Л.М. Пухонто
ДОЛГОВЕЧНОСТЬ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ
Л. М. Лухонто
ДОЛГОВЕЧНОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ
(силосов, бункеров, резервуаров, водонапорных башен, подпорных стен)
И-латезьствл АСВ Москва 2СЮ4 г.
ХЦК 624.154, 624.131
L24
Рецензенты: зам. директора ГУП "ЦНИИСК им. Кучеренко" Госстроя России”, Почетный член РААСН, профессор, д.т.н. Райзер В.Д.,
Почетный член РААСН, профессор д.т.н., зав. кафедрой "‘Строительные конс-рукции” МИИ1а Чирков В.П.
ISBN 5-93093-255-7
Д< Л1 .вечность железобетонных конструкций инженерных сооружений: (силосов, бункеров, резервуаров, водонапорных башен, подпорных стен). Монография Пухонто Л М. М • Изд-во АСВ, 2004 - 424 стр. с илл.
Изложены основные положения проектирования до..говечности железобетонных конструкций инженерных сооружений, существующие методы ее оценки, прогнозирования и повышения, понятия и критерии, связанные с долговечностью. Рассмвтренны основные типы, конструктивные особенности , дефекты и повреждения сооружений для хранения сыпучих материалов и жидкостей. Дан анализ механизмов основных деградапионных процессов в бетоне и арматуре железобетонных конструкции и соответствующих моделей долговечности. Приведены результаты оценки статистически^ параметров эксплуатационных нагрузок инженерных сооружений ня основе представления нагружения как нестационарного случайного процесса Изложены результаты исследований сопротивления железобетонных элементов и их моделей малоцикловым длительным нагрузкам. Приведена методика расчёта срока службы железобетонных элементов инженерных сооружений в формате метода предельных состояний. Представлены результаты применения метода конечных элементов для численного исследования напряженно -деформированного состояния и долговечности железобетонных силосов. Практические аспекты отражены в рекомендациях при выборе материала, конструктивной формы, объемно - планировочных решений диагностике состояния конструкций, методах устранения дефектов и повреждений, методах защиты бетона и арматуры при работе сооружений в характерных агрессивных средах
В книгу включены примеры вероятностного расчета долговечности железобетонных конструкций.
Для студентов студентов строительных факультетов, инженеров, научных работников, практиков в области железобетонных конструкций, специалтстов по оценке недвижимости, контролю качества строительной продукции, защите окружающей среды.
ISBN 5-93093-255-7
© Пухонто Л М., 2004 г.
© Издательство АСВ, 2004 г.
ПРЕДИСЛОВИЕ
Проблемы долговечности привлекают заметное и все возрастающее внимание в строительном мире. Это объясняется тем, что значительная часть зданий, сооружений и объектов инфраструктуры возведена 50-70 лет назад н находится в настоящее время в изношенном состоянии. Развитые страны Запада вышли па 50-процентный уровень расходов на восстановление, реконструкцию или ремонт от всего строительного бюджета. Для конструкций, работающих в интенсивном режиме и неблагоприятных условиях: мостовых пролётных строений, многоэтажных гаражей, туннелей и гидросооружений процессы деградации проявляются в более ранние периоды эксплуатации, сокращая ожидаемый срок службы. Эго особенно свойственно и для таких сложных и ответственных сооружений как силосы, бункеры и резервуары, тонкостенные элементы которых более уязвимы для коррозии. Емкостные инженерные сооружения - необходимая часть современного городского строительства. Они нашли применение во многих отраслях промышленности и сельского хозяйства. Весьма важна их роль в жизнедеятельности крупных городов В московском строительстве наиболее повреждаемыми оказались мосты и путепроводы, подземные переходы, тоннели, каналы, коллекторы, подземные сооружения, фундаменты зданий и сооружений.
Ситуация характерна также и тем, что согласно декларируемым прогнозам развития мирового хозяйства наблюдаются тенденции к перемещению производственных мощностей в большинстве стран мира с материковой части на прибрежную зону, что предполагает' соответствующий рост объемов строительства на новых территориях вблизи побережий. Это вызвано тем, что морской транспорт при массовых экспортно - импортных перемещениях продукции самый экономичный, - заметна снижаются транспортные издержки. При этом сами конструкции попадают в условия эксплуатации в более агрессивных средах. В прибрежных регионах Российской Федерации проживает более половины ее населения.
Многоплановая проблема долговечности железобетонных конструкций зданий и сооружений представляет собой совокупность ряда взаимосвязанных проблем: технологичности, надежности, экономичности, а также экологических аспектов. Ее решение должно осуществлят ься на основе системного подхода.
В то же время в области долговечности еще много неясного; часто рассмотрение ограничивается практическим или даже коммерческим уровнями, и для дальнейшего продвижения необходимо решить ряд назревших проблем. Одна из важнейших - разработка современных методов прогнозирования долговечности или срока службы проектируемых элементов и конструкций. Другой существенной и актуальной проблемой является разработка практических методов повышения долговечности железобетонных 3
конструкций инженерных сооружений, находящихся в эксплуатации. В книге рассматриваются оба эти аспекта.
В главе 1 изложены общие вопросы и современное состояние данной проблемы, включая основные положения проектирования долговечности железобетонных конструкций, существующие методы ее оценки, понятия и критерии, связанные с долга вечностью. В главе 2 рассматривасюся основные типы и конструктивные особенности инженерных сооружений для хранения сыпучих материалов и жидкостей, влияющие на их долговечность. В главе 3 дан анализ дефектов и повреждений железобетонных конструкций эксплуатируемых силосов, бункеров и резервуаров. Глава 4 посвящена анализу основных деградаций и пых процессов в бетоне и арматуре железобетонных конструкций эксплуатируемых инженерных сооружений. Глава 5 содержит анализ моделей долговечности для основных деградационных процессов в бетоне и арматуре. В главе 6 приведены результаты исследования статистических параметров эксплуатационных нагрузок инженерных сооружений на основе представления нагружения как нестационарного случайного процесса. В главе 7 изложены результаты экспериментально - теоретических исследований сопротивления железобетонных элементов и их моделей малоцикловым длительным нагрузкам. Глава 8 посвящена расчёту долговечности железобетонных элементов инженерных сооружений в формате метода предельных состояний и включает основы подхода к оценке долговечности пол у вероятностным методом с использованием коэффициента надежности по сроку службы. В главе 9 представлены результаты применения линейного и нелинейного методов конечных элементов для численного исследования напряженно -деформированного состояния и долговечности железобетонных силосов. Заключительная глава 10 содержит практические аспекты повышения долговечности железобетонных конструкций емкостных инженерных сооружений: рекомендации при выборе материала, конструктивной формы, объемно - планировочных решений, диагностику состояния конструкций, метолы устранения дефектов и повреждений, методы защиты бетона и арматуры при работе сооружений в характерных агрессивных средах.
В книгу включены два приложения: первое содержит наиболее простые примеры вероятностного расчета долговечности железобетонных конструкций; второе носит справочный характер.
Книга рассчитана на широкий круг читателей, в первую очередь студентов строительных факультетов, инженеров и научных работников, а также практиков в области железобетонных конструкций. Структура книги отражает теоретические и прикладные аспекты проблемы, ее терминологическую специфику.
При подготовке книги в рамках сопоставительного анализа использованы отечественные и зарубежные публикации последних лет по проблемам долговечности железобетонных конструкций инженерных сооружений, а 4
также материалы международных организаций. В основу книги положены разработки автора и его аспирантов к.т.н К. Зухайли, к.т.н. Ф. К. Джха, к. т н. В. Фаллуха, к.т.н О. В. Зенина, инж. А. Акматова. Автор выражает искреннюю благодарность коллективу кафедры железобетонных и каменных конструкций Московского государственного строительного университета, в первую очередь заведующему кафедрой, профессору, д. т. н.|А. В. Забегаеву[ и профессору, Д. т. н. Б. С. Расторгуеву, советами которых он неоднократно пользовался, за поддержку в выполнении данной работы.
Автор выражает глубокую признательность почетным членам РА-АСН профессору, д. т. н. В. Д. Райзеру, профессору, д. т. н. В. П. Чиркову, а также заведующей лабораторией коррозии и долговечности бетонных и железобетонных конструкций НИИЖБ'а Госстроя России профессору, к. т. н. Степановой В. Ф. и сотрудникам этой лаборатории к.т.н. Розенталю Н. К., к.т.н. Булгаковой М. Г., к.т.н. Красовской Г. М., взявших на себя труд прочтения рукописи, за ценные замечания и пожелания.
5
Глава 1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ:
СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ
Введение
Железобетонные конструкции инженерных сооружений в процессе длительной эксплуатации подвергаются воздействию сложных по своему характеру нагрузок, темиературно - влажностных деформаций, агрессивной среды, других внешних и внутренних по отношению к конструкции факторов
Особенность этих сооружений; хранящийся сыпучий материал или жидкость находятся внутри сооружения, взаимодействуя с железобетоном по значительной части внутренней поверхности тонкостенной пространственной конструкции; основные элеме1ггы этих сооружений работают в условиях нестационарного напряжённого состояния, как по направлению так и во времени, сохраняя одновременно несущие и ограждающие функции.
Эти сооружения рассматриваются как строительные объекты большой экономической ответственности или повышенного риска по отношению к окружающей среде. Возведение инженерных сооружений требует надёжных проектных прогнозов и современных технологических средств обеспечения долговечности.
Долговечность является важнейшим свойством и показателем надёжности, в которые заложена способность к длительной эксплуатации при необходимом техническом обслуживании, включая различные виды ремонтов.
ГОСТ 13377-75 “Надежность в технике. Термины и определения” называет долговечностью ‘‘свойство изделия сохранять работоспособность до предельного состояния с необходимыми перерывами для технического обслуживания и ремонта”.
Основная причина потери работоспособности конструкций заключается в изменении начальных свойств и состояний материала под влиянием времени эксплуатации, превышения допустимого уровня нагрузок и воздействий, а также дефектов проектирования, низкого качества строительных работ.
В конце срока службы, определяющего долговечность, в конструктивных элементах системы здания (сооружения ) могут проявляться процессы, связанные с износом или со старением, устранение которых или невозможно или экономически нецелесообразно.
Наиболее часто первопричинами повреждений являются коррозионные процессы, развивающиеся в конструктивных элементах сооружения из-за неблагоприятного воздействия факторов внешней среды; агрессивных газов в атмосфере воздуха, загрязнения грунтов и грунтовых вод, отрицательных климатических температур.
6
Последние 10 - 15 лет строительство России характеризуется более негативными аспектами в отношении реального контроля окружающей среды, фактическим снижением в ряде случаев требований к качеству строительства, расширением использования конструкций в сложных условиях, переходом на другие, не планируемые, технологии и, как следствие, ростом дефектов, повреждений или даже аварий. Растущее использование нетрадиционных материалов для бетона и железобетона, новых видов арматурных сталей существенно влияет на долговечность железобетонных конструкций. Наряду с новым строительством выявилась тенденция приоритета реконструкции зданий и сооружений, их ремонта.
В конструктивных элементах инженерных сооружений при их повреждениях происходят значительные и непредусмотренные проектом изменения и колебания внутренних усилий, сопровождающиеся чрезмерной концентрацией напряжений, значительными остаточными деформациями, локальным микро- и макроразрушением.
Локальные разрушения могут привести железобетонные конструкции к преждевременному выходу из строя до исчерпания надлежащего срока службы. В инженерных сооружениях последствия этих процессов проявляются в более ранние периоды эксплуатации по сравнению с несущими элементами одно- и многоэтажных зданий, это ведет к ограничению или приостановке производственного цикла.
Процесс роста микроразрушений в железобетонных конструкциях фактически может начинаться без заметных признаков, видимых изменений состояния поверхности и без существенных деформаций, что затрудняет своевременное обнаружение их на начальных стадиях эксплуатации. Накопление повреждений непосредственно является длительным процессом. С другой стороны, накопление повреждений носит случайный характер. Изменения и их последствия, внесённые отдельными деградационными процессами или их сочетаниями в работу сооружений, различны по уровню их влияния на напряженно - деформированное состояние элементов сооружений, различны в зависимости от ответственности элементов, их назначения и роли, которую они играют в работе сооружения, а также от интенсивности и длительности воздействий.
Долговечность железобетонных конструкций силосов бункеров, резервуаров зависит от физико - механических свойств материалов, методов расчета и конструирования, конструктивных решений, технологии строительства и изготовления, условий эксплуатации, случайных воздействий, параметров окружающей среды, в которой конструкция эксплуатируется. Должны быть учтены: деформации расширения бетона в водонасыщенном состоянии и усадки при высыхании, карбонизация, коррозия арматуры, химические реакции составляющих, эрозия и абразивные процессы, действие сульфатов, замораживание и оттаивание, биологическая деградация, качество исполнения. Влияют также подбор состава бетонных смесей, состав ис-
7
х одних материалов, пропорций бетонной смеси, уплотнения, термообработки и выполнения соответствующих операций ухода за бетоном. Оказывают влияние поверхность и форма железобетонной конструкции вследствие высыхания и увлажнения поверхности и вариаций хода температуры. При этом солнечная инсоляция и различные модели увлажнения - высыхания играют заметную роль.
Реакция сооружения на силовые и несиловые воздействия зависит также от направления фронта перемещения агрессивной среды, способности принятой конструктивной системы к приспособляемости.
Длительность силовых и коррозийных воздействий - весьма важная характеристика основного состояния строительных конструкций при их эксплуатации. Инженерные методы расчета также должны отражать: изменение физико -механических характеристик материалов и геометрических параметров конструктивных элементов, вызванные ими снижение несущей способности, жесткости и трещиностойкости, потерю устойчивости, сопровождающиеся сокращением ресурса и срока службы.
Решение рассмотренной проблемы в значительной степени определяется возможностью и умением оценивать напряженно-деформированное состояние конструкции с учетом фактора времени и кинетики параметров внешней среды, а также выполнять вероятностный расчет конструкций.
Учет перечисленных факторов в совокупности с реологическими процессами позволяет прогнозировать состояние работоспособности железобетонных конструкций инженерных сооружений при их эксплуатации и в перспективе.
Для обоснованной оценки состояния и долговечности конструкций необходим анализ внешних усилий и нагрузок, несиловых воздействий, их характера и сочетания, которые определяют преобладающие параметры процесса деградации.
Долговечность этих сооружений и их конструктивных элементов, имеющая комплексный характер, в значительной степени определяется способностью железобетона длительно сопротивляться переменным нагрузкам и неблагоприятным воздействиям окружающей среды.
Длительность, интенсивность и повторяемость воздействий, их общий характер оказывают в большинстве случае решающее влияние на распределение и трансформацию с течением времени напряжённо- деформированного состояния по всему объёму, занимаемому конструкцией.
Фактические характеристики многих хранящихся материалов или жидкостей разнообразны и требуют различных подходов для надёжного и экономичного проектирования этих сооружений.
В широком смысле воздействия на железобетонные элементы, представляют собой случайные процессы, развёрнутые во времени.
Одной из важных особенностей нагрузок, влияющих на эксплуатационные показатели сооружений, является спраниченная продолжительность 8
ее действия, определяемая сроками хранения сыпучего материала или жидкости, Характерным в проявлении длительных нагрузок на элементы сооружений вследствие полных и частичных разгрузок и догрузок при нормальном эксплуатационном режиме функционирования сооружения является цикличность силовых воздействий.
Переменный характер воздействий, как кратковременных, так и длительных, отрицательно влияет на работу конструкций, так как в первую очередь “ расшатывает “ структуру материала, способствует росту микротрещин и увеличению проницаемости, и выражается в изменении основных физико - механических свойств материалов и начальных параметров железобетонных конструкций. Поэтому их расчет без учета этих факторов не дает реальной картины напряженно - деформированного состояния сооружения, особенно при монолитном способе возведения, если конструкции загружаются в период набора прочности бетоном.
В целом развитие проблемы долговечности железобетонных конструкций и сооружений реализуется путём разработки методов оценки, прогноза и повышения долговечности. При рассмотрении долговечности железобетонных конструкций можно выделить следующие особенности этой проблемы:
1)	вероятностный характер силовых и несиловых воздействий, их комплексность и взаимосвязь;
2)	изменчивость технических характеристик материалов и конструкций;
3)	влияние фактора времени на характер воздействий и свойства материалов.
Повышение долговечности и других показателей надёжности обычно гарантируется качеством проектных и строительных работ, а также учетом и отражением опыта строительства и эксплуатации ранее возведённых сооружений.
Важным принципом современного проектирования железобетонных конструкций инженерных сооружений является обеспечение гарантий безопасности в течение планируемого срока службы и сохранение эксплуатационных качеств, то есть заданной долговечности. Безопасность и эксплуатационная пригодность инженерных сооружений обеспечиваются совершенством норм проектирования, качеством проекта, материалов, изготовления, монтажа и возведения, условиями эксплуатации. Поэтому при проектировании и расчете необходимы оценки: с одной стороны - фактической несущей способности и остаточной долговечности существующих железобетонных конструкций, получивших повреждения, с другой стороны - срока службы новых разрабатываемых конструкций с использованием математических моделей их износа.
Проектирование железобетонных конструкций традиционно базируется на трех составляющих: конструировании, оптимизации стоимости 9
строительства и начальном качестве. В нормах проектирования железобетонных конструкций СНиП 2. 03. 01 - 84* использованы концепции, основанные на удовлетворении в явном виде прямых требований безопасности и эксплуатационной пригодности; долговечность или срок службы обозначены косвенно. Нс нашли отражение процессы, связанные с изменением структуры материала под влиянием переменных нагрузок и его реальных свойств в окружающей среде; не учтено влияние коррозионных процессов на напряженно - деформированное состояние конструкций.
Опыт в решении проблемы долговечности опирается в основном на начальные свойства материалов и конструирование. Остаётся открытым вопрос обеспечения показателей надёжности в случае, если в процессе эксплуатации изменился микроклимат; если используются новые виды материалов, для которых ограничена надёжная информация о практическом опыте их длительного применения.
Проблема прогнозирования долговечности, кроме оценки ожидаемых распределений срока службы, включает в себя традиционный расчет на эксплуатационную надежность, поэтому расчет на безопасность и прогнозирование срока службы являются взаимосвязанными задачами.
Теоретической базой и методологической основой для решения задач долговечности является теория вероятности. Длительный срок эксплуатации инженерных сооружений делает прогнозирование надежности ( безопасности ) весьма сложным. Одновременно в сооружении может возникнуть несколько путей появления отказа; каждому из них соответствует своя вероятность.
Методы оценки безопасности и долговечности проектируемых железобетонных конструкций предполагают использование расчетных моделей, описывающих процесс деформирования этих конструкций, учет развития и накопления повреждений и специфики разрушения.
Закономерности кинетики повреждений, деградационные механизмы, меры и критерии проектирования, математические модели, отражающие специфику развития процессов микроповреждений и микродефектов, приближенны и требуют дальнейшей научной проработки. Для этого необходимо знать скорость процессов и степень износа в функции времени. Такие зависимости мотут быть установлены на основе феноменологических и иных моделей, полученных в результате рассмотрения физики и химии процессов или экспериментальным путем.
Объекты строительства при эксплуатации могут испытывать одновременно физические, химические, биологические, атмосферные, силовые, тепловые и другие виды воздействий. Комбинированное воздействие нагрузки и внешней среды приводят к ускоренному процессу коррозионного разрушения, За последние годы отмечен рост публикаций в этом направлении. Однако вопросы, связанные с анализом и оценкой долговечности стро-10
ительных конструкций получили освещение для отдельных типов конструкций, в основном на уровне долговечности материалов. Железобетонные конструкции инженерных емкостных сооружений в этом смысле остаются сл абои зу чен ны ми.
В условиях отсутствия или ограниченности статистической информации использование возможностей компьютерного моделирования дегра-дационных процессов приобретает особую значимость. Моделирование этих сложных процессов является, по-видимому, в настоящее время и в обозримом будущем основным средством оценки срока службы железобетонных конструкций инженерных сооружений.
Математическое моделирование призвано обеспечить связь с результатами испытаний лабораторных образцов и обследованиями натурных конструкций, которые являются основным элементом гарантий надежности и безопасности; оно является также основным средством прогнозирования во времени степени воздействия окружающей среды и механических нагружений на физике - механические характеристики железобетона и изменение качества железобетонных конструкций из -за развития в них повреждений.
Решение этих задач в отношении инженерных сооружений было рассмотрено на пути;
-	изучения и анализа природы процесса и механизмов образования повреждений на основе достижений теории коррозии бетона и арматуры;
-	разработки прикладных методов и программ моделирования дегра-дационных процессов, опирающихся на статистические данные о параметрах этих процессов;
-	развития инженерных методов расчета и прогнозирования долговечности конструкций на базе математических моделей деградацион-ных процессов, в том числе с учетом напряженно - деформированного состояния и его изменения при коррозионных процессах.
Корректное отображение в расчетных процедурах реальных условий эксплуатации позволит повысить безопасность для персонала, снизить риск загрязнения окружающей среды, отыскать более экономичное решение инженерных сооружений.
При изучении технических и матемазических аспектов проблемы оценки и прогноза долговечности железобетонных конструкций инженерных сооружении были выделены три основные группы вопросов:
-	определения, понятия или формулировки, критерии, применяемые в анализе задач долговечности;
-	общие расчетные схемы, характеристики долговечности железобетонных конструкций, начальный период эксплуатации ( приработка), период нормальной эксплуатации сооружений:
-	теоретические предпосылки и общие модели долговечности, расчетные схемы зданий и сооружений, взаимодействие их с основанием.
II
Рассматриваемой проблеме посвящен ряд научно - технических конференций: в 1994 г. по инициативе академии архитектуры и строительных наук РФ ( РАЛСН РФ) проведены академические чтения “Долговечность материалов, зданий и сооружений. Оценка и прогноз", в которых приняли участие ведущие специалисты России; на это направление ориентирована международная конференция в г. Саранске “Долговечность строительных материалов и конструкций" (1995); в 1991-1997 годах состоялись международные конференции и семинары в США, Великобритании, Индии и других странах, освещающих эту проблему, в том числе конференция по долговечности и ремонту железобетонных конструкций в г. Хайдерабаде, Индия (1997 г); семинар по поддержанию эксплуатационной пригодности железобетонных конструкций в г. Шеффилде, Великобритания (1997 г.); 1-я международная конференция по проблемам живучести конструкций, имеющих повреждения, Бразилия (1998 г.), конференции “Долговечность и защита конструкций от коррозии’’, г. Москва (1999 г.), “Долговечность строительных конструкций”, г. Волгоград (2002 г.)
Изучению долговечности железобетонных конструкций силосных башен для хранения сенажа посвящен международный симпозиум “ Применение бетонных и железобетонных конструкций в сельском хозяйстве, производстве морепродуктов и при сохранении окружающей среды сельских поселений”, состоявшийся 21 -24 мая 1997 г. в г. Ставанджер, Норвегия.
Над её реализацией за рубежом занимается ряд коллективов специалистов. В рамках Американского института бетона (ACI) работает комитет 201 “Долговечность бетонов и конструкций”, технический комитет I30-CSL международного союза лабораторий по испытанию к исследованию материалов и конструкций (R1LEM), международный комитет по разработке модельного кода для проектирования железобетонных конструкций для стран Азии (1САСМС), национальные комитеты ведущих развитых стран, а также международные организации CIB, 1ABSE, СЕВ, FIB, ISO.
В стадии разработки находятся новые стандарты для планирования срока службы (ISO 15686); исследования ведутся в рамках общеевропейской программы “Жизненный цикл зданий и объектов инфраструктуры” (L1FE-T1ME).
В британские нормы проектирования железобетонных конструкций включены ряд разработок, в том числе введены новые предельные состояния по долговечности. В институте стандартов Великобритании (BSI) и американском институте бетона (ACI) подготовлены руководства по проектированию долговечных бетонных и железобетонных конструкций; в рамках Евросоюза выпущен справочник проектировщика “Долговечность железобетонных конструкций”, этому вопросу посвящена отдельная глава в международных нормах проектирования железобетонных конструкций (Еврокод-2 ), а так же раздел " Защита конструкций от неблагоприятного воздействия среды “ проекта СНиП 51 -01 “ Бетонные и железобетонные конструкции. 12
Нормы проектирования” и материалы проекта СП 52-01-02. CIB-RILEM ввел в действие систему проект ирования зданий и сооружений с учетом требуемой долговечност и и условий эксгшуатации.
Ниже представлен общий обзор исследований в области методов оценки ресурса и прогнозировании срока службы как для новых железобетонных конструкций, так и для находящихся в эксплуатации, для того, что бы развивать понимание методологии разных подходов к оценке и прогнозированию срока службы железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений и помочь читателю сформулировать базис для выбора подходящих методов.
1,1 Общее состояние исследовании по теме
Прогнозирование ресурса и срока службы - составляющая часть теории надёжности железобетонных конструкций.
Литература в отношении надёжности обширна и мнотоп лаиова. В монографии преимущественно рассмотрены результаты исследований, относящиеся к теоретическим основам прогнозирования сроков службы железобетонных конструкций, и которые в той или иной степени оказали влияние на решение проблемы, стоящей перед автором. По ряду источников обсуждены различные точки зрения с целью более объективного подхода и для выявления особенностей современного состояния вопроса.
Еще в 1924 г. Н. С. Стрелецкий выделил три фактора, определяющих безопасную работу сооружения: изменчивость свойств в материалах, изменчивость нагрузки и конструктивную поправку на правильность и качество изготовления конструкций. Он отметил, что, поскольку эти факторы носят случайный характер, то и их изучение должно вестись соответствующими методами математической статистики, и предложил использовать теорию вероятностей на основе изучения фактических отклонений нагрузок, прочности материала и качества конструкции от запланированных [80]. Н.С. Стрелецким предложен универсальный подход по нахождению оптимального срока службы, который должен определяться по минимуму эксплуатационных расходов.
Статистическая природа запаса прочности была показана М. Майером (1926 г.) и Н. Ф, Хоциаловым (1929 г.) [153],
Современные методы расчета надёжности строительных конструкций, разработанные В. В. Болотиным, А. Р. Ржаницыным и другими учёными, открыли возможность внедрять в практику проектирования, строительства и эксплуатации методы теории вероятности, математической статистики и теории случайных процессов [24, 25].
Важная роль в постановке и развитии проблемы долговечности принадлежит В. В. Болотину, в фундаментальных трудах которого, начиная с 1953 л, были заложены основы надёжности для строительных конструкций и сооружений, впервые применена теория случайных процессов к решени
13
ям задач надежности с учетом фактора времени и сформулированы основные положения современной теории расчёта. Им показано, что воздействия на строительные конструкции представляют собой случайный процесс, развёрнутый во времени.
В варианте теории надёжности механизмов и конструкций, разработанном В. В. Болотиным, отражено поведение объекта как результат его взаимодействия с окружающей средой. В. В. Болотину свойственно глубокое проникновение в природу явлений, в основе которого лежало соединение методов механики разрушения материалов и конструкций с теорией случайных процессов.
Условие надёжности конструкции в течение времени эксплуатации имеет вид:
P(D^P„,	(Li)
где P(l}- вероятность безопасной работы конструкции в момент времени f; Р„ - нормативное значение вероятности безопасной работы. Левая часть неравенства означает, что опасное состояние наступает в том случае, если усилие от внешней нагрузки S превышает несущую способность элемента Z, то есть, если
S-Z>0	(),2)
с вероятностью 1 - Р(I).
Для расчёта вероятности безопасной работы вычисляются стохастические свойства системы “нагрузка - прочность", поскольку конкретные реализации случайных процессов нагрузок нанесу щей способности отклоняются от своих средних значений S(t) и Z(t), изменяющихся с течением времени г.
Поэтому для любого момента времени должны быть описаны распределения несущей способности f ( z, I) и нагрузок f ( s. t), и построены необходимые корреляционные связи между случайными величинами, определяющими поведение конструкции в течение срока её службы. В. В. Болотиным разработаны общие модели накопления повреждений, развит объединённый подход к механике разрушений, зарождению и росту усталостных трещин.
В области теории накопления повреждений В. В. Болотиным, по - видимому, впервые, были записаны условия двухстадийного процесса накопления повреждений в форме:
~ = /0(G,S);
ап
Ж ГО; G <1 ’	(L3)
</п	(G, D,S);G>\
где G - функция меры подготовительной ( скрытой ) стадии без видимого проявления повреждений;
D - функция меры “ открытой “ фазы развития повреждений.
14
Всё это позволило создать методы прогнозирования ресурса и срока службы на основе данных о материалах, конструкциях, нагрузках и воздействиях. Им развиты методы прогнозирования показателей долговечности на стадии проектирования и подходы по оптимизации показателей долговечности, а также методы, позволяющие оценить остаточный ресурс.
Успешной разработке вероятностных методов расчёта способствовали фундаментальные работы А. Р. Ржаницина [171], который предложил вероятность безотказной работы конструкций Р (t) за заданный срок службы “п” лет определять как вероятность неравенства
(14)
где Qn - обобщенная нагрузка, которая может возникнуть в течение расчётного срока службы; R- характеристика обобщенной прочности конструкции. Тогда резерв прочности конструкции определяется как:
S = R-Q„	(1.5)
вероятность безотказной работы
odi,	(1.6)
где Ps - плотность распределения случайных величин с заданным законом распределения. При выражении Р, через плотность вероятности нагрузки Р„ и прочности Рг вероятность Р (t) приобретает вид:
P(t) Q^')W)dt-	О-7)
где Ф (l) = 1 ~РГ (/); Рг - функция распределения характеристик прочности.
Одной из важных задач вероятностного расчёта строительных конструкций является расчёт на безопасность с учётом износа и влияния местных дефектов. А. Р. Ржаннцыным для случая стационарного гауссовского процесса получены решения, определяющие коэффициент запаса 2; для заданной вероятности v срока службы сооружений Т, и параметрах, характеризующих случайные функции прочности и нагрузки. Им также предложен подход к определению оптимального показателя надежности, основанного на миннимуме полных ожидаемых затрат на возведение сооружения и затрат на ликвидацию разрушений или повреждений. При этом был предусмотрен у чет- вероятности возникновения повреждений в течение срока службы. В дальнейшем подход был развит Б. И. Снаркнсом, Н. Н. Складневым, Ю.Д, Суховым, С.А. Тимашевым, А.С. Лычевым, А. Сарья, Е. Везикари и Другими [190, 24,38,171,190,196,55,80,203,92,93,43].
Для круговой цилиндрической оболочки, подверженной внутреннему давлению, В. Д, Райзером и А. Рафиком получены значения функций надежности и аппроксимирующих функций, которые были использованы для оценки уровня надежности в разных условиях. Показано, что коррозия, температурные напряжения, взаимодействие напряженного состояния с коррозией заметно снижают общую надежность оболочки.
15
Техника вычислений вероятностного отказа предусматривает ряд этапов: определение состояния отказа, выбор функции работоспособности, формулировка условий отказа, выбор вероятностных моделей и вычисление вероятности условия отказа методами численного интегрирования, а так же методом “ горячих “ точек. Статистическое моделирование выполняется по частоте появления события или методом Монте - Карло [156].
В.Д. Райзером разработаны и развиты вероятностные модели климатических и технологических нагрузок для их нормирования, методы вычисления вероятности отказа и оценки надежности конструкций в условиях равномерного и неравномерного коррозионного износа[153-1561.
В. Д. Райзером введена функция износа в условие безотказной работы конструкций:
^/(f) = Z(0>5W	(1,8),
где - начальное значение несущей способности; S(t) - нагрузочный эффект ( усилия, напряжения);/(t) - функция износа; Z(t) - процесс изнашивания. Существенный вклад в совершенствование вероятностных методов расчета надежности и долговечности внесли работы О.В. Лужина, А.П. Кудзиса, Д.Н. Соболева, Кошутина Б.Н., Злачевского А.Б. и других ученых; исчерпывающая информация содержится в [85,91,92].
Однако применение этих методов теории надёжности для прогнозирования долговечности железобетонных конструкций встретило ряд трудностей. Известные модели надёжности строительных конструкций "нагрузка - прочность”, в случае, когда причиной отказа является разрушение, в основном не учитывают фактор времени и не позволяют проследить эволюцию состояния конструкции, связанную с процессами разрушения.
При сохранении общих их принципов, практические методы расчёта ресурса и срока службы железобетонных конструкции отличаются от принятых в оценках долговечности машин и механизмов вследствие специфики развития деградационных процессов и разнообразия их сочетаний, весьма разной длительностью эксплуатации, из - за ограниченности или отсутствия исходной информации о законах распределения случайных факторов во времени и других причин. С этих позиций В. О. Осиповым, В. П. Чирковым, М.И. Иосилевским, Р.К. Мамажановым, Б.С. Расторгуевым, В.М. Бондаренко, Е. А. Гузеевым, К. А. 11ирадовым, И. Т. Мерсояповым были разработаны предложения по физическим и математическим моделям расчета сроков ( ресурса) для элементов конструкций и сооружений различного назначения, в том числе мостовых [47-50,99,115,150-152,196-200,150-152,203,204], позволяющие оценить:
-	уровень надёжности принимаемых решений;
-	вероятность его реализации;
-	степень экономического и социального риска при достижении кон-
16
струкгивных отказов или предельных состояний, а также.
-	прогнозировать расчётом сроки службы железобетонных конструкций с учётом их физического состояния, изменяющегося во времени; - дать анализ статистической информации по нагрузкам, воздействиям и материалам;
-	и обосновать пути и средства организации надёжной эксплуатации мостовых железобетонных конструкций.
Методологическая база этих исследований, таких как основы теории сопротивления бетона режимным нагружениям, прогнозирование долговечности с использованием теории суммирования повреждений в значительной части носит универсальный характер и может быть распространена на рассматриваемые в книге типы сооружений.
При изучении строительных объектов, подверженных воздействию знакопеременных нагрузок, существенное значение приобрело понятие ресурса ( наработка, назначенный срок службы, суммарный срок службы ).
Чирковым В. П. были разработаны основы теории расчёта ресурса для железобетонных конструкций транспортных сооружении и предложены 5 принципов, определяющих поведение конструкций в эксплуатации и при наступлении предельного состояния.
Для описания изменения несущей способности Ф (I ) с учётом фактора времени и накопления повреждений предложена формула:
Ф(<) = а^1}Ф0	(1-9).
где Фо - несущая способность железобетонной конструкции после изготовления при I - 0; аф(1) - функция времени, отражающая изменение несущей способности с течением времени при эксплуатации в связи с нарастанием прочности, условиями повторных и длительных нагрузок, влиянием агрессивной среды и других факторов.
На основе этого подхода нм получено основное уравнение ресурса по бетону предварительно напряженных железобетонных пролетных строений мостов при совместном учёте переменных факторов, условий нагружения и эксплуатации, что позволило определить срок службы элементов конструкций в результате разрушения бетона:
г_ Д'1, (1 + у I ’J
где и,- - число циклов воздействий нагрузки в год; N, = 2  I О6; т - 20; у - коэффициент, соответствующий заданной обеспеченности Р; у = -2,33 при Р = 0,99; г] - коэффициент, учитывающий уровень нагружения. В качестве меры накапливаемых повреждений принят дифференциальный коэффициент поперечной деформации, изменение которого интщ-радьно отражает основные закономерности трещи необразован ня, структурных изменений и разрушения бетона под воздействием различных нагрузок. Аналогичные
БГЧГ-,-тг^д	ВЯБ1И0ТИА	17
ЯП ОИК
?ЕГ
(1.10),
зависимости получены для срока службы конструктивных элементов по признаку разрушения арматуры. Им изучены скорости воздействия нагрузок, внешней среды на железобетонные конструкции и обоснован практический метод расчета сроков службы конструкций по признаку карбонизации защитного слоя бетона.
Данный метод был продолжен в работах Р. К. Мамажанова для оценки ресурса транспортных сооружений, работающих в условиях сухого и жаркого климата. Методика прогнозирования сроков службы предусматривала учет накопления повреждений в бетоне и арматуре, вызванных циклическими нагрузками. Для описания процессов деградации и трещинообра-зования в сжатой зоне пролетных строений был использован основной параметр механики разрушений - коэффициент интенсивности напряжений.
Кудзисом А.П. даны практические способы расчета вероятностных показателей безопасности, пригодности, долговечности, бездефектности, живучести и приспособляемости железобетонных элементов и систем, состоящих из них. Учет факторов длительности и переменности воздействий, существенно влияющих на долговечность железобетонных конструкций при стационарном и нестационарном процессах сопротивления, нашел отражение в методике поверочного расчёта. Расчет распространён на условия, когда функция работоспособности представляет собой нестационарный случайный процесс; в качестве важных характеристик надёжности служат показатели долговечности: гамма - ресурс у, или п.; и технический ресурс у,м или nres. При гипотезе о нормальном распределении дана оценка отдельных железобетонных элементов при заданной обеспеченности их работоспособности.
Рассмотренный подход несколько условен из -за несовершенства методики оценки вероятности работоспособности элементов в сечениях случайного процесса: к несущей способности предъявляются высокие требования по надёжности, тогда как предельные состояния элементов характеризуются значительной неустойчивостью. В этом смысле более удобен расчётный метод, основанный на последовательной замене случайных аргументов [199].
Несмотря на ряд значительных достижений в развитии теории надёжности, вероятностные методы расчёта железобетонных конструкций все еще медленно внедряются в практику из - за отсутствия в справочной и нормативной литературе статистик распределений физико - механических характеристик бетона и арматуры, ограниченности данных о нагрузках и выходах сооружений из строя, а также недостаточной разработанности в методическом отношении техники расчёта иа надёжность.
Данные методы часто оценивают вероятность наступления события (отказа), степень риска, в то время как детерминированные методы - “нагрузку” события.
18
В современных нормах проектирования железобетонных конструкций по методу предельных состояний при разработке системы коэффициентов надёжности в рамках теории надежности использованы методы теории вероятности и математической статистики, а непосредственно расчёт выполняется по детерминированной схеме. Железобетонные конструкции, рассчитанные с помощью методов расчета, регламентированных в нормах проектирования [183], могут иметь неодинаковую вероятность безотказной работы по разным сечениям.
Кроме того, в силу многоплановости проблемы долговечности, в настоящее время возможности только вероятностных методов не позволяют получить ответы на ряд конкретных вопросов, интересующих практиков, поэтому получили развитие другие подходы (раздел 1.2 данной главы)
Опыт использования оценки долговечности железобетона и способы её обеспечения обобщены национальными и международными организациями: R1LEM, СЕВ, FIB. Подробный обзор состояния вопроса долговечности железобетонных конструкций подготовлен европейским комитетом по бетону (СЕВ). Это позволило перевести данную проблему в фазу подготовки справочных и нормативных документов по проектированию долговечных конструкций [38,55,109,177].
Работы Биби А., Фагелунда Б., Сомервиля Г., Туутти К., Хаккинена Т., Шисселя Р., Везикари Е., Сарья А., Сиемса Т., Ростама С., Витмана Ф. Невилля А., Дира Р., Бажанта 3. и других учёных привели к подготовке и включению в Евронормы ряда новых положений по прогнозированию и повышению долговечности железобетонных конструкций [43,38,55,54,77,96, 105,178,124].
В нормах проектирования железобетонных ( BS 8110, АС( 318 ) и бетонных (AS 3600) конструкций развитых стран требования, относящиеся к долговечности, освещены в сжатой форме:
(	1 ) -классификация условий внешней среды;
(	2 ) - рекомендации по обеспечению низкой проницаемости в форме условий по подбору состава бетона, защитного слоя бетона, укладки и обработки для каждого случая условий внешней среды;
(	3 ) - особые рекомендации, относящиеся к определённым формам агрессивных химических и физических воздействий, в том числе воздействию сульфатов, хлоридов.
Обновлённый подход, данный в новой редакции норм Великобритании, США, Австралии, Индии и отдельных других стран, включает следующие основные факторы, влияющие на долговечность:
-	окружающую среду; защитный слой; тип и качество материала, содержание цемента и водоцементное отношение; методы укладки, обеспечивающие полное уплотнение; форму и размеры элемента.
Долговечность рассматривается как всеобъемлющий критерий, зависящий не только от условий окружающей среды, но также от расчётных па-
19
раметров конструкции, характеристик материалов, пропорций смеси и методов обработки. Подчёркивается важность изучения фундаментальных принципов, лежащих в основе процессов взаимодействия конструкций и окружающей среды.
Проект модельного кода Азии [109] содержит концепции:
-	расчёта по методу предельных состояний;
-	расчёта надежности;
-	норм проектирования, основанных на оценках качества.
Пониманию природы изменения прочностных и деформативных характеристик бетона в условиях многократно повторных нагрузок, воздействий среды и длительных нагружений в значительной мере способствовали работы Берга О. Я., Щербакова Е. Н. [21 ]. В них на уровне статистического подхода была раскрыта взаимосвязь этих характеристик с параметрами структуры бетона и показан механизм связи.
Вопросам исследований напряжённо- деформированного состояния, прочности, устойчивости, долговечности железобетонных конструкций, различных видов бетонов и композитных материалов с изменяющимися во времени свойствами, ресурса зданий и сооружений посвящены работы В. К. Иноземцева, Ю, И Кардашевича, В. В. Петрова, И. Г. Овчинникова, Ю. Н. Почтмана, Д. В. Харлаба, В. П. Чиркова, Н, И. Карпенко, Б, С, Расторгуева, А. В. Забегаева, А. С, Залесова, В. Л. Ерышева; для строительных конструкций в целом - К. А. Ширшова, В. Р. Сабурова, К. А. Шишова, В. Ю, Малова и других авторов.
Основы расчётного прогноза и управления процессом энергопоглощения при силовом деформировании строительных систем, пути энергетической оптимизации несущих конструкций, теория сопротивления железобетонных конструкций режимным нагружениям, методы нелинейной теории железобетона при разных во времени и по характеру видах воздействий развиты в работах Бондаренко В. М. и Бондаренко С. В. [27].
Основные положения теории ползучести как в линейной, так и в нелинейной постановках рассмотрены в работах С.В. Александровского, Н.Х. Арутюняна, J1. Больцмана, В.М. Бондаренко, В. Вольтерра, К.З. Галустова, А.А. Гвоздева, А.Б. Голышева, Н.А. Колесника, Я.Д. Лившица, А.К. Малмей-стера, ГН. Маслова, И.Е Прокоповича, Ю,Н. Работнова, А.Р. Ржаницина, Я.В. Столярова, А.Г. Тамразяна, И.И. Улицкого, Е.Я. Яценко, В.Г. Назаренко, А.С. Каца [16],204].
Анализ теорий, раскрывающих природу и механизмы ползучести бетона и железобетона, выполнен А.М. Невиллом, В.Г. Дилгером, Д.Д Бруксом, Ф. Витманом, З.П. Бажантом [10,105].
Заметное распространение получил метод нормируемых параметров, развитый в работах О, Я. Берга. Е. Н. Щербакова., И. Е. Прокоповича, М. М. Заставы и отраженный в СНиП 2.05.03 - 84 “Мосты и трубы" [186]. Метод основан на обработке и обобщении многочисленных экспериментальных 20
данных и подборе на их основе эмпирических зависимостей и коэффициентов, которые учитывают различные условия эксплуатации конструкций.
Расчетные методы, основанные на той или иной разновидности теории ползучести, позволяют определить напряжения, перемещения и деформации железобетонных элементов в любой момент времени действия длительной нагрузки постоянного уровня. Предложения по учету переменности внешних воздействий нашли отражение в трудах А.Я. Барашикова, Ю.П. Гущи, Н.И. Карпенко, И.П. Новотарского, З.Ю Юсупова, Крамарчука П.П., Р.Х. Мирмухамсдова, Т.А. Мукапетдиева и других авторов [74-76].
Метод трансформированного времени тт, разработанный Н.И. Карпенко, позволяет избежать необходимости запоминать обширную информацию по истории напряжённо- деформированного состояния элемента, что значительно упрощает расчёты.
Научное направление, связанное с решением проблемы расчёта долговечности стержневых и пространственных элементов конструкций в основном из композиционных материалов при использовании моделирования процессов взаимодействия конструкций с окружающей средой получило развитие в исследованиях научной школы механиков, возглавляемой Петровым В. П., Овчинниковым И. Г., а затем в исследованиях Иноземцева В. К., Деревянкиной F„ Н. и других авторов [110]. Его значительным преимуществом является универсальность; данный подход может быть приложен к расчёту долговечности элементов конструкций при воздействии разных эксплуатационных условий: агрессивных сред; высоких, низких и циклических температур; других воздействий. Метод позволяет решить проблему с позиций критерия прочности для сложных конструктивных систем: рамных, плоскостных, оболочечных в основном при отсутствии трещин.
Исследования опирались на математические модели, описывающие деформирование и разрушение конструкций в агрессивных рабочих средах и позволившие дать оценку их долговечности. В рамках механики конструкций сформулированы гипотезы для описания процессов взаимодействия конструкционных материалов и агрессивных сред, учета истории изменений напряженно - деформированного состояния во времени; построения и решения систем определяющих уравнений и постановки краевых задач долговечности. Вследствие усложнения расчётных схем, сложностей решения интегральных и интсгродифферепциальных уравнений, к которым относятся задачи расчета пластин и оболочек с учётом вязко - упругих свойств, расчёты выполнялись численными методами.
Исследованию сопротивления строительных материалов, в том числе композитных, действию агрессивных сред и гюлей, биохимическим видам коррозии, посвящены работы В. И. Соломатова, В. П. Селяева [5Я]. Изучены и описаны процессы биодеградации, химической деградации, демпфирующие свойства материалов, разработаны модели поведения материалов в жидких агрессивных средах, рассмотрены распределения свойств по сечению конструктивных элементов, особенности деградации цементных но-21
крытий. Так же предложены подходы к прогнозированию долговечности этих материалов и изделий из них методом деградационных функций при комбинированных воздействиях и дан критерий предельного состояния, наступающего вследствие разрушения сжатого элемента от совместного воздействия силовых факторов и неблагоприятных влияний внешней среды, который определяется неравенством:
N<D(N)N(O)	(1.11}
где W (0 ) - усилие, воспринимаемое элементом в начальный момент эксплуатации.
Для определения предельного состояния материалов при циклическом действии механических нагрузок, агрессивной среды и температуры использован критерий суммирования повреждений ( критерий Бейли ), получены выражения для описания долговечности образца при действии теплового, механического или химического видон энергии:
, ,	(“И., 1
r P(“..) = r»exp|-~J (1.12)
где Т - абсолютная температура; к- постоянная Больцмана; - начальная энергия активации; н„- уровень энергетического воздействия; т0 -константа. При этом поглощаемая энергия определяется как разность площадей диаграмм “ст- с”-, определённых до и после энергетического воздействия.
Наиболее приемлемой теорией для описания процесса разрушения бетона с учётом состояния его структуры, наличия в нём дефектов, микро -и макротрещин оказалась механика разрушений, которая является теоретической основой для прогнозирования ресурса в условиях накопления повреждений. Это научное направление, основоположником которого принято считать А. А. Гриффитса [63,66,112], дало новое освещение в постановке и решении проблемы долговечности железобетонных конструкций.
Аппарат механики разрушений позволил схематизировать и обобщить результаты экспериментов над материалами и конструкциями при их разрушениях от различных видов воздействий, что не удавалось сделать в рамках инженерных теорий прочности. Подробный обзор работ по приложению механики разрушений к бетону и железобетонным конструкциям дан в работах Зайцева Ю.В., Гузеева Е.А. , Трапезникова Л.П., Леоновича С. Н. [63,50,89,191].
Связь между прочностью, деформ ативностью, разрушением железобетонных конструкций и состоянием структуры бетона и трещинообразова-нием с широких позиций, включая механику разрушений, рассматривалась в работах Скрамтаева Б.Г., Баженова Ю.М., Гвоздева А.А., Гениева Г.А., Берга А. К., Байкова В.Н., Бондаренко В. М., Карпенко Н И., Щербакова Е. Н., Пересыпкина М.И., Кириллова А.П., Глушко И.М., Каранфилова Т.С. и других авторов. Приоритет был отдан более простым и статическим режи-22
мам нагружения; число работ, посвященных, циклическим воздействиям, ограниченно [8,41,16,27,92]. Большой вклад в развитие теории сопротивления деформирования бетона и железобетона в условиях сложных режимов работы для отдельных типов сооружений внесен Малашкиным Ю. Н., Яшиным А. В., Безгодовым И. М.
Методы прогноза долговечности железобетонных конструкций при совместном действии агрессивных внешних сред и нагрузок освещены в работах Бондаренко В.М., Гузеева Е.А., Савицкого Н.В. на основе интегральных характеристик [47,210].
Метод расчёта железобетонных элементов и прогнозирования сроков их безопасной эксплуатации на основе механики разрушения и использования моделей развития трещин разработан Пирадовым К.А. и Гузеевым Е.А. [115]. Расчёт базируется на гипотезах о постоянстве критического коэффициента интенсивности напряжений железобетона, трех типов трещин и механизмов их образования и развития. Используя условие постоянства диссипированной энергии, получены формулы для расчёта железобетонного элемента при длительном и циклическом воздействиях нагрузки, позволяющие по критическим значениям параметров трещин прогнозировать ресурсы работы и время безопасной экегшуатации.
Мирсаяповым И.Т. разработаны методы прогнозирования остаточной несущей способности железобетонных конструкций с дефектами и повреждениями. Привлечены положения механики разрушений и теории ползучести. Рассмотрена схема разрушения изгибаемого элемента, согласно которой разрушение сжатой полосы от преодоления сопротивления отрыву и сдвигу происходит после накопления микро- и макротрещин в определённом критическом объёме [99].
Пепеско А. И. разработана феноменологическая теория расчёта железобетонных конструкций, подверженных коррозии в различных агрессивных средах [120].
Преимущество заключается в более полном отражении реальных процессов: предложенный метод одновременно учитывает коррозию бетона и арматуры, длительность процесса силовых воздействий.
Теоретические и практические аспекты эксплуатационной надёжности ёмкостных сооружений из железобетона получили развитие в работах Г.А. Гениева, А.М. Трухлова, С.С. Сафарьяна, В.С. Кима, Ф.А. Иссерса, Б.А. Скорикова, А.П. Кричевского, Г.К. Хайдукова, А. Н. Простоеердова, А.Н. Добромыслова, В.И. Карева, Л.П. Ждахина, Б.М. Латышева, А.М. Курочкина, Г. А Молодченко и других авторов [180,101-103,83,84,181,179,42].
Особенности объёмно - планировочных и конструктивных решений элеваторных сооружений, формы потери эксплуатационного качества, причины снижения эксплуатационной надежности рассмотрены Болтянским Е. 3., Ивановым Б. М., Платоновым П. Н., Пятенковым В, М., Резниковским И.А., Крамером Е.Л., Варламовым А.Н., Гусевым П.М. и другими авторами.
23
Особенности использования МКЭ в задачах оценки долговечности тонкостенных железобетонных конструкций инженерных сооружений и состояние исследований даны в главе 9, раздел 9.2.
Значительное влияние на развитие методов оценки продолжительности эксплуатации поврежденных и усиленных железобетонных конструкций с учетом влияния предыстории нагружений и воздействий, накопления силовых и коррозионных повреждений, эволюции граничных условий и расчетных схем, возрастных, режимных, необратимых, наследственных и технологических факторов оказали работы С. Н. Алексеева, В. М. Бондаренко, Е. А. Гузеева, Ю. В. Дмитриева, А. В. Забегаева, Э.Н. Кодыша, А.А. Шилина, С.В. Бондаренко, Л. Р. Маиляиа, Ю. П. Нечаева, Б. С. Расторгуева, Н. В. Савицкого, В.Б Ратинова, Р.Б. Сан Жарове ко го, А.Б. Краковского, В.В. Шугаева, Р. Л. Серых, В. П. Селяева. В. И. Соломатова, В. Ф. Степановой, Е. Н. Щербакова, В. И. Шестерикова.
Долговременные климатические воздействия представляют собой важный фактор, оказывающий существенное влияние на текущее состояние незащищенных поверхностных, а также глубинных слоев ограждающих и несущих конструкций. С. В. Александровским [3] выполнены обширные исследования долговечности железобетонных стен зданий и сооружений при переменных воздействиях, вызванных сезонным ходом температур и влажности.
Теоретические основы изучения и оценки основных видов воздействий окружающей среды на железобетон, в том числе методы изучения коррозии арматуры в трещинах бетона при постоянном их раскрытии, разработаны С. Н. Алексеевым, В. М. Москвиным, Ф.И. Ивановым, Г. Т. Вербец-ким, Е. А. Гузеевым, В. И. Новгородским, А. В. Биби, П. Шисселем, С. Мо-дри, К. Туугти и другими отечественными и зарубежными авторами [ 1,2,38,50,55,212). Ими рассмотрены современные представления о формировании структуры и свойств цементного камня и бетона для придания им наибