля и цементного теста.
Низкая проницаемость бетона достигается главным образом при ма-
лом количестве воды затворения. Необходимо иметь в виду, что часто
ограничение водоцеменгного отношения по требованиям долговечности
приводит к избыточной прочности бетона.
Смесь заполнителей должна иметь оптимальный гранулометрический
состав. Наибольший размер зерна должен соответствовать требованиям
перемешивания, транспортирования и укладки смеси и не превышать 1/4
наименьшего сечения конструкции, а большая часть зерен не превосхо-
дить просвета между стержнями арматуры и толщины защитного слоя.
Приготовление, транспорт и укладка бетона. Долговечность сущест-
венно более структурно чувствительная характеристика бетона, чем
прочность. Поэтому рекомендуется предварительное уточнение на проб-
ных замесах состава смеси, обеспечивающего требуемую степень уплот-
нения при достаточной однородности.
Нет необходимости доказывать важность тщательного дозирования
составляющих и контроля дозировочного оборудования, оперативного
учета влажности заполнителей, квалификации операторов, соблюдения
оптимального времени перемешивания и, минимального времени
транспортирования, защиты смеси от солнца, дождя, ветра. При сухой
теплой погоде смесь должна быть уложена не более чем за 1/2 ч, а при
холодной и влажной — за 1 ч.
Опалубка или формы должны быть достаточно жесткими и плотными.
Недопустимы деформации их под давлением бетонной смеси, приводя-
щие к утоньшению защитного слоя и вытеканию цементного теста, осо-
бенно в зоне расположения рабочей арматуры.
Во избежание расслоения не допускается сбрасывание бетонной смеси
с высоты более 1 м. Смесь должна укладываться слоями не толще 0,5 м
и тщательно уплотняться опытными бетонщиками.
С целью получения особоплотной структуры бетона полезно использо-
вать повторное вибрирование, которое, в частности, способствует удале-
нию пузырьков воздуха из-под горизонтальных стержней арматуры.
Перед бетонированием необходимо наметить положение рабочих
швов, располагая их в наименее ответственных местах конструкции, а че-
276
рез несколько часов удалить с их поверхности слой мягкого цементного
раствора сильной струей воды; перед Продолжением бетонирования по-
верхность шва должна быть промыта, высушена и покрыта слоем раство-
ра (бетона с заполнителем не крупнее 8 мм) толщиной несколько санти-
метров.
Недопустима распалубка конструкции до приобретения бетоном необ-
ходимой для этого прочности.
Выдерживание бетона. Долговечность бетона, особенно наружных его
слоев, существенно зависит от условий твердения, которые должны быть
влажными. Интенсивное испарение влаги и резкие изменения температу-
ры могуг привести к образованию поверхностных трещин.
Обычно требуется, по крайней мере, в течение недели поливать
поверхность бетона, избегая резкого охлаждения при похолоданиях или
испарения воды. Полезно укрытие полимерной пленкой или защитным
слоем из специальных пленкообразующих малопроницаемых компози-
ций. Допускается укрытие влажным песком, соломенными матами, бре-
зентом.
В дальнейшем бетонную поверхность защищают от солнечной радиа-
ции, сквозняков и мороза.
В специальных работах освещаются правила бетонирования в особых
климатических условиях, в частности, в сухом и жарком климате
[10.11], при низкой температуре и на морозе [1.10], при выполнении
которых возможно получить долговечные конструкции. Суть мероприя-
тий сводится к обеспечению минимальной потери влаги, исключению
резких перепадов температуры и, в частности, замораживания до пр юб-
ретения бетоном некоторой критической прочности.
При бетонировании массивных конструкций плотин, фундаментов и
т.п. сооружений важно исключить образование трещин в результате
разогрева массивов вследствие экзотермии процесса гидратации. Это
достигается использованием цементов с низкой экзотермией, медленно
твердеющих, сокращением их расхода, охлаждением составляющих
смеси, введением в нее дробленого льда, уменьшением размеров блоков
бетонирования, а также рядом конструктивных и технологических мер,
в частности теплоизоляцией опалубки и свободных поверхностей.
Дополнительная защита конструкций. Значительный опыт вторичной
(дополнительной) защиты железобетонных конструкций от хлоридной
коррозии накоплен в США.
В [10.26] описаны такие способы изоляции, как водонепроницаемые
мембраны из готовых пленок или жидких пленкообразующих составов,
уплотняющая пропитка полимерами, покрытия из полимербетонов, из
бетона на портландцементе с малой проницаемостью, достигаемой низ-
ким водоцементным отношением или введением латексов.
Некоторые особенности двух видов таких покрытий из цементных бе-
тонов излагаются далее.
Цементно-бетонные покрытия новых конструкций являются частью
двухстадийного строительного процесса. Покрытие может быть уложено
до затвердевания основного бетона или несколькими днями позже. В
последнем случае между ними необходима связующая прослойка. В пер-
вом случае экономится время и средства. Во втором может быть гаран-
тирован защитный слой и небольшие допуски из-за малого прогиба от
собственного веса покрытия; не возникает вопросов о порядке выпол-
277
нения работ, могут быть использованы материалы, обеспечивающие
наипучшие свойства покрытия, такие, как сопротивление прониканию
солей, износостойкость и сцепление.
Перед укладкой покрытия на затвердевший бетон применяется обра-
ботка песком или водоструйная обработка для удаления цементной
пленки и получения чистой здоровой поверхности. Па первой стадии
должны быть исключены пленкообразующие покрытия в связи с труд-
ностью их удаления. Распространенное прежде травление кислотой те-
перь используется редко из опасения загрязнения бетона хлоридами. Для
покрытий используется несколько видов бетона, включая стандартный
бетон, сталефибробетон. Чаще других используются 2 вида бетона: жест-
кий и латексно-цементный. Каждый подбирается по наименьшей прони-
цаемости для хлоридов. Успех использования жесткого бетона зависит от
качества материалов и квалификации рабочих.
Принимается минимальное водоцементное отношение (обычно около
0,32) и осадка конуса смеси не более 25 мм с использованием воздухо-
вовлекающих и водоредуцирующих или замедляющих добавок, что
определяет методы приготовления, укладки и выдерживания бетона.
На подготовленную поверхность основного бетона кистями или
щетками наносится непосредственно перед наложением покрытия клея-
щий слой раствора или цементного теста. Основной бетон, как правило,
не увлажняется. Смесь для покрытия готовится на месте в стационарных
мешалках принудительного действия или передвижных непрерывного
действия.
Для распределения, профилирования поверхности и уплотнения бето-
на используется специальное, рассчитанное на обработку жестких смесей
оборудование, более тяжелое и менее гибкое, чем обычные финишеры
с соответствующей мощностью вибраторов.
Проницаемость бетона для хлоридов определяется степенью уплотне
ния, которую часто контролируют с помощью радиоактивных плотноме-
ров по мере укладки бетона.
Влажное укрытие бетона производится так, как только возможно сде-
лать без его повреждения (обычно в пределах 20 мин после укладки) и
длится не менее 72 ч. Пленкообразующие покрытия не применяются не
только потому, что для более полной гидратации необходима дополни-
тельная влага, но для охлаждения, которое обеспечивает влажное укры-
тие, исключения усадочных трещин.
Отмечавшееся иногда нарушение сцепления было связано с некачест-
венной подготовкой поверхности или ранним высушиванием раствора.
Покрытие имеет склонность к растрескиванию, особенно в протяженных
конструкциях, хотя это характерно для всех жестких покрытий.
При введении в обычный бетон полимерных эмульсий (латексов)
помимо сростков гидратных новообразований в структуре обраэуютл
дополнительные полимерные связи, обеспечивающие получение доши-
вечности бетона с низким водоцементным отношением, хорошим сцеп-
лением и высоким диффузионным сопротивлением прониканию хло-
ридов.
Чаще других используются стирольно-бутадиеновые латексы в коли-
честве около 15% твердого вещества по массе цемента.
Технология получения покрытия из цементно-латексного бетона мало
отличается от таковой при жестких смесях. Принципиальное отличие
составляют:
278
1. Необходимость предвари!Р.льного увлажнения основного бетона не
менее чем за 1 ч до укладки бетона покрытия, чтобы замедлить образова-
ние пленки латекса в контактной зоне.
2. Отсутствие необходимости в специальном составе для сцепления
слоев, вместо которого щетками втираются порции бетона.
3. Специальные средства хранения и дозирования латекса.
4. Модифицированная латексом смесь имеет хорошую подвижность
и укладывается с помощью обычного оборудования.
5. Не требуется воздухововлекающих добавок для обеспечения моро-
зостойкости бетона.
6. Требуется сочетание влажного выдерживания для гидратации це-
мента и воздушной сушки для реализации пленкообразующей способнос-
ти латскаса. Примерный режим выдерживания сосиин из 24 ч увлажне-
ния и 72 ч сушки. Процесс пленкообразования латекса чувствителен к
температуре и резко замедляется при температуре ниже 13°С. Поэтому
требуется удлинение периода выдерживания. При температуре ниже 7°С
выполнять работы не рекомендуется.
Жаркая погода в связи с быстрым высыханием затрудняет укладку
такого бетона и вызывает усадочные трещины. Одним из решений
проблемы является укладка покрытия в ночное время. Представляет
опасность излишнее вовлечение воздуха при перемешивании. При общем
его содержании выше 6,5% снижается прочность па изгиб, на сжатие и
сцепление покрытия с основанием. При содержании воздуха более 9%
существенно растет проницаемость длч хлоридов. Когда необходимо
придание определенной юкстуры поверхности бегона, как, например,
ребристости дли улучшения сцепления колес транспорта, время этой опе-
рации является критическим.
При раннем текстурировании опасно оплывание ребер, а когда уже
образовались пленки латекса, поверхность покрытия получается рваной
и, поскольку планка не восстанавливается, часто происходит растрески-
вание.
С учетом стоимости материалов и низкой проницаемости покрытие
из такого бетона может быть тоньше, чем из жесткого бетона. Обычная
толщина ею 40. 50 мм. В опытах с покрытием меньшей толщины отме-
чалось растрескивание н отслоение. Наиболее распространенным не-
достатком является образование в покрытии усадочных трещин, боль-
шая часть которых, однако, не является сквозными и пока неясно,
уменьшают ли они продолжительность службы.
Параметры долговечности и их контроль при изготовлении конструк-
ций. Для решения задач о долговечности конкретных конструкций в
определенных условиях среды можно использовать ряд разработок. В
частности, имеется много данных о влиянии различных характеристик
бетона на скорость его карбонизации [10.3, 10.30, 10.32]. Решающую
роль играют количество и качество цементною камня. По данным
110.3], глубина карбонизации в естественных условиях отапливаемого
помещения пропорциональна водоцементному отношению при постоян-
ном составе цементно-песчаного раствора и близка к линейной зависи-
мости при переменном составе и постоянной пластичности смеси. Мане-
ром ] 10.31] получена близкая к линейной зависимости глубина карбони-
зации от В/Ц.
Данные разных авторов о влиянии состава бетона на скорость карбо-
низации существенно различны. Более того, скорость карбонизации бето-
279
нов формально одинакового состава, но изтоГбвлС'гГных в разных лабора-
ториях из различных материалов в одних и тех же условиях среды раз-
личается иногда более чем в 2 раза. Это связано с тем, что проницаемость
бетона не определяется однозначно его составом.
Глубина карбонизации обратно пропорциональна реакционной емкос-
ти (расходу цемента на 1 м3 бетона) и зависит от вида цемента, главным
образом, от содержания в нем основных оксидов, т е. портландце мент но -
го клинкера [10.21].
Существенно влияют на скорость карбонизации условия твердения бе-
тона. В опытах [10.3] пропаренные при температуре 70°С по режиму 5 +
+ 6 <• 5 ч бетоны карбонизировались в два раза быстрее, чем твердевшие
28 сут в нормальных влажных условиях.
Анализ показывает, что ввиду мнот ообрази» влияющих факторов па-
дежный прогноз развития карбонизации может быть сделан лишь по ре-
зультатам длительных или ускоренных испытаний бетона, изготовленно-
го по конкретной технологии. Отдельные же перечисленные выше зави-
симости, обобщенные в [10.12], имеют принципиальное значение и могут
быть использованы лишь при предварительном выборе состава и техно-
логии приготовления бетона.
В [10.3] изложены основы метода оценки долговечности железобето-
на в воздушно-влажных средах путем определения его диффузионной
проницаемости для углекислого газа на образцах, подвергающихся уско-
ренной карбонизации.
Для реализации рекомендаций по производству железобетонных кон-
струкций требуемой гарантированной долговечности необходимы опе-
ративные неразрушающие методы контроля ее параметров.
Параметрами долговечности конструкций в условиях воздушно-влаж-
ных сред являются толщина защитного слоя бетона и его диффузионная
проницаемость для кислых газов.
Если толщину защитного слоя как чисто геометрический параметр
возможно выдержать тщательной фиксацией арматуры в формах и про-
контролировать прямым измерением с помощью магнитного толщино-
мера, то проницаемость бетона в защитном слое обычно оценивается кос-
венно по испытаниям образцов бетона.
Нет нужды доказывать условность такой оценки и необходимость
создания способа неразрушающего контроля качества защитного слоя в
изделиях. Только такой способ может позволить выявить и оперативно
устранить недостатки технологии приготовления, укладки и уплотнения
смеси, а также режима ее твердения. Усовершенствование технологии за-
водского производства даст возможность выпуска изделий с гарантиро-
ванной долговечностью, величина и обеспеченность которой могут быть
заранее заданы.
Как показали исследования [10.20, 10.21], одним из гаких способов
может быть ультразвуковой контроль бетона при поверхностном про-
звучивании.
Для оценки проницаемости бетона, а следовательно, долговечности
железобетонных конструкций, необходимы достоверные сведеьшя о
структуре материала и реальной ее неоднородности. Эти сведения могут
быть получены при исследовании закономерности распределения в бето-
не ультразвуковых колебаний (УЗК). Для исследования структурных
характеристик бетона в защитном слое целесообразно использовать ме-
280
тод его поверхностного прозвучййлния при фиксированной установке
ультразвуковых преобразователей нй определенном расстоянии друг от
друга. Определение ультразвуковых параметров в достаточно узкой
области защитного слоя потволили исключить дополнительную погреш-
ность, вносимую внутренними слоями бетона, повысив. точность оценки
структурных характеристик.
Проницаемость бетона для углекислого таза характеризуется величи-
ной эффективного коэффициента диффузии (ЭКД), позволяющего с
учетом принятой толщины защитного слоя рассчитать длительность без-
ремонтной эксплуатации железобетонных конструкций в конкретных
условиях на основе известного закона изменения глубины нейтрализации
бетона:
г>‘о
те х — толщина нейтрализованного слоя иеюна, см; О' — эффективный коэффи-
циент диффузии углекислого газа в бетоне, см2/с; с - концентрация углекислого
газа в воздухе в относительных единицах по обзлму; Т — продолжительность воз-
действия газа иа бетон, с; т0 — реакционная емкость бетона или объема газа,
поглощенного единицей объема бетона.
При испытании такого неоднородного пористого материала, как бе-
' тон, скорость УЗК, пористость и ЭКД неоднозначно зависят от многочис-
ленных факторов (вида исходных материалов и их соотношения, техно-
логии изготовления, возраста бетона, его влажности и др.), что приводит
к наблюдаемой в эксперименте корреляции ’’скорость УЗК — порис-
тость” и ”ЭКД - пористость”.
Исследование указанных корреляционных зависимостей было прове-
дено на бетонных образцах различных составов, изготовленных по тех-
нологии, приближенной к условиям заводского производства плит по-
крытия промышленных зданий. Материалы для приготовления смесей:
портландцемент марки 400 Здолбуновского завода; щебень гранитный
фракции 5...20 мм Микашевского карьера (БССР) с водопотребностью
1%; песок речной с модулем крупности 2,25 с водопотребностью 7%.
Проницаемость бетона изменяли при варьировании водоцемептного
отношения от 0,4 до 0,55 с интервалом 0,05. Составы бетонных смесей
с осадкой конуса 2 см приведены в табл. 10.8. Для определения в ЭКД
образцы выдерживали в течение 16 сут в камере ускоренной карбони-
зации, после чего измеряли толщину нейтрализованного слоя (не окра-
шивающегося при пробе фенолфталеином).
Зависимость ’’скорость УЗК — ЭКД” исследовали на бетонных образ-
цах 4 серий размером 10x10x25 см (по 10 шт. в серии) из смесей соста-
вов, приведенных в табл. 10.8. Для оценки ЭКД по испытанию ультра-
звуковым методом скорость УЗК замеряли спустя 1, 3 и 2h сут нор-
мального хранения образцов после термообработки (табл. 10.9).
Полученные зависимости представлены на рис. 10.13. Между ЭКД
углекислого газа в бетоне и скоростью распространения в нем УЗК су-
ществует тесная зависимость. Анализ полученной зависимости выявил
превалирующую роль изменения водоцементного отношения. Увеличение
В/Ц приводит к росту общей пористости бетона, проницаемости для СО2
и снижению скорости УЗК. Изменение расхода заполнителей (в пределах
принятых составов смесей) лишь незначительно снижает корреляцию
из-за противоположного влияния этого фактора на скорость УЗК и ЭКД.
281
Таблица 10. 8. Характеристики исследованных составов
бетона
№ сос- тава Д/Д з Расход материалов, кг/м Средняя прочность в воз- расте 28 сут при нормаль- ном твердении после про- паривания, МПа
и П Щ В
1 0,4 495 595 1198 198 39,3
2 0,45 429 613 1217 193 35
3 0,5 370 694 1286 185 31
4 0,55 333 704 1294 183 26,5
Таблица 10.9. Результаты анализа экспериментальных
данных
Возраст бетона после термооб- работки, сут. Уравнение связи Корреля- ционное отношение Средняя квадратичес- кая погрешность оцен- ки ЭКД
абсолютное значение х хЮ4, см2/с %
1 D* = 149,563' - 5,895 +0,0582 0,974 0,163 9,9
3 D' = 188,514 - 7,388 + 0,0725 0,926 0,22 13,3
28 О' =336,373 - 12,722 + 0,1204 0,924 0,213 12,9
Средняя квадратическая погрешность определения ЭКД по данным
эксперимента не превышает 0,22-10“* см2/с, или 13,3%, что определяет
границу возможного использования ультразвукового метода оценки
ЭКД для бетонов с расчетной проницаемостью не ниже указанной вели-
чины.
Как показал эксперимент, оценка ЭКД по скорости УЗК, измеренной
в ранние сроки (1 и 3 сут после термообработки), по степени точности
не уступает определению ЭКД по скорости УЗК, измеренной в возрасте
28 сут нормального твердения после термообработки. Это дает воз-
можность прогнозировать значение ЭКД по ультразвуковому испытанию
пропаренного бетона в ранние сроки после термообработки на основе
предварительно полученных градуировочных зависимостей. Это имеет
большое практическое значение, так как позволяет организовать конт-
роль ЭКД при производстве изделий на заводе и, корректируя техноло-
гию, обеспечивать их выпуск с гарантированной долговечностью в агрес-
сивной воздушно-влажной среде.
Существующие методы определения проницаемости бетона, основан-
ные на испытании отдельных бетонных образцов, не позволяют оценить
ее изменчивость в изделиях. Это приводит к значительной погрешности
в расчете долговечности конструкций, поскольку свойства бетона в
образцах не всегда идентичны его свойствам в реальных изделиях. Све-
дения об изменчивости проницаемости бетона в изделиях могут быть по-
лучены косвенными методами. Наиболее тесна связь структуры бет на
с его акустическими свойствами, что позволяет определить зффекгив-
282
Рис. 10.13. Зависимость эф-
фективного коэффициента
диффузии СО2 в бетоне от
скорости распространения в
нем ультразвука через 1 сут
(1), 3 сут (2) и 28 сут (3)
после термообработки
ный коэффициент диффузии углекислого газа в бетоне по замерам ско-
рости ультразвука на основе предварительно полученной градуировочной
зависимости между этими величинами.
Методика прогнозной оценки долговечности железобетонных конст-
рукций [10.20] была усовершенствована с учетом фактической изменчи-
вости проницаемости и толщины защитного слоя бетона в реальных изде-
лияхи освоена в производственных условиях [10.21].
На основе анализа многочисленных замеров был принят нормальный
закон распределения глубины слоя нейтрализации бетона и толщины его
защитного слоя.
Задача обеспечения безопасности конструкций по признаку сохраннос-
ти арматуры может быть сформулирована в виде требования о выполне-
нии с некоторой вероятностью условия ограничения глубины нейтрализа-
ции бетона за расчетный срок службы конструкции областью защитного
слоя. Вероятность выполнения данного условия представляет собой ве-
роятность сохранности арматуры Р = 1 — И1, а величина W — вероятность
начала ее коррозии.
Исходя из условия совпадения но величине толщины •защппкно слоя
бетона R и глубины слоя нейтрализации S, рассматриваемых как случай-
ные независимые величины с нормальным законом распределения, ве-
роятность начала коррозии арматуры (наступления отказа) будет выра-
жаться :
PfR, S) = - [0,95 - Ф ( ---_Л) ] х
2 Oi
1 д-> — i ,96 Oi — a-i
x- [Ф (-2-------’----1----2-) +0,95],
2 O2
(10/
где a । и а2 и О1 и O2 — соответственно математические ожидания и средние квадра-
тические отклонения глубины нейтрализации и толщины защитного споя бетона,
полностью определяющие закон распределения этих случайных величин в случае
нормального их распределения.
Для определения вероятности возникновения коррозии арматуры за
расчетный срок эксплуатации конструкций достаточно знать математи-
283
ческие ожидания и средние квадратйЧеские отклонения толщины защит-
ного слоя бетона и глубины его Нейтрализации за этот срок. Определение
характеристик распределения толщины защитного слоя бе гона не вызы-
вает принципиальных трудностей. Характеристики распределения глуби-
ны слоя нейтрализации за расчетный период времени получают статисти-
ческой обработкой частных ее значений, рассчитанных по формуле
(10.1) на основе выборки значений эффективного коэффициента диф-
фузии, определенных непосредственно в бетоне конструкций.
Вероятность наступления отказа или обеспеченность конструкции в
каждом конкретном случае должна определяться последствиями перехо-
да через предельное состояние [10.17]. Поскольку повышение обеспе-
ченности всегда связано с увеличением первоначальных расходов на изго-
товление конструкции, направленных на достижение большего сопротив-
ления внешним воздействиям, значения обеспеченности для разных
последствий отказа должны отличаться друг от друга и соответствовать
некоторой допустимой величине, установленной нормативным путем.
Принятый нами отказ может быть классифицирован как отказ с чисто
экономической ответственностью, не вызывающий иных последствий,
кроме денежных издержек, связанных с проведением ремонтных работ
и в качестве нормативной принята минимальная обеспеченность соглас> э
[10.18] : Р = 1 — w = 0,9, откуда нормативная вероятность перехода че-
рез предельное состояние составляет w = 0,1. Тогда условие сохранности
арматуры за расчетный срок безопасной эксплуатации конструкций
может быть представлено в виде неравенства:
2 о2
х - [Ф ( -LZJ±9£°ir_a2) + 0,95] <0,1. (10.3)
2 о.
Работы по оценке потенциальной долговечности железобетонных кон-
струкций с учетом изменчивости параметров защитного слоя выполнены
на заводе железобетонных изделий Кобринского сельского строительно-
го комбината Сельстроя БССР. Оценивалась долговечность железобетон-
ных плит покрытия марки 2ПГ размером 1,5x6 м, предназначенных, для
эксплуатации в условиях среднеагрессивной воздушно-влажной среды
животноводческих зданий с повышенной концентрацией углекислого
газа.
Согласно [10.1], минимальный срок эксплуатации плит покрытия в
среднеагрессивной среде, соответствующий периодичности проведения
капитальных ремонтов, составляет 18 лет. По данным Минской санэпид-
станции, проводившей исследование среды животноводческих зданий в
БССР, средняя концентрация СО2 составляет 0,13% по объему. Значение
эффективного коэффициента диффузии D', обеспечивающее долговеч-
ность плит покрытия в данных условиях в течение 18 лет при минималь-
но допустимой толщине защитного слоя бетона 20 мм, определяли по
формуле (10.1). На основе испытаний диффузионной проницаемости бе-
тонных образцов различных составов по методике, изложенной в [10.3],
подобран следующий состав бетона с допустимой проницаемостью для
СО2: В — 175; 8 л; Ц — 351,5 кг; П — 686 кг; Щ — 1203 кг; добавка
УПБ -0,25%; ОК - 3 см.
284
Из бетона подобранного состава была изготовлена опытная пари.я
плит покрытия для выборочного контроля проницаемости и толщины
защитного слоя бетона. Проницаемость бетона конструкций для угле-
кислого газа определяли по замерам скорости ультразвука в продоль-
ных ребрах плит при поверхностном прозвучивапии прибором ’’'бе-
тон! 2” на основе предварительно полученной градуировочной зависи-
мости ’’скорость ультразвука — эффективный коэффициент диффу-
зии”. Толщину защитною слоя бетона в продольных ребрах замеряли
прибором ИЗС-10М.
По результатам испытания определяли характеристики распределе-
ния случайных значений толщины защитного слоя бетона и глубины ею
нейтрализации, приведенной к 18 годам по формуле (10.1) На осно
полученных данных вероятность нейтрализации защитою слои бето1и
на всю толщину за 18 лет, опредедяз.лая по формуле (10 2), составила
0,9, что значительно превышает допустимую. Расчет показывает, что пре-
дельно допустимая вероятность нейтрализации защитного слоя сущест-
вует уже после восьми лет эксплуатации.
Полученные характеристики распределения глубины нейтрализации
и толщины защитного слоя бетона представлены в табл. 10.10.
Таблица 10.10. Характеристики распределения глубины
нейтрализации и толщины защитного слоя бетона
плит покрытия
Случайная величина Математичес- кое ожидание, мм Среднее квадра тическое откло- нение, мм
Глубина нейтрализации за 8 лет эксплуатации 13,04 2,25
Глубина нейтрализации за 18 лет эксплуатации 19,57 3,13
Толщина защитного слоя бетона 19,75 3,28
На рис. 10.14 показаны функции плотности их распределения.
С целью обеспечения заданной долговечности конструкций с учетом
изменчивости основных ее факторов решением неравенства (10.3) отно-
сительно at при известных значениях а2, сч, о2 определено среднее значе-
ние допустимой глубины нейтрализации бетона за расчетный срок слу к-
бы, которая бы с 90%-й вероятностью обеспечила сохранность арматуры.
Рис. 10.14. Функции
плотности распределения
значений глубины ней-
трализации бетона и тол-
щины его защитного
слоя
1. Г - глубина нейтра-
лизации бетона за 8 лет
эксплуатации; 2, 2' -
то же, за 18 лет; 3, 3' —
толщина защитного слоя
бетона; эмпи-
рическая функция;
----- - теоретическая
функция
П,ШТ
285
По зависимости (10.1) рассчитано допустимое значение эффективного
коэффициента диффузии, после чего подобран состав бетона с соответст-
вующей проницаемостью для СО2: В - 177,6 л; Ц - 386 кг; 11 - 666 кг;
1Ц - 1190 кг; добавка УПБ - 0,25%; ОК - 3 см. Долговечность, рассчи-
танная по результатам испытания опытной партии конструкции, изготов-
ленных из бетона рекомендованного состава, оказалась не ниже тре-
буемой.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
10.1. Агаджанов В.И. Экономика повышения долговечности и корро-
зионной стойкости строительных конструкций. — М.: Стройиздат,
1976.- 112 с.
10.2. Алексеев С.Н. и др. Причина разрушения конструкций с терми-
чески упрочненной арматурой//Бетон и железобетон. — 1982. — № 9. —
С. 19-21.
10.3. Алексеев СВ., Розенталь Н.К. Коррозионная стойкость железо-
бетонных конструкций в агрессивной промышленной среде. — М.: Строй-
издат, 1976. - 205 с.
10.4. Вербецкий Г.П., Шаповалова В.Я., Саралидзе О.А. Метод расчета
коррозионной потери сечения стальной арматуры в трещинах железобе-
тонных конструкций//Сообщения АН ГрузССР, т. 136, № 3, 1989. —
С.118-124. z
10.5. СНиП 2.03.11—85. Защита строительных конструкций от кор-
розии. М., 1986. - 45 с.
10.6. Гузеев Е.А., Бондаренко В.М., Савицкий Н.В. Интегральный ме-
тод оценки напряженно-деформированного состояния железобетонных
элементов в случае воздействия агрессивной среды и силовой нагрузки//
НИИЖБ. — М.: Стройиздат, 1984.
10.7. Гончаров А.А., Гладков В.С. Влияние напряжения сжатия на мо-
розостойкость бетона//Бетон и железобетон. - 1969. — № 5. - С. 37-39.
10.8. Крылов В.В., Гладков В.С., Иванов Ф.М. Об оценке напряженно-
го состояния и разрушения бетона при замораживании//Бетон и железо-
бетон. — 1972. — № 8. - С. 39-41.
10.9. Мальцов К.А., Старицкий П.Г., Архипов А.М. О четвертом пре-
дельном состоянии по долговечности бетонных и железобетонных соору-
жений //Труды координационного совещания по гидротехнике. М., 1966,
вып.31. -С. 181-189.
10.10. Миронов С.А., Лагойда А.В. Бетоны, твердеющие на морозе. М.:
Стройиздат, 1975. — 265 с.
10.11. Миронов С.А., Малинский ЕЛ. Основы технологии бетона в
условиях сухого жаркого климата. — М.: Стройиздат, 1985. — 316 с.
10.12. Москвин В.М. и др. Коррозия бетона и железобетона, методы
их защиты. — М.: Стройиздат, 1980. — 336 с.
10.13. Москвин В.М., Подвальный А.М. Исследование коррозионных
процессов в нагруженном бетоне//Известия АСиА СССР, 1962, № 4. —
С. 16- 25.
10.14. Новгородский В.И. О допустимой ширине кратковременного
раскрытия трешин//Бетон и железобетон, 1984, № 7. — С. 41—42.
10.15. Подвальный А.М. — Влияние прочности бетона и толщины за-
щитного слоя на долговечность железобетона//Бетон и железобетон,
1969. №3. - С. 8-13.
286
10.16. Подвальный А.М. Стойкость бетона в напряженном состоянии
в агрессивных средах//Коррозия железобетона и методы защиты. - М
Стройиздат, 1969. — С. 14—43.
10.17. Ржаницын А.Р. Экономический принцип расчета па бсзопас-
ность//Строительная механика и расчет сооружений. 1973. № 3.
С. 3-5.
10.18. Судаков В.В. Контроль качества и надежность железобетонных
конструкций. — Л.: Стройиздат, 1980. — С. 168.
10.19. Москвин В.М., Алексеев С.Н., Вербецкий Г.П., Новгородс-
кий В.И. Трещины в железобетоне и коррозия арматуры. — М., Строй-
издат, 1971. — 168 с.
10.20. Урбанович И.Н., Алексеев С.Н. Оценка долговечности желез<
бетона с помощью ультразвука//Бетон и железобетон. — 1986. № 5.
С.8-11.
10.21. Урбанович И.Н., Алексеев С.Н. — Производство железобетона
заданной долговечности//Бетон и железобетон. — 1988. — № 2. — С. 37
39.
10.22. Эванс Ю.Р. Коррозия и окисление металлов. М., 1962. 885 с
10.23. Ярмаковский В.Н., Пчелкин С.И., Тябликов Ю.Е. Влияние пс
ременного напряженного состояния бетона на его морозостойкость//
Повышение стойкости бетона и железобетона при воздействии агрес-
сивных сред. — М.; Стройиздат, 1975. — С. 104—119.
10.24. Beeby A.W. Corrosion of Reinforcing Steel in Concrete. The
Structural Engineering (London), v. 56A, No. 3,1978, pp. 77-81.
10.25. Cornet I. Corrosion of Prestressed Concrete Tanks, Material
Protection, v. 3, No. 1, Jan. 1964, pp. 57—61.
10.26. Corrosion of Metals in Concrete Reported by ACI Committee
222, ACI Journal, January—February 1985.
10.27. Corrosion ot Stell in Concrete. State of the art report. Final
draft, RILEM Technical Committee 60—CSC ’’Corros. of Steel in Concr ”
apr. 1986-
10.28. Durability of Concrete Sturctures. State of the art report CEB
Bulletin d’Information N 148, Fevrier 1982.
10.29. Kennedy T.B. Tensile crack exposure tests of stressed reinfoi
ced concrete beams. Journal of the ACI, 1956, v. 27, N 10.
10.30. Kishitany K. Zement—Kalk—Gips, 1964, N 4.
10.31. Meyer A. The V International Simposium of the Chemistry
of Cement, Tokyo, 1968.
10.32. Meyer A., Wierig H.I., Husman K. Deutsche Ausschuss fur
Stahlbeton, Berlin, 1967, Heft 182.
10.33. Schiessl P. Admissible crack width in concrete structures.
Behaviour in service of Concr. Str. Coilog. — Liege.
10.34. Watstein D, Mathey R„ JACI, 1959, v. 31, N 1.
287
ГЛАВА 11. РАСЧЕТ СРОКОВ СЛУЖБЫ И ПРОГНОЗ
ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
С.Н. Алексеев, Ф.М. Иванов (СССР)
Вопрос о прогнозе сроков службы железобетонных конструкций,
эксплуатируемых в агрессивной среде, весьма сложен и не может быть
решен однозначно для всех случаев и условий взаимодействия среды и
бетона.
В настоящее время долговечность железобетонных конструкций обес-
печивается при проектировании оценкой степени агрессивности внешней
среды по характеристикам климата и ее химического состава в соответ-
ствии с показателями, принятыми в СНиП. Морозостойкость бетона наз-
начается в проекте с учетом особенностей увлажнения конструкций и в
зависимости от температуры, характеризующей суровость климата по
СНиП 2.03.01—84 или в соответствии с требованиями ГОСТ на отдель-
ные виды конструкций. Химические воздействия оцениваются по СНиП
2.03.11—85 в зависимости от состава и условий контакта агрессивной
среды и бетона, вида цемента и проницаемости бетона. В СНиП приняты
три степени агрессивности: слабая, средняя и сильная.
На основании оценки степени агрессивности назначаются способы
первичной защиты — придания длительной стойкости (долговечности)
бетону или указывается необходимость вторичной защиты конструк-
ций (изоляция бетона от соприкосновения с агрессивной средой). При
этом принимается во внимание срок службы конструкций, в течение
которого сооружение должно сохранять эксплуатационную пригодность
без существенных затрат на ремонт.
Кроме оценки степени агрессивности среды и стойкости бетон:', и
арматуры, в проекте назначаются определенные требования к коне руи-
рованию с учетом вида и марки арматурной стали (толщины защитного
слоя, ширины допустимого раскрытия трещин), что входит в рассмотре-
ние на второй стадии расчета срока службы — прогноза долговечности,
когда оценивается возможное влияние изменения размеров конструк-
ции, сечения арматуры, расчетных трещин в зависимости от агрессивнос-
ти внешних воздействий.
В СНиП при оценке степени агрессивности принят средний срок служ-
бы порядка 50 лет. Однако до настоящего времени общепринятого и
нормированного метода расчета железобетонных конструкций на долго-
вечность не существует. При оценке стойкости бетона в средах различ-
ной степени агрессивности принималось, например, что им соответствует
следующая скорость повреждения бетона, мм/год: слабая — 0,1...0,2;
средняя — 1; сильная — 10. Это, конечно, очень ориентировочные и
условные величины, так как коррозия бетона идет с непостоянной ско-
ростью и фронт коррозии может быть расплывчатым, т.е. деструктивные
процессы могут идти в объеме материала, а не только на его поверх-
ности.
Общая методология прогноза сроков службы бетона рассматривается
в работах [11.7, 11.21, 11.23, 11.25]. С целью облегчить прогноз сроков
службы строительных материалов создаются стандарты на методы уско-
ренного определения коррозионной стойкости различных материалов
[11.13, 11.24]. Рекомендуемая в [11.25] практика прогноза сроков
288
службы бетона в конструкциях зданий и сооружений предусматривает
следующие этапы (рис. 11.1):
1. Устанавливаются эксплуатационные требования и критерии повреж-
дений.
2. Устанавливаются критические характеристики эксплуагационн. л
пригодности материала, а также ожидаемый вид и пределы факторов
повреждения — деградации материала.
3. Устанавливается ожидаемый вид и размеры фактора повреждений.
4. Принимаются характеристики материала, для которого дается
прогноз срока службы.
5. Должен быть известен возможный механизм повреждения.
6. Устанавливаются методы ускорения старения, подобного старенью
в эксплуатационных условиях..
7. Приводятся эксплуатационные требования при испытании.
8. Осуществляется проектирование и проводятся предварительные
испытания, чтобы вызвать быстрое повреждение и установить механизм
повреждения.
9. Проводятся испытания по п. 6 при менее сильных воздействия;-.,
чтобы установить соотношение между суровостью условий и скоростью
разрушения или потери эксплуатационной пригодности.
10. Проводятся длительные испытания в эксплуатационных <ви . .
11. Сравниваются виды разрушений, полученных при эксплуатации и
при прогнозных испытаниях срока службы.
12. Решается вопрос об идентичности механизма изменений при прог-
нозных испытаниях и в эксплуатационных условиях.
13. Разработка математической модели повреждения и сравнение ско-
рости изменений в прогнозных испытаниях и с испытаниями в натуре.
14. По данным этапов 8, 9 и 10 подготавливается модель, которая
должна содержать соображения о механизме разрушения и о комбинаци т
факторов разрушения.
Рис. 11.1. Схема операций по прогнозу срока службы
бетоиа в сооружении [11.25]. Значения индексов да-
ны в тексте
613 19
289
15. Прогнозируется срок службы.
16. Оформляются данные.
Из этой схемы следует, что подготовка математической модели кине-
тики процесса невозможна без четкого представления о механизме про-
цессов экспериментальных данных, характеризующих влияние различ-
ных факторов на кинетику процессов и проверки достоверности методо-
логии прогноза в натурных условиях. Если учесть, что коррозионные
процессы с трудом моделируются во времени и требуют длительных
испытаний, становятся понятными трудности разработки обоснованного
метода прогноза сроков службы железобетонных конструкций. Мы счи-
таем, что проблема во всем ее многообразии может быть решена мето-
дом постепенного приближения, при котором сначала решаются частные
задачи расчета кинетики для наиболее простых агрессивных веществ и
условий взаимодействия, для которых накоплен значительный экспери-
ментальный материал, а затем уже разрабатываются более сложные за-
дачи.
Вопрос о методологии прогноза сроков службы бетона в сооружениях
исследовался и в СССР. Предложения о количественной оценке кинетики
коррозионных процессов, возникающих при контакте жидких агрессив-
ных сред с бетоном [41.2, 11.7], основывались на анализе природы кор-
розионных процессов. Устанавливалось, что интенсивность коррозион-
ных процессов определяется интенсивностью проникания агрессивных
компонентов внешней среды в поровую структуру бетона. Движение
агрессивной среды от внешней поверхности в глубь бетона осуществ-
ляется под действием следующих сил: гидростатического давления, мо-
лекулярной диффузии и капиллярности, действующих индивидуально
или совместно. Такая классификация действующих сил, побуждающих
движение агрессивной среды в бетоне, позволяет для стационарных усло-
вий осуществлять количественные расчеты величины потока агрессивно-
го вещества через поверхность бетона и оценку его влияния на состояние
бетона во времени для некоторых простых граничных условий. Для
газовой среды количественный прогноз был дан в работах [11.8, 11.16]
и кратко рассматривается далее (разд. 11.6) .
Использование физико-химических закономерностей кинетики кор-
розии позволяет рассчитать количество агрессивного компонента, про-
никающего в бетон и после экспериментального определения последст-
вий такого проникания, т.е. изменения прочности или других техничес-
ких свойств бетона, назначить предельные параметры коррозионного
процесса, при которых свойства бетона в течение заданного срока служ-
бы изменяются в допустимых пределах.
На основе этой методологии разработаны упрощенные инженерные
расчеты сроков службы бетона в условиях коррозии выщелачивания,
кислотной коррозии, сульфатной коррозии и даны некоторые предложе-
ния по назначению требований к бетону по морозостойкости для задан-
ного срока службы. Параллельно рассматривается подход к прогнозу
долговечности бетона в агрессивных условиях на основании работ [11.8,
11.10 и др.].
Расчеты сроков службы железобетонных конструкций на основании
данных о скорости процесса карбонизации защитного слоя бетона у
арматуры см. в гл. 8.
Расчет сроков службы является также экономической задачей, так
290
как основная его цель — определение оптимального варианта при мини-
мальных расходах.
К вопросу о прогнозе сроков службы бетона в конструкциях сле-
дует подойти с учетом определенных инженерных соображений. Прежде
всего следует иметь в виду, что проектные сроки службы сооружений
задаются в определенных пределах, практически от временных сооруже-
ний со сроком службы 5—10 лет до длительно стойких, срок службы ко-
торых может в большинстве случаев ограничиваться 50—100 голами,
и только для отдельных видов сооружений целесообразно проск тиро-
вать неограниченно длительный срок службы. Следовательно, сроки
службы сооружений будут различаться в 5-20 раз. Это упрощает задачу,
так как позволяет ограничить интервалы времени, в которых должны
быть действительны зависимости для прогноза сроков службы. Можно
также надежно и обоснованно принять, что для практических целей впол-
не достаточна точность прогноза ±10%. С этих позиций можно рассматри-
вать и требования к математическим моделям и используемым в них
коэффициентам.
Не имея достаточных данных для создания обобщенной теории кор-
розии во всем многообразии коррозионных процессов, которая позво-
ляла бы решать задачи прогноза кинетики коррозионных процессов раз-
личных видов бетона и железобетона в разных средах и при разных усло-
виях контакта, далее рассматриваем некоторые, в настоящее время
достаточно разработанные конкретные примеры прогноза сроков служ-
бы бетона и стальной арматуры в конструкциях. Накопление таких част-
ных примеров создает основу для создания в дальнейшем более общего
расчетного аппарата.
При этом следует иметь в виду, что первая и главная задача расчета —
достаточно надежно определить возможность эксплуатации конструкции
без специальной (вторичной) защиты, изолирующей от окружающей
среды, так как такая защита сразу весьма существенно удорожает конст-
рукцию и, как правило, не обладает стойкостью на весь срок эксплуата-
ции. Ремонт железобетонных конструкций и их антикоррозионной защи-
ты в процессе эксплуатации зачастую невозможен и, во всяком случае,
не экономичен [ 11.22]. Для тонкостенных конструкций, подпер! .нощпх-
ся действию кислых газов или кислых или других сред, при которых раз-
рушение бетона идет послойно от поверхности в глубь бетона, при наз-
ванных сроках службы с определенным коэффициентом запаса (/С ~ 2)
может быть принята безусловно безопасная и допустимая степень
повреждения не более 0,1 мм/год. Повышенная скорость разрушения,
примерно 1 мм/год, является для постоянных сооружений также безус-
ловно недопустимой. Следовательно, практически интервал расчетных
скоростей разрушения будет изменяться всего в 10 раз.
На первом этапе для частных решений полезны приближенные мето-
ды, область применения которых не должна, однако, трактоваться рас-
ширительно [11.9] ввиду искажения кинетических зависимостей из-за
неучета существенных факторов и их изменения во времени.
В данной книге авторы стремились привести примеры расчета, пред-
ставляющие практический интерес, и их обоснование в форме, пригод-
ной для использования в практике проектирования. Дальнейшее накоп-
ление данных о состоянии сооружений в различных условиях и результа-
ты исследований кинетики коррозионных процессов в новых и сложных
агрессивных средах позволят развить предлагаемые примеры и их мате-
матическое обеспечение.
11.1. ВЫЩЕЛАЧИВАНИЕ ИЗВЕСТИ ПРИ ФИЛЬТРАЦИИ
ВОДЫ ЧЕРЕЗ БЕТОН
Расчет допустимого повреждения бетона за срок службы в условиях
коррозии I вида может проводиться по общей схеме. Должны быть из-
вестны или заданы условия коррозионного процесса. Необходимо знать:
условия фильтрации, величину напора и толщину конструкции, коэффи-
циент фильтрации бетона, расчетный срок службы сооружения. По
экспериментальным данным и обобщению результатов исследований,
например по графику рис. 5.5, может быть принято количество воды,
вызывающее вынос определенного количества гидроксида кальция
(везде в дальнейшем расчеты ведутся на СаО), или должны быть экспе-
риментальные данные, характеризующие кинетику выщелачивания в ви-
де данных о концентрациях гидроксида кальция в фильтрующей воде в
зависимости от вида цемента, что может характеризоваться средней ве-
личиной концентрации за срок фильтрации (срок службы). Важным по-
казателем для расчетов является суммарное количество гидроксида
кальция, удаление которого допустимо без существенного нарушения
прочности бетона.
Экспериментальные данные для назначения предельно допустимого
выноса гидроксида кальция весьма ограничены. Трудность заключается
в том, что в большинстве случаев в реальных условиях фильтрация через
бетон идет по отдельным сосредоточенным путям, а не равномерно
все сечение бетона. Наглядно это видно в испытаниях на водонепроницае-
мость образцов при высоком давлении [ 11.5].
Основываясь на данных о содержании свободного гидроксида кальция
в цементном камне, а также на данных, приведенных в [5.17, 5.51], мож-
но считать, что после выноса примерно 10% гидроксида кальция начи-
нается быстрое падение прочности бетона с увеличением количества
выносимого СаО. Рассмотрим простейший способ подсчета сроков служ-
бы бетона при выщелачивании гидроксида кальция. Ход расчета следую-
щий: определяется количество выносимого гидроксида кальция (в сред-
нем за время службы) единицей объема воды, профильтровавшей через
бетон, вычисляется количество воды, которое пройдет через единицу
объема бетона в течение единицы времени (года) и общее количество
гидроксида кальция, которое допустимо к выносу из единицы объема
бетона данного сооружения. Из этих данных определяется срок, в тече-
ние которого зто произойдет, т.е. срок безопасной службы сооружения
Сделаем зто для большей наглядности па численном примере.
Введем следующие обозначения <7ИЗВ — количество извести (СаО),
которое может быть удалено из единицы объема бетона без потери им
основных эксплуатационных свойств, прежде всего, прочности, г/см3;
И.6 количество воды, фильтрующей в единицу времени через единицу
объема бетона (объемная скорость воды), см3/(см3 с);Сизв — средняя
концентрация извести в воде за время службы конструкций; т — продол-
жительность фильтрации воды до достижения выноса <7ИЗВ, равная без-
опасному сроку службы сооружения
Т ~ ^изв/^об Цгзв"
При этом <?изв может быть определено на основании данных о составе
бетона и при заданном допустимом проценте выщелачивания извести К,
292
который может быть принят равным 10% (см. рис. 5.2 и 5.3) с опрсдс
ленным коэффициентом запаса. Тогда
^изв ~К^а’
где Ц - содержание цемента, г/см3 бетона или кг/л (принимаем Ц = 0,3); а — со-
держание СаО в цементе доли единицы (для портландцемента может быть принято
0,63).
Допустимое количество извести, которое может быть растворено и
вынесено из бетона конструкции в расчете на единицу объема (I см3),
будет равно
<7ИЗВ = 0,1 • 0,3 • 0,63 = 0,0189 г/см3.
Если считать, что выщелачивание идет постепенно при полном насы-
щении воды гидроксидом кальция, т.е. С„.,ь будет = 1,2 г/л, или
0,0012 г/см3,то
щ,зв 0,0189
т = =-----------= 15,8/Коб,
К-С V 0 0012 ' оо
гоОсизв ’o6u,uulz
5,1 • 10“ 7
или в годах г = —-----— .
^об
Если выщелачивание идет с постепенным изменением концентрации
СаО, необходимо принять среднюю концентрацию за период выщелачива-
ния, что может быть сделано по экспериментальным данным или может
быть принято С - 0,6 г/л с учетом данных табл. 5.2.
Так как -А'л Л///, где ДЯ = H/L — градиент шшора, требуй—,аЯ к
проницаемости бетона удобнее представить в виде предельно допустимо-
го коэффициента фильтрации бетона
Кф= Е)б/Д//0,1 МПа.
Так, при напоре Н = 0,1 МПа и толщине конструкции 0,5 м
ДЯ = 10/0,5 = 20.
В нашем примере для срока службы 100 лет получим:
К. = -11 ’ *°’7 ; Ал. = -*°- = 2,55 • 10 *° см/с.
Ф т-ДЯ Ф 100-20
Хотя такие расчеты и приближенны, они позволяют оценивать требо-
вания к водонепрошщаемости бетона для конкретных сооружений.
Мы специально подчеркиваем необходимость использования эксперимен-
тальных данных для обоснования расчета допустимых коэффициентов
фильтрации и сроков службы сооружений, так как большое число допу-
щений и сложность процессов коррозии не позволяют достаточно надеж-
но пользоваться функциональными зависимостями, основанными на
использовании общих закономерностей диффузии.
293
В качестве примера возможной опасности коррозии I вида для дли-
тельной устойчивости сооружений приведем выполненный для конкрет-
ного сооружения расчет возможного выщелачивания извести из бетона
тоннельной обделки.
Как известно, тоннельные обделки — весьма ответственные конструк-
ции со сроками службы не менее 100 лет, поэтому обоснование требова-
ний к степени проницаемости бетона для них, гарантирующей длитель-
ную безаварийную работу, имеет важное практическое значение.
Расчет состоит из ряда операций. Прежде всего, необходимо уточнить,
что должно быть определено: срок службы данной конструкции или до-
пустимый коэффициент фильтрации — водопроницаемость бетона при
заданном сроке службы. В нашем примере задана продолжительность
эксплуатации в 100 лет до капитального ремонта или реконструкции,
и следует определить требования к проницаемости при толщине бетон-
ной обделки L = 20 см. Допустимое количество выщелоченной извести
из тоннельной обделки при разной ее толщине определяется в зависимос-
ти от содержания цемента в бетоне и принятого процента допустимого
удаления извести без потери бетоном эксплуатационных свойств. Как
было указано выше, это количество может быть принято равным 10%,
а = 0,1. Тогда в расчете на бетон, содержащий цемент Ц = 350 кг/м3 —
0,35 г/см3:
^изв ~ Ка^ ^изв =0,63 -0,1 -0,35 г/см3 =0,022 г/см3,
где К - содержание СаО в цементе в долях единицы по массе может быть принято
К = 0,63.
Следующая задача состоит в определении количества воды, которое
должно пройти через бетон, чтобы удалить зто количество СаО. Количест-
во воды может быть приближенно определено по рис. 5.5 или исходя из
предположения о средней концентрации СаО в фильтрующей воде. Эта
концентрация, как уже указывалось, может быть принята или равной
1,2 г/л как для насыщенного раствора, что на начальной стадии фильтра-
ции близко к действительности, или порядка 0,6 г/л. Таким образом,
допустимая проницаемость может быть рассчитана в пределах от макси-
мально допустимой до вдвое меньшей, что при известных значительных
колебаниях в проницаемости бетонов допустимо.
Количество воды, которое должно пройти через бетон, определяется
расчетом по количеству извести, которое должно быть удалено из объе-
ма бетона по пути фильтрации. Расчет ведется на 1 см2 площади сечения
конструкции, перпендикулярно к направлению фильтрации. Тогда объем
бетона, подвергающегося выщелачиванию, будет равен L, где L — толщи-
на конструкции. В нашем примере L = 20 см.
Количество извести равно:
бизв = КаЦ£ = °>63 ’ О-1 ’ °>35 ' 20 = °>44-
Количество воды, которое должно профильтровать через бетон для
выноса этого количества извести Ив = 0,44/0,0012 = 367 см3 при расчет-
ной концентрации растворяемой извести 1,2 r/л и 712 см3 при концент-
рации 0,6 г/л.
Допустимый предельный коэффициент фильтрации бетона будет
294
Кл, = V/tL =------------------= 5 10-9 см/с.
Ф 1UO • 86400-365 20
Проведенные но згой методике расчеты для практически реальных
условий коррозии первого вида показывают, что для предела сроков
службы возможного содержания цемента в бетоне, толщины конструк-
ций, градиентов напора и концентрации СаО в фильтрующей воде, прак-
тический интерес для расчетов будут представлять бетоны с коэффициен-
тами фильтрации в пределах 10 ... 10’10 см/с. При больших коэффициен-
тах фильтрации бетон будет быстро терять опасное количество извести и
соответственно прочность. При меньших он будет длительно стоек. Эти
ограничения облегчают задачу назначения проектной проницаемости бе-
тона в пределах этого интервала и возможность построения номограмм
для приближенных расчетов, в то же время удовлетворяющих практичес-
ким требованиям.
Широко распространены конструкции, которые при эксплуатации
подвергаются действию дождевой воды. В таких условиях возможно
растворение и вынос гидроксида кальция из поверхностного слоя бетона.
Степень опасности этого процесса может быть оценена расчетом по анало-
гичной методике на основании практических данных об условиях смачи-
вания конструкции и се размерах.
11.2. ДЕЙСТВИЕ КИСЛОТНА БЕТОН
Возможность расчета сроков службы бетона при действии кислот под-
вергалось исследованию в ряде работ. В гл. 5 рассмотрен механизм кор-
розии бетона в кислотах и приведены некоторые результаты эксперимен-
тальных исследований, которые могут быть использованы при расчете
сроков службы бетона.
Как было показано, зона реакции при действии кислоты на бетон
имеет незначительную по сравнению с размерами конструкций протя-
женность (глубину) и разрушившийся поверхностный слой четко отде-
ляется от бетона незатронутого коррозией, что позволяет принимав* в
этом случае глубину слоя разрушения как критерий степени поврежде-
ния бетона, и задача сводится к расчету глубины разрушения во времени
при нахождении бетона в контакте с агрессивной средой. Установленные
зависимости интенсивности коррозии от времени при удалении продук-
тов реакции и при их сохранении на месте позволяют вести расчеты в
условиях полного погружения конструкции в агрессивную среду и с уче-
том диффузионного механизма проникания агрессивных ионов в поро-
вое пространство структуры бетона.
В первом случае глубина коррозионного повреждения бетона будет
ограничиваться только реакционной емкостью кислоты во внешней сре-
де и кинетическими факторами — сменой агрессивности раствора у по-
верхности бетона. Во втором - закономерности процесса будут анало-
гичны рассмотренным при карбонизации бетона, так как в обоих случаях
речь идет о взаимодействии кислоты и бетона.
Приведем пример инженерного расчетного прогноза глубины разру-
шения бетона при действии минеральной кислоты на бетон.
Основная закономерность кинетики коррозионного разрушения бею-
на при кислотной коррозии выражается формулой (5.1). Из этой форму-
лы следует:
295
л =
б v г
Вывод этой формулы и обозначения приведены в разд. 5.2.
Для портландцемента с достаточной степенью точности при данных
расчетах может быть принято содержание гидроксида кальция в цементе
К - 0,63 в долях единицы; истинные плотности воды и цемента =
= 1000 кг/м3 и рц = 3100 кг/м3 соответственно. Следовательно, коэффи-
циент Ав будет изменяться только в зависимости от водоцементного
отношения в бетоне. Отсюда для бетона нормальной проницаемости
(марка по водонепроницаемости IV 4, ВЩ - 0,6) коэффициент Aq будет
равен 5-41 10'2, а для пересчета для бетонов с другими В/Ц можно
воспользоваться коэффициентами табл. 11.1. При проведении расчетов
используют эффективные коэффициенты диффузии Z?*, определяемые
экспериментально. По данным работы [11.12] такие коэффициенты при-
ведены в табл. 11.2. Коэффициент диффузии определяется для темпера-
туры 20°С. Значение коэффициента диффузии можно привести к факти-
ческой температуре эксплуатации, приближенно приняв, что увеличение
или уменьшение температуры на 1°С дает соответственно увеличение или
уменьшение £>* на 2,6%.
В табл. 11.3 приведены расчетные значения глубины коррозионного
разрушения бетонов различной проницаемости при действии соляной
кислоты разной концентрации.
В табл. 11.4 приведены результаты таких же расчетов для разных кис-
лот и разной их концентрации в зависимости от срока службы. Расчет вы-
полнен для бетона нормальной проницаемости (В/Ц = 0,6) на портланд-
цементе. При подсчете полученные расчетные значения увеличены в два
раза с целью создания запаса коррозионной стойкости по аналогии с рас-
четами на прочность.
Необходимость и эффективность применения защитных изоляцион-
ных мероприятий можно установить, сопоставляя глубину расчетного
разрушения поверхностного слоя бетона с допустимой глубиной разру-
Таблица 11.1. Глубина 7?/// па коэффициент Aq
В/Ц____________0,4_________0,5_________0,6_________0J _
Коэффициент И £ 0,89 0,95 1 1,06
Таблица 11.2. Эффективные коэффициенты диффузии для
кислот различной концентрации
Кислота Концентрация, н Значение рн Коэффициент диффузии
см2/с | см2/ч
НС1 0,0001-0,1 4-1 1,31 0,047
HNO3 0,0001 -0,1 4-1 1,25 0,045
H2SO4 0,0001-0,035 4-1,5 1,14* 0,041
* При увеличении концентрации серной кислоты выше 0,035 и эффективный
коэффициент диффузии уменьшается на порядок.
296
Таблица 11.3. Расчет глубины разрушения за 50 лег бе пиши
на портландцементе при действии IICI различной концентрации
Концентрация, НС1 Коэффициент А к в формуле (11.1) Глубина разрушения, бетона см, при ВЩ
нормаль- ность г/л
0,4 м | 0,6 | 0,7
0,1 3,65 3,59 8,6 2,2 9,7 10,2
0,01 0,365 3,84 2,7 2,89 3,05 3,2
0,001 0,0365 4,05 0,86 0,92 0,97 1,02
0,0001 0,00365 4,26 0,27 0,29 0,3 0,32
Примечание. D* - 0,047 см2 /ч.
Таблица 11.4. Глубина разрушения бетона в образцах,
изготовленных на портландцементе при В/Ц = 0,6
Водородный показатель рн Растворы HNO3 и НС1 I Растворы H2SO4
25 Глубина разрушения бетона, см, конструкции за расчетный срок службы , годы
| 50 | 100 1и 1'° 1 100
2 2,8 8,2 11,6 5,4 7,6 10,8
3 1,8 2,5 3,7 1,7 2,4 3,4
4 0,6 0,8 1,2 ОД 0,7 1,1
4,5 0,3 0,4 0,6 0,3 0,4 0,6
5 0,2 0,3 0,4 0,2 0,3 0,4
Примечание. Данные рассчитаны с коэффициентом запаса Л'3 - 2.
шения бетона для сохранения несущей способности (эксплуатационной
пригодности) конструкции. Следует также учитывать возможность ре-
монта конструкции. Ог защиты поверхности (вторичной защиты) можно
отказаться, если расчетная толщина разрушения поверхностного слоя бе-
тона за проектный срок (или срок до капитального ремонта) эксплуата-
ции не приводит к снижению несущей способности конструкции ниже за-
данной и проекте. Проведенные исследования показывают, что upa.,iciie-
ние бетонов пониженной проницаемости позволяет отказаться от вторич-
ной защиты бетона в кислых средах с pH = 4, а для массивных конструк-
ций и до pH - 3.
Во многих случаях придание достаточной стойкости железобетонным
конструкциям в кислых средах может быть достигнуто увеличением тол-
щины защитного сдоя.
Для разъяснения методики подсчета сроков службы конструкции при-
ведем еще несколько расчетов по разработанной методике.
Примеры расчета глубины коррозионного повреждения
бетона кислотами [5 J1 ]
Пример 1. Определить глубину коррозионного разрушения бетона нормаль-
ной плотности при действии на него 0,01 н раствора НС1 в течение 25 лет.
для бетона ИМ составляет 5,41 - 10 , = 0,047 см /ч (см табл. 11.2).
297
Концентрация 0,01 н раствора НС1 0,365 кг/м3.
Подставив исходные величины в формулу (5.2), получим
5 =5,41 10’2 у 0,047 • 0,365 —5--—• 25,8760 =2,9 см.
- 2 • 36,5
Пример 2. Определитьглубииу коррозии бетона повышенной плотности- 1V6
при действии 0,01 н раствора H2SO4 в течение 50 лс1. Величина Aq для бетона 1V6
составляет5,41 • 10 • 0,97 =5,25 • Ю'2.
^H2SO4 = -0’041 см2/ч, с0 = 0,49 кг/м3;
6 = 5,25 10’2 V0.041 0,49 — 50,876 = 3,7 см.
98
Пример 3. Определить, глубину коррозии бетона состава 1 : 1,53 : 2,8 с рас-
ходом цемента Ц =400 кг/м3 при действии 0,001 н раствора IINO3 в течение 50 лс1
Плотность заполнителей (песка и щебня) составляет 2650 и 2610 кг/м3 соответст-
венно.
Определим значение ______________________
/2(1-Чз/р3) /(1 - 1,53-gJ- -2,8 -^5)
Af. = V----------- = V-------------6-~---------- =5,20 10’2.
° Ц • К 400 • 0,63
Глубина коррозии составит:
6 = 5,20 • 10'2 х/0,045 - 0,0063 —- • 50 - 8760 = 0,4 см.
v 2,63
Естественно, что в практических условиях возникает много вопросов,
которые не могут быть решены предложенным методом расчета, в част-
ности, одним из наиболее распространенных случаев является действие
газообразной среды с различной влажностью и содержанием кислых га-
зов — сернистого ангидрита, хлористого водорода, хлора (образующего
хлористый водород) и др.
Определение эффективного коэффициента диффузии агрессивных ве-
ществ в жидкой и газовой фазах капиллярно-пористых тел предложено в
работе [11.10] в такой последовательности.
Перенос агрессивного вещества внутрь бетона в общем случае описы-
вается выражением
Эс/Эт = £>*Э2с/Эх2, (11.1)
где D* - эффективный коэффициент диффузии агрессивного вещества.
Связь эффективного коэффициента диффузии с молекулярным коэф-
фициентом диффузии может быть выражена зависимостью
D* = Dai а2а3. (11-2)
Отличие эффективного коэффициента диффузии от молекулярного
обусловлено извилистостью капилляров, по которым идет диффузион-
ный поток с?!, влиянием стенок капилляров п2 и уменьшением сечения
диффузии за счет уменьшения сечения диффузионного потока твердой
фазой системы а3. Следовательно,
Пс
/)*=£)_са2, (П.з)
тое d - молекулярный коэффициент диффузии.
298
Параметр tZj
капилляров a, =
может быть выражен через коэффициент извилистости
где Zc - средняя длина сквозных капилляров в образце; I — длина образца.
а3 = Пс, где Пс — сквозная пористость бетона.
Выражение (11.3) принимает вид:
эффективный коэффициент диффузии в бетоне —
II,.
* (Н.4)
Эффективный коэффициент диффузии газа в бетоне
Л* = с (11.5)
где Пси, - сквозная пористость бетона, заполненная влагой при данной относитель-
ной влажности воздуха,^2 и «2 _ параметры, учитывающие влияние стенок твердой
фазы при переносе агрессивных ионов в поровой жидкости н при диффузии газа в
свободных от воды порах бетона.
Если принять приближенно, что коэффициенты оц и п2 равны, то:
Пг
^а2.
Аналогичные уравнения приводятся в работах [11.14, 11.16]. На осно-
вании представлений о зависимости электропроводности капиллярно-по-
ристого тела от его ’’сквозной пористости” [11.4] получим дня полного
заполнения жидкостью порового пространства бетона
а для неполного —
Z)* DrR0/RH R0/Rw,
где Ли — электросопротивление водонасыщенпого бетона; /?0 - сопротивление
жидкой фазы в объеме образца; Rw — сопротивление образца при данной относи-
тельной влажности среды.
На основании измерения электропроводности образцов при различной
влажности окружающей среды выполнены расчеты эффективного коэф-
фициента диффузии в жидкой и газовой фазе бетона.
Для хлористого кальция по такой методике получены значения эф-
фективного коэффициента диффузии, представленные на рис. 11.2. На
рис. 11.3 приведены эффективные коэффициенты в том же материале
для хлористого водорода в газовой фазе. Знание эффективных коэффи-
циентов диффузии позволяет по вышеописанной методике определять
и условную глубину разрушения бетона. Приведенные результаты расче-
тов пригодны для бетонов на кислотостойких заполнителях. При запол-
нителях из карбонатных пород заполнители разрушаются быстрее, чем
цементный камень, в то время как для цементного камня характерно
299
Рис. 11.3. Эффективный коэффици-
ент диффузии НС1 в газовой фазе
в цементном камне при различной
влажности окружающей среды
[11.10] . Обозначения см. рис. 11.2
Рис. 11.2. Эффективный коэффици-
ент диффузии хлористого кальция
D* в цементном камне при разной
влажности окружающей средь!
1 - В/Ц = 0,3; 2 - В/Ц = 0,5 [11.10]
защитное действие против коррозионного процесса образующимся слоем
нерастворимых продуктов коррозии. При кислотостойком, в частности,
гранитном заполнителе, тормозящее коррозию действие продуктов реак-
ции сказывается на скорости коррозии, и это отражается на эксперимен-
тально определяемом эффективном коэффициенте диффузии.
Стойкость бетонов на различных заполнителях зависит от раствори-
мости кальциевых солей кислот и, следовательно, не может быть выра-
жена однозначно [11.12]. При действии растворов соляной, уксусной,
муравьиной, молочной и других кислот, кальциевые соли которых хо-
рошо растворимы, бетон на карбонатных заполнителях разрушается зна-
чительно быстрее, чем на гранитном щебне. При действии растворов сер-
ной, плавиковой, кремнефтористоводородной кислот бетон на карбонат-
ном заполнителе разрушается медленнее, так как начинает сказываться
блокирующее действие заполнителя.
В натурных условиях, конечно, будут влиять на скорость коррозии и
другие трудно учитываемые факторы — такие, как неоднородность ка-
чества бетона в различных частях конструкции, трещины различного
происхождения и раскрытия, переменные температуры эксплуатации,
изменения концентрации кислоты во времени и др. Однако влияние этих
факторов должно учитываться определенным коэффициентом запаса,
использование которого неизбежно так же, как и при расчете конструк-
ций на прочность.
11.3. ДЕЙСТВИЕ СУЛЬФАТОВ НА БЕТОН
Гораздо сложнее рассчитать возможный срок службы беюпа при дей-
ствии сульфатов. В этом случае происходит накопление продуктов кор-
розии и первоначальное уплотнение структуры и повышение прочности.
Только через некоторый промежуток времени начинается снижение проч-
ности. Неодинакова также для бетонов различного вида и свойств зави-
300
симосгь снижения прочности от количества сульфатов, накопившихся
в цементном камне. Экспериментальные данные показывают, что в не-
которых случаях повышенная пористость может оказывать благоприят-
ное влияние на сульфатостойкость бетона, так как создается свободный
объем для размещения продуктов реакции. Для расчета важно, как и в
раннее приводившихся примерах, знание не только скорости проникания
агрессивных ионов (сульфаг-ионов) в норовое пространство, но и пре-
дельною допустимого содержания их в данном бетоне, а также толщины
слоя, повреждение которого допустимо за срок эксплуатации конструк-
ции. Предельное содержание сульфат-ионов в бетоне будет различным
для бетонов, изготовленных на разных по содержанию алюминатов це-
ментах и при разной прочности и пористости цементного камня. Допусти-
мая толщина повреждаемого слоя должна быть задана в зависимости от
вида конструкции и условий ее эксплуатаичи.
На основании лабораторных экспериментальных данных и сопоставле-
ния их с состоянием образцов в исследованиях сульфатостойкости це-
ментных растворов на портландцементах с различным содержанием алю-
минатной фазы в клинкере (в расчете на содержание С3А) могут быть
приняты следующие исходные значения предельно допустимого содер-
жании сульфатов, % по массе цемента, в расчете на S04':
низкоалюмннатный цемент (С3А 5%)..........................12
среднеалюминатный цемент (С3А 8%)..........................9
высокоалюминатный цемент (С3А 8%)..........................6
На рис. 11.4 представлены условные схемы изменения прочности
образцов при сульфатной коррозии. В одной из работ, выполненных
НИИЖБом, были получены следующие данные (табл. 11.5) об интенсив-
ности накопления сульфатов в цементных растворах различной проницае-
мости при их твердении в течение 1 года в растворах сульфата натрия
достаточно высокой концентрации — содержавших 10 и 20 г/л сульфатов
в расчете на ион SO24‘. Данные относятся к реакционному слою толщиной
5 мм. Так как в таблице поглощение сульфатов выражено в % к первона-
чальному содержанию цемента в бетоне, проведем расчет для копк|х?т-
иых данных и условии, учитывая закономерности проникания сульфат-
ионов в соответствии с закономерностями диффузии, а именно пропор-
ционально корню квадратному из времени (см. гл. 5).
Исходные данные:
бетон с расходом среднеалюминатного портландцемента — 300 кг/м3;
концентрация раствора сульфата — 10 г/л иона SO4";
допустимая толщина слоя разрушения бетона — 2 см.
Необходимо определить срок достижения в бетоне предельного со-
держания сульфатов.
Рис. 11.4. Изменение прочности в
начальный период действия сульфа-
тов в зависимости от нх накопления
в цементном растворе
301
Таблица 11.5. Поглощение сульфат-иона образцами
цементного раствора за 1 год из раствора сульфат-натрия
Состав раствора Поглощение SO^", %, образцов на портландцементе
цемент: : песок (по массе) вщ сульфатостойком сре днеалюминатном в ысокоал юмияат- ном
10 ИЗ Г20 раствора концентрацн 10 [20 ей, г/л 10 . | 20
1:1,3 0,4 3,85 5,02 3,9 5,2 5,02 6
1:1,75 0,5 4,81 6,05 5 7,35 6,1 8,75
1:2,4 0,6 6,1 8,6 6,2 10,9 8,5 11,6
В таблице приведено количество поглощенных сульфатов в расчете на
SO42, % по массе цемента.
Принимаем, что состав и проницаемость цементного раствора в бетоне
соответствуют второй строке табл. 11.5, т.е. В/Ц = 0,5 и соотношение пес-
ка и цемента — 1:1,75. Накопление сульфатов в слое 5 мм за 1 год соста-
вило в растворе NajSC^ 5%. Для среднеалюминатного цемента допусти-
мое содержание сульфатов 9%. При увеличении толщины слоя до 20 мм
общее количество сульфатов должно увеличиться пропорционально тол-
щине слоя, т.е. в 4 раза. Следовательно, срок, в течение которого буд» г
достигнуто предельное содержание сульфатов, составит:
о2
т = 4 = 13 лет.
Проводя аналогичные расчеты, получим данные (табл. 11.6) о прог-
нозируемых сроках службы конструкций на различных цементах и при
разной проницаемости.
Таблица 11.6. Расчетный срок службы цементных растворов
сульфатов различной концентрации
Состав раствора Расчетный срок службы, годы, в растворе Na2SO4
цемент: : песок ВЩ 10 г/п SO^- 20 г/л SO4-
образцов на цементал
сульфа- тостой- ком средне- алюми- натном высоко- алюмн- натном сульфато- стойком средне- алюми- натном высоко- алюминат- ном
1:1,3 0,4 39 21 6 23 13 4
1:1,75 0,5 25 13 4 16 6 2
1:2,4 0,6 16 8 2 8 3 1
Примечание. Расчетная толщина разрушенного слоя
пены до целых единиц.
2 см. Данные округ-
302
Следует учитывать весьма большую приближенность полученных дан-
ных, однако они находятся в принципиальном согласии с принятыми в
нормах значениями допускаемых концентраций сульфатов, введенных на
основании обобщения опыта и исследований и позволяют рассчитывать
на возможность выявления условий, когда необходимо осуществлять
вторичную защиту, а когда можно рассчитывать на стойкость бетона.
Данные также показывают на сравнительную эффективность средств пер-
вичной защиты — увеличение плотности — непроницаемости бетона и на
роль сульфатостойкости цемента. Необходимо накопление эксперимен-
тальных данных и постановка работ в соответствии с меюднкой.
Точность прогноза по методике работ [5.23, 5.24,5.25] такого же по-
рядка, как и в приведенном примере.
При прогнозе стойкости бетона в сульфатных средах в настоящее вре-
мя предлагается проводить испытания ускоренным методом. В качестве
наиболее распространенного метода фигурирует попеременное насыще-
ние раствором сульфата натрия и высушивание. Такой метод нормиро-
ван для испытания каменных материалов, комплексной оценки их стой-
кости к действию выветривания. Процессы, происходящие при таком
испытании, не совпадают с процессами сульфатной коррозии, но меха-
низм повреждения бетона подобен. И в том, и в другом случае разруше-
ние бетона обусловлено внутренними растягивающими напряжениями,
вызванными увеличением объема твердой фазы цементного камня. По-
пытаемся оценить скорость процесса разрушения при тако.л испытании
и влияющие на пего факторы.
11.4. РАЗРУШЕНИЕ БЕТОНА ПРИ ПОПЕРЕМЕННОМ НАСЫЩЕНИИ
РАСТВОРОМ СОЛЕЙ И ВЫСУШИВАНИИ
Процесс разрушения при таком воздействии определяется интенсив-
ностью заполнения порового пространства бетона кристаллами соли,
выпадающими из раствора по мере постепенного повышения его кон-
центрации при высушивании. Дополнительные усилия возникают в тех
случаях, когда при изменениях температуры происходит фазовый пере-
ход — образуются новые фазы — обычно кристаллогидраты, занимаю-
щие значительно больший объем, чем безводная смесь. Этот процесс
исследовался особенно подробно А.И. Минасом [5.69]. Рассчитаем снача-
ла скорость заполнения объема порового пространства кристаллогидра-
том, не реагирующим с цементным камнем или заполнителем. Наиболее
часто встречаются предложения о применении растворов сульфата нат-
рия. Растворимость згой соли около 30 г на 100 г воды. Особенностью
сульфата натрия является образование кристаллогидрата с 10 молеку-
лами воды при темперагуре ниже 32°С. Если заполнять поровое прост-
ранство раствором сульфата натрия различной концентрации — с, то при
высыхании раствора и образовании десятиводного кристаллогидрата,
твердой фазой будет заполняться определенная доля — а первоначально-
го объема (рис. 11.5). Число циклов попеременного намокания и высу-
шивания, при котором будет достигаться определенная степень заполне-
ния порового пространства (1 — Исв) кристаллогидратом, — п. Объем,
осгавшийся свободным Исв,может быть подсчитан по уравнению:
Исв =(!-«)"•
где п — число циклов попеременного насыщения и высушивания; с — концентра-
ция раствора; а - доля объема, занимавшегося раствором и занимаемая крнстал-
303
логидратом в одном цикле высушивания; f - Я - степень заполнения норовою
пространства.
Результаты расчета по данному уравнению для сульфата натрия пред-
ставлены на рис. 11.6.
Если высушивание производится до полного обезвоживания кристал-
логидрата, оседания в порах безводного Na2 SO4, можно рассчитать пре-
дельное соотношение объемов безводного сульфата натрия и свободного
объема порового пространства, при котором последний будет равен при-
ращению объема безводного при переходе в Na2SO4 10Н2О. Теорети-
чески можно предполагать, что такое соотношение будет граничным для
появления внутренних напряжений.
При значениях удельной плотности Na2SO4 = 2,7 и Na2SO4 10Н2О =
= 1,46 достаточно заполнения безводной солью четвертой части объема
(0,24), чтобы при гидратации гидросульфоалюминат занял весь объем.
При концентрированных растворах такое заполнение достигается через
1 2 цикла. Следовательно, воздействие при режиме испытания с измене-
нием температуры с переходом через 32°С — с осуществлением фазового
перехода должно быть чрезвычайно разрушительно. То, что, как правило,
бетоны при ускоренном испытании выдерживают заметно большее число
циклов (5 ...15 и более) насыщения и высушивания свидетельствует о
том, что или не происходит полного насыщения за счет ’’условно замкну-
той” пористости цементного камня, или не полностью высыхает раствор
сульфата и значительная его часть остается в виде кристаллогидрата.
Прогноз срока службы с получением конкретных результатов может
быть сделан только на основании сопоставления данных, полученных
ускоренным методом с обычными методами прямого испытания погру-
жением в растворы данного состава, а также сопоставления с результа-
тами испытаний в натурных условиях.
Рис. 11.5. Доля а первоначального объема
раствора Na2SO4, занимаемая кристаллогидра-
том Na2SO4-10H2O после однократного высу-
шивания растворов различной концентрации
объе-
Рис. 11.6. Степень заполнения
ма гз порового пространства цемент-
ного камня Na2SO4-10H2O после
циклов насыщения раствором суль
фата натрия и высушивания. Цифры
у кривых - концентрация раствора
в г/100 г воды
304
В пек<>|орых работах приведены данные о прогнозе срока службы
эксплуатируемых конструкции [11.15] на основании длительных наблю-
дений за железобетонными конструкциями на предприятиях - в данном
случае на заводах черной металлургии. Получена корреляция между
ускоренными испытаниями попеременным насыщением раствором суль-
фата натрия и высушиванием и сроками службы сооружения. Аналогич-
ные предложения содержатся в работах японских ученых. Ускорение
испытаний за счет намокания и высушивания в морской воде применяет-
ся в Канаде.
Приведенные примеры расчета сроков службы весьма приближенны,
но нам представляется, что прямой инженерный расчет на основании
экспериментальных данных, а также с использованием результатов дли-
тельных лабораторных испытаний, в которых получены данные о некото-
рых эмпирических, а также имеющих теоретическое обоснование законо-
мерностях, имеет достаточно ясные перепек швы дальнейшего совершен-
ствования и развшия, с icm чтобы перейти ог частных случаев к некото-
рым обобщениям. Вероятно, результаты, получаемые такими методами,
будут не менее точны, чем расчеты по формулам, основанным на чисто
физико-химических представлениях [ 11.8], так как и там не обойтись
без допущений и использования эмпирических данных. Данные [И 25]
свидетельствуют о том, что без натурных испытаний не получить надеж-
ного и уверенного прогноза. В этом отношении важно не прерывать на-
чатые стендовые испытания на станциях, организованных в СССР, и
скооперировать их с испытаниями, проводимыми в других странах,
в частности в Канаде, климат которой аналогичен климату СССР.
11.5. ПРОГНОЗ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ В ВОЗДУШНЫХ СРЕДАХ
Инженерные прогнозы должны иметь определенную обеспеченность,
т.е. учитывать неоднородность расчетных параметров, в частности, про-
ницаемости и толщины защитного слоя бетона в реальных конструкциях.
Если принять за предельное состояние конструкции по долговечности
момент достижения фронтом карбонизации поверхности арматуры хотя
бы на одном ее участке в условиях, когда за потерей пассивности стали
следует интенсивное развитие ее коррозии, задача о моменте совпадения
по величине глубины карбонизации и толщины защитного слоя.решается
на основании правила, которое гласит, что вероятность совместного
наступления любого числа взаимно независимых событий равна произве-
дению вероятностей этих событий.
В [11.26] имеется пример такого решения для железобетоштых виб-
ропрокатных часторебристых плит подземного коллектора, которые
отличались неудовлетворительной фиксацией арматуры и значительной
проницаемостью бетона, о чем можно судить по кумулятивным кривым
на рис. 11.7.
Рассчитанная по известным формулам вероятность совпадении глуби-
ны карбонизации с толщиной защитного слоя на момент обследования
составила 36%, по прогнозу к концу следующих 10 лет должна соста-
вить — 57,5%, а через 20 лет — 71,6%. При этом чем ранее начался процесс
коррозии, тем больше будет поражена арматура (см. рис. 8.3).
Приведенные цифры характеризуют рост во времени масштаба пора-
жения конструкций, но еше не позволяют предсказать момент первого
614 - 20
305
Рис. 11.7. Кумулятивные
кривые толщины защит-
ного слоя бетона в реб-
рах плит коллектора (1)
и глубины карбонизации
в момент обследования
(2), через 10 (3) и 20
лет /4) после строитель-
ства
отказа, если его понимать как полную потерю несущей способности кон-
струкции. Пока мы не располагаем совокупностью данных о скорости
развития коррозии стали в тех или иных условиях и связанного с этим
убывания несущей способности конструкции. Кроме того, если отказ
рассматривать в его предельном выражении как аварию, то необходим'
учитывать и место наибольшего поражения арматуры. Очевидно, наибо-
лее опасна коррозия в зоне максимального момента, хотя, если учесть,
что коррозия арматуры уже на ранней стадии приводит к растрескива-
нию бетона защитного слоя, т.е. к потере сцепления его с арматурой, то
ее обрыв возможен и за пределами этой зоны. Естественно, что наступ-
ление такого отказа связано и со случайным повышением нагрузки.
Перечисленные неопределенности не позволяют пока учесть в прогно-
зе долговечности период развития коррозии арматуры конструкций с
неэкономической ответственностью, хотя известно достаточно много
случаев, описанных в литературе, когда такие распространенные конст-
рукции, как ребристые плиты покрытий производственных зданий, дли-
тельное время находятся в эксплуатации с высокой степенью коррозион-
ного поражения арматуры продольных ребер.
В 70-х годах было выполнено обстоятельное количественное исследо-
вание коррозионного износа конструкций [116] с целью прогнозирова-
ния периода времени до наступления предаварийного состояния ребрис-
тых плит покрытия 85 животноводческих зданий в Эстонской ССР.
За предаварийное состояние (предельное для конструкций с экономи-
ческой ответственностью) было принято достижение фронтом карбони-
зации поверхности термоупрочненной арматуры, так как развитие ее
306
коррозии имеет опасность хрупких обрывов. Для горячекатаной армату-
ры классов А-I—А-Ш допускалось образование продольных (вдоль
стержней) трещин в защитном слое, поскольку незначительное пораже-
ние (0,1—0,2 мм) практически не изменяет прочности такой арматуры.
В табл. 11.7 приведены результаты измерения толщины защитного
слоя бетона и глубины карбонизации в продольных ребрах шин за не
риод до 6 лет эксплуатации по 30 и более вскрытиям на каждый срок.
Вероятность полной карбонизации защитного слоя бетона продоль-
ных ребер плит покрытия на пятом году эксплуатации составила 18%
по прогнозу на 20-й год — 50%.
Таблица I 1.7. Параметры состояния защитного слоя
бетона продольных ребер ребристых пли г
П ро до л жите л ь- ность эксплуата- ции, годы Глубина карбонизации, мм Толщина защитного слоя, мм
среднее значение средней вадра гичес- кое отклонение
среднее значение сред» ie к ва д р ати - чсское отклоне- ние
I 7,2 2,Л4 21,3 2,09
2 1U.7 6,1 22,1 3,29
3 10,8 5,84 21,8 3,3
4 11,7 6,61 22 2 28
5 11,3 6,98 21 9 2 25
6 13,8 8,39 21 4,89
Столь быстрая карбонизация — результат высокого (0,3%) содержа-
ния в воздухе углекислого газа, а также значительной проницаемости бе-
тона (эффективный коэффициент диффузии СО2 в бетоне 1,12—1,25 х
х 10л см2/с, водопоглощение бетона 7,1%).
Вынужденная необходимость продолжения эксплуатации плит с пора-
женной коррозией арматурой заставила изучить процесс ее развития и
его влияние на несущую способность конструкций. Оценку состояния
арматуры провели по 10-балльной шкале: оценка 10 без следив корро
зии, 4 — сплошная поверхностная коррозия, 2 — то же, с прониканием
уплотненных продуктов коррозии в бетон, 0 — состояние арматуры,
когда давлением продуктов коррозии отколот защитный слой бе гона.
На основании регрессионного анализа массива оценок состояния арма-
туры класса А-V диаметром 16 мм получены регрессионные уравне-
ния с вероятностью 0,95, описывающие разрушающую нагрузку Pd, кг:
Ра =9544+ 119у и
сечение F, см2
F = 1,93 + 0,023у
С целью упрощения оценки состояния конструкций в период эксплуа-
тации предложена 6-балльная шкала оценки по внешним признакам. Ре-
зультаты оценки более чем 12 тыс. плит приведены в табл. 11.8 и на
оис. 11.8.
Из рисунка видно, что средняя оценка уменьшается линейно, а харак-
тер распространения оценок с течением времени постепенно изменяется
от преобладания высоких в первом году к преимущественно 1щзким в
большие сроки. щ-,
Рнс. 11.8. Изменение средней оцен-
ки состояния конструкций в зави-
симости от времени
Авторы предлагают считать оценку 1, когда в продольных ребрах тре-
щины вдоль арматуры шириной более 0,1 мм, соответствующей предава-
рийному состоянию, а 0, когда много отколов защитного слоя, — аварий-
ному, обосновывая это результатами испытания несущей способности 23
плит, снятых с покрытия, и допускают 1%-ю вероятность разрушения.
Последнее они обосновывают постепенным характером ухудшения сос-
тояния конструкций и несложностью визуального определения предава-
рийного их состояния при условии систематического обследования.
В соответствии с методикой авторов расчетная длительность эксплуа-
тации ребристых плит покрытий животноводческих зданий составила
25 лет.
Конечно, такой подход полностью игнорирует как эстетический, так
и социально-психологический фактор, поскольку падение откалываю-
щихся кусков защитного слоя бетона нельзя игнорировать как опасность
для производственного персонала. Этот подход оправдан лишь ввиду
массовости проявления, когда практически невозможно на многих де-
сятках или даже сотнях зданий срочно выполнить ремонт, тем более, что
ремонтопригодность конструкций с корродирующей арматурой весьма
низка, и обычно ремонт сводится к замене пораженных конструкций, т.е.
частичному или полному переустройству кровли.
Такая ситуация доказывает необходимость повышения стойкости
конструкций при их проектировании и изготовлении. И поскольку избы-
точная стойкость, как и недостаточная, наносят ущерб хозяйству страны,
становится важным использовать как расчетный подход к назначению па-
раметров долговечности, в данном случае защитного действия бетона,
так и методы неразрушающего статистического контроля качества за-
Таблица 11.8. Оценка состояния ребристых плит по внешним причинам
Дли тел ь- пость эксп- луатации, годы 1 3 5 7 9 11 13 15 17
Средняя 4,8 4,5 4,2 4,5 4,3 3,7 3,3 3,2 3,3 оценка Дисперсия 0,12 0,35 0,61 0,34 0,69 0,81 0,8 0,87 0,97 Число плит 536 440 414 601 729 412 62 3269 819
308
щитного слоя бетона при производстве конструкций, имея в виду воз-
можность соответствующей корректировки технологического процесс.,
и отбраковки некондиционных изделий.
СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ
11.1. Алексеев СД., Розенталь HJC. Коррозионная стойкость железо-
бетонных конструкций в агрессивной промышленной среде. — М.: Строй-
издат, 1976 - 205 с.
11.2. Иванов Ф.М., Москвин В.М., Саввина Ю.А., Шаровар М.И. Водоне-
проницаемость высокопрочных бетонов при высоких гидростатических
давлениях//Бетон и железобетон. — 1976. — № 5. — С. 31—34.
11.3. Иванов Ф.М. Методология количественного изучения некоторых
процессов коррозии бетона//Методы исследования стойкости строитель-
ных материалов и конструкций. — Минск: Высшая школа, 1969, —
С. 5-14.
11.4. Иванов Ф.М. О моделировании процессов коррозии бетона//Бе-
тон и железобетон. — 1982. — № 7. — С. 45—46.
11.5. Иванов Ф.М., Акимова К.М. Метод измерения сквозной порис-
тости капиллярно-пористых тел//3аводская лаборатория. — 1965. —
№11.
11.6, Кескюлла Т.Э., Мильян Я.А., Новгородский В.И. Коррозионное
разрушение железобетонных конструкций животноводческих зданий//
Бетон и железобетон. — 1980. — № 9. С. 43—45.
11.7. Коррозия бетона и железобетона, методы их зашиты .//Моск-
вин В.М., Иванов Ф.М., Алексеев С.Н„ Гузеев Е.А. — М.: Стройиздат,
1980.-336 с.
11.8. Метод определения эффективных коэффициентов диффузии
агрессивного вещества в жидкой и газовой фазах капиллярно-пористых
тел//А.Ф. Полак, Ф.М. Иванов, В.В. Яковлев, В.М. Кравцов/НИИпром-
строй. — Уфа, 1977. — Вып. 22. — С. 113—121.
11.9. Полак А.Ф. Основы коррозии железобетона. Математическое мо-
делирование процесса с применением ЭВМ. — Уфа. - Изд. УНИ, 1986.
11.10. Полак А.Ф.//Бетон и железобетон. — 1987. - № 12.
11.11. Ратинов В.Б., Миронов В.А. Метод определения диффузионных
и структурных характеристик цементного камня и бетона//Изв. вузов
’’Строительство и архитектура”. — 1974. — № 9.
11.12. Рубецкая Т.В., Бубнова Л.С., Любарская Г.В. Расчет и прогнози-
рование глубины коррозии бетона при действии на него жидких агрес-
сивных сред//Сб. тр./НИИЖБ. — М., 1975. — Вып. 19. - Повышение кор-
розионной стойкости бетона и железобетонных конструкций. —
С. 11-16.
11.13. Стандарт СЭВ.
11.14. Товбина З.М. Диффузия йода в капиллярах силикагеля//
Украинский химический журнал. — 1968. — Т. XXXIV. — Выи. 1.
11.15. Чернявский ВЛ. О позднем периоде гидратации цемента//Изв.
вузов. Строительство и архитектура. — 1980. — № 12. — С. 70—73.
11.16. Яковлев В.В. Проникание агрессивного газа в капиллярно-
пористые тела//См. 11.10. — С. 121—126.
11.17. Feldman R.F., Ramachandran VS. New accelerated methods for
predicting durability of cementitious materials. In book: Durability of
buildings materials and components, ASTM. STP-691. Ed. Sereda P.I.,
Litvan G.G., 1980, p.313-325.
11.18. Friede H. Depht of the corroded zone in concrete exposed to
carbonic acid. In book: Durability of buildings materials and Components,
ASTM, STP-691. Ed. Sereda P.I., Litvan G.G., 1980, p. 355-363.
11.19. Koziihiza Shirayama. Research activities and administration
measures on durability of buildings. The state of the art in Japan. Mate-
riaux et constructions, v. 18, 1985, N 105, p. 215—221.
11.20. Frohnsdorf G., Masters L.W. The meaning of durability and
durability prediction. In book: Durability of buildings materials and
components. ASTM, STP-691. Ed. Sereda P.I., Litvan G.G., 1980, p. 17-30.
11.21. Miillek R.F. The possibility of evolving a theory for predicting
the service life of reinforsed concrete structures. Mater, et constr., v. 18,
1985, N 108, p. 463-472-
11.22. Plum N.M., Jessing I., Bredsdorf P. A new approach to testing
of building materials, RILEM Bull., New Series, N 30, March 1965.
11.23. Pommersheim Clifton I. Prediction of service—life. Mater, et
constr., v. 18, 1985, N 103, p. 21-30.
11.24. Standard practice for developing accelerated tests to aid predic-
tion of the service life of building components and materials, ASTM
E632-81, ASTM, Philadelphia, 1982.
11.25. Wright James, Frohnsdorf G. Durability of buildings materials:
durability research in the United States and the influence of RILEM on
durability research. Mater, et constr., v. 18, 1985, N 105, p. 205—214.
ЗАКЛЮЧЕНИЕ
Усиленное внимание к проблеме долговечности бетона и железобето-
на, обусловленное ведущей ролью этих материалов в современном строи-
тельстве, закономерно. Накопление построенных железобетонных соору-
жений, их преждевременное повреждение и разрушение не только увели-
чивают расходы на ремонт, содержание и восстановление, но и ставят не-
простые экологические проблемы. Миф о ’’вечности” железобетона
постепенно развивается, и необходимость считаться с ограниченными
сроками его службы становится очевидной.
Чтобы наряду с руинами средневековых замков не возникли руины
современных промышленных предприятий в виде гор железобетона,
надо строить разумно — рассчитывая сроки службы конструкций и уже
сейчас заботясь об утилизации отходов — отслуживших свой срок старых
конструкций.
Строительство на заданные сроки службы возможно только при зна-
•нии процессов взаимодействия материала конструкций с окружающей
средой. Как показано в книге, эти процессы не просты и многообразны.
Если до последнего времени придание бетону эксплуатационной пригод-
ности и способности сохранять эту пригодность в течение необходимых
сроков осуществлялось за счет контроля свойств — испытанием образ-
цов в лабораторных условиях и использования данных практически,
обобщенных в нормативных документах, — то в настоящее время, как
показано в книге, появилось достаточно данных о процессах коррозии
и их кинетике, которые позволяют поставить на очередь разработку ме-
тодов расчета сроков службы бетона или железобетонных конструкций
310
в конкретных условиях эксплуатации. Предстоит еще большая работа
для создания методологии таких расчетов с тем чтобы их результаты
были достаточно надежны. Для сегодняшней практики могут быть ре-
комендованы упрощенные инженерные расчеты наиболее распространен-
ных и простых случаев. Условия взаимодействия среды и конструкций
и составы действующей на конструкции внешней среды слишком много-
образны, чтобы в настоящее время дать универсальный метод проекти-
рования конструкций на заданный срок службы. Авторы понимают
условность и приближенность предлагаемых методов, однако надеются,
что приведенный в книге детальный анализ влияющих факторов помо-
жет лучше понять ’’жизнь” бетона и арматуры в различных конструкциях
и сооружениях в многообразных природных и промышленных средах.
Сопоставление реальных условий, на соответствие которым проектирует-
ся сооружение, с данными исследований позволяет подойти обоснованно
к назначению требований к составам и свойств., м бетона для долговеч-
ных сооружений.
Если при расчете сооружений (конструкций) на силовые воздейпвия
строительная механика и сопротивление материалов поднялись уже на
уровень, позволяющий в большинстве случаев надежно проектировать
конструкции, то дня процессов изменения свойств материалов во време-
ни под действием внешней среды это значительно труднее; во времени
изменяются не только свойства материалов, но необходим и прогноз
изменения параметров внешней среды. Такой прогноз должен учи пивать
противоположные тенденции — усиления агрессивности сред вследствие
увеличения объемов антропогенного воздействия на природную среду
(воздух и воду) и ослабления агрессивности среды вследствие усиления
работ по уменьшению вредных выделений промышленности в окружаю-
щую среду.
Анализ тенденций в области причин повреждения железобетонных
конструкций показывает, что преимущественное значение приобретают
процессы коррозии стальной арматуры. В этом свете весьма показатель-
ны принятые за последние годы в некоторых странах решения об увели-
чении толщины и защитного слоя бетона v арматуры (ФРГ. ГДР). Хотя
зто и ведет к утяжелению конструкций и заметному увеличению раелода
бетона, снижение в дальнейшем эксплуатационных расходов - повыше-
ние эксплуатационной надежности сооружений — оказывается экономи-
чески оправданным. В нашей стране, к сожалению, пока не придается
должного значения комплексу мер, направленных на создание долговеч-
ных сооружений, понимая под этим сооружения, сохраняющие в течение
заданного срока эксплуатационные характеристики без существенных
расходов на ремонты и содержание. Стремление построить как можно
больше и быстрее приводит к игнорированию вопросов качества, являю-
щегося основой долговечности конструкций.
Бетон — материал, свойства которого формируются в результате тех-
нологического процесса, который требует соблюдения вполне определен-
ных температурно-влажностных условий в течение определенного
времени и эти параметры имеют решающее значение для свойств бетона,
определяющих его стойкость во времени. За последние годы стремле-
ние максимально интенсифицировать производство привели к пренебре-
жению вопросами длительной стойкости получаемых конструкций.
Интенсификация технологического процесса за счет увеличения тонкости
помола цемента, повышения температуры тепловлажностной обработки,
стремление снизить отпускную прочность бетона так же, как и введение
в состав вяжущего повышенных количеств минеральных добавок, в том
числе, не активных, с целью экономии цемента — все это не способствует
повышению качества, а снижает сопротивляемость бетона воздействиям
внешней среды. В этих условиях всем аспектам долговечности конструк-
ций должно уделяться особое внимание.
Дальнейший прогресс в технологии бетона в части изготовления дли-
тельно стойких конструкций можно видеть в создании на предприятиях,
изготавливающих бетон, условий для выпуска специальных и обычных
бетонов, приспособленных для эксплуатации в самых различных услови-
ях, и возможность изготовления из таких бетонов конструкций по раз
личным технологиям. Можно надеяться, что в будущем бетоны и конст-
рукции из них, стойкие в большинстве природных сред, будут получать-
ся за счет применения специальных цементов, резкого повышения плот-
ности — непроницаемости бетона, введения специальных добавок, сни-
жающих количество воды в составе бетона и условий твердения, гаран-
тирующих получение оптимальной структуры цементного камня.
В промышленных средах, не говоря о бетонах для технологического
оборудования, условия работы должны быть, наконец, приведены в сос-
тояние, соответствующее современному уровню технической культуры
производства. Устранение технологических проливов агрессивных жид-
костей, газовых выбросов, превышения ПДК по содержанию агрессив-
ных газов в воздушной среде и содержания агрессивных веществ в сточ-
ных водах должны быть основным условием длительной стойкости же-
лезобетонных конструкций. Там, где это необходимо, следует учитывать,
что наиболее чувствительным и ответственным элементом железобетон-
ной конструкции является арматура и, следовательно, должны быть при-
няты меры по ее защите как за счет повышения защитных свойств бето-
на, так и в результате специальных мер. Вторичная защита бетона лако-
красочными покрытиями или другими способами должна быть, как пра-
вило, исключена. Содержание данной книги и направлено на достижение
этой цели.
СОДЕРЖАНИЕ
Предисловие ............................. . . ..... ... 3
Глава 1. Долговечность железобетона...................... ... 5
Список литературы..........................................12
Глава 2. Классификация и нормирование химической агрессивности
внешней среды по отношению к бетону . /......................13
Список литературы..........................................22
Глава 3. Стойкость бетона в суровых климатических условиях...23
3.1. Характеристика климатических воздействий на железобетон . . 23
3.2. Морозостойкость бетона................................24
Список литературы..........................................44
Глава 4. Структура бетона.....'..............................47
4.1. Бетон как композиционный материал ....................48
4.2. Поровая структура бетона..............................48
4.3. Факторы, влияющие на поровую структуру .............. 56
4.4. Характеристики поровой структуры .....................70
Список литературы....................................... 73
Глава 5. Процессы коррозии и стойкость бетона в химически агрессив-
ных средах ................................................. 76
5.1. Коррозия I вида....................................... 76
5.2. Коррозия II вида ..................................... 82
5.3. Коррозия III вида...................................... 9 2
5.4. Коррозия бетона в разных средах......................1и4
5.5. Биокоррозия...........................................113
Список литературы..........................................117
Глава 6. Внутренняя коррозия бетона..........................122
Список литературы.........................................135
Глава 7. Коррозия стальной арматуры.........................137
7.1. Теория процесса коррозии стали в бетоне.............. 137
7.2. Коррозия стали в бетоне. Период развития..............147
7.3. Коррозия под напряжением..............................1о8
7.4. Повышение коррозионной стойкости арматуры ............182
7.5. Инкубационный период при хлоридной агрессивности среды . . 1*'0
Список литературы..........................................202
Глава И. Бетон, как среда, защищающая стальную арматуру от кор-
розии .....................................................2» 5
8.1. Пассивирующее действие бетона на сталь ... ........2'.)5
8.2. Защитное действие легкого бетона ....................207
8.3. Кинетика карбонизации как мера длительности защитного дей-
ствия бетона ............................................239
8.4. Повышение защитного действия бетона добавками-ингибито-
рами .....................................................216
8.5. Прогноз состояния железобетона в атмосферных условиях ... 219
Список литературы.........................................222
Глава 9. Специальная зашита арматуры........................223
9.1. Защитные покрытия арматуры ..........................226
9.2. Катодная защита арматуры железобетонных конструкций .... 246
9.3. Защита сварных соединений сборных железобетонных конст-
рукций ...................................................248
Список литературы.........................................249
Глава 10. Коррозия железобетонных конструкций ...............252
10.1. Напряженное состояние железобетонных конструкций и его
влияние на процессы коррозии ............................Л 252
10.2. Трещины в бетоне и их влияние на процессы коррозии арма-
туры .....................................................256
10.3. Повышение долговечности при проектировании и изготовле-
нии конструкций ..........................................268
Список литературы.........................................286
Глава 11. Расчет сроков службы и прогноз долговечности железобетон-
ных конструкций..............................................288
11.1. Выщелачивание извести при фильтрации воды через бетон . . . 292
11.2. Действие кислот на бетон ...........................295
11.3. Действие сульфатов на бетон.........................300
11.4. Разрушение бетона при попеременном насыщении раствором
солей и высушивании.......................................303
11.5. Прогноз долговечности железобетонных конструкций в воз-
душных средах.............................................305
Список литературы.........................................309
Заключение................................................310
CONTENTS
Foreword......................................................... 3
Chapter I. Durability of reinforced concrete..................... 5
References.................................................... 12
Chapter 2. Classification and rating of outside medium which is
chemically aggressive to concrete.......................... 13
References................................................... 22
Chapter 3. Concrete resistance under severe climate conditions . . 23
3.1. Climatic effect on reinforced concrete................. 23
3.2. Concrete frost resistance.............................. 24
References................................................... 44
Chapter 4. Concrete structure.................................. 47
4.1. Concrete as a compositional material . . .............. 48
4.2. Porous structure of concrete .......................... 48
4.3. The factors that influence porous structure............ 56
4.4. Characteristics of porous structure ................... 70
References................................................... 73
Chapter 5. Corrosion processes and concrete resistance in chemi-
cally aggressive media.......................................... 76
5.1. Corrosion of I type.................................... 76
5.2. Corrosion of II type .................................. 82
5.3. Corrosion of III type.................................. 92
5.4. Concrete corrosion in various media....................104
5.5. Biocorrossion of concrete ..............................113
References ................................................. 117
Chapter 6. Internal concrete corrosion.......................... 122
Chapter 7. Corrosion of steel reinforcement...-............... 137
7.1. Theoretical features of the process of steel corrosion in
concrete.................................................... 137
7.2. Corrosion of steel in concrete. Development period..... 147
7.3. Corrosion under stress effect.......................... 168
7.4. Increasing corrosion resistance of reinforcement....... 182
7.5. Incubative period in case of chloride aggressiveness . . . 190
References..................................................
Chapter 8. Concrete as a medium that protects steel reinforcement
againts corrosion ..............................................205
8.1. Passive effect of concrete on steel.....................205
8.2. Protective action of lightweight concrete...............207
8.3. Kinetics of carbonization as a measure of duration of
protective concrete action...................................209
8.4. Increasing protective action of concrete by means of
additives-inhibitors ........................................216
8.5. Predicting reinforced concrete performance under atmosp-
heric conditions ...........................................219
References................................................. 222
Chapter 9. Special protection of reinforcement . .............223
9.1. Protective coatings of reinfercement ..................226
9.2. Cathodic protection of reinforcement used in reinforced
concrete structures.........................................246
9.3. Protection of welds in reinforced concrete structures .... 248
References..................................................249
Chapter 10. Corrosion of reinforced concrete structures.......252
10.1. A stressed state of reinforced concrete structures and its
effect on corrosion processes...............................252
10.2. Cracks in concrete and their influence on reitforcement
corrosion...................................................256
10.3. Increasing durability of structures during their design
and manufacture.............................................268
References.............................................. 286
Chapter 11. Service life calculation and reinforced concrete dura-
bilityprediction ..............................................288
11.1. Lime leaching during water filtration through concrete 292
11.2. The action of acids on concrete.......................295
11.3. The action of sulphates on concrete...................300
11.4. Concrete failure in case of alternate saturation with salt
solutions and drying........................................303
11.5. Predicting the durability of reinforced concrete structu-
res air media...............................................305
References..................................................309
Conclusion..................................................310
Научное издание
АЛЕКСЕЕВ Сергей Николаевич,
ИВАНОВ Федор Михайлович
МОДРЫ Силва,
ШИССЛЬ Петер
ДОЛГОВЕЧНОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА
В АГРЕССИВНЫХ СРЕДАХ
Технический редактор Р. Я. Лаврентьева
Корректоры: Е.Р. Герасимюк, С.А. Гудилина
Оператор Н.М. Гайнулина
ИБ № 4786
Подписано в печать 24.08.90 Формат 60x90 1/16 Бумага
офсетная № 2 Печать офсетная Усл. печ. л. 20,0 Усл. кр.-отг. 20,0
Уч.-нзд. л. 23,61 Тираж 6 100 экз. Изд. № АУШ—2S01 Зак. №613
Цена 5 руб.
Стройиздат. 101442 Москва, Калясь.-кая, 23а
Тульская типография Государственного
комитета СССР по печати. 300600.
г. Тула, проспект Ленина, 109
Проект- ОТКРЫТЫЙ ДОСТУП
Над оцифровкой данной книги работали:
Ружинский С.И. rygmski(a)aport.ги
Ружинский Ю.И.
РаенкоА.С.
август 2005, г. Харьков, Украина
г.Харьков, ул. Чкалова 1
МП «Городок»
Популяризация применения химических добавок и оригинальных технологий в строительной индустрии.
ryginski@aport.ru
+38(057)315-32-63
Здесь может быть Ваша реклама!
Закажи книгу по бетоноведению или строительству на оцифровку и размести в ней свою рекламу.
Дополнительная информация: ryginski@aport.ru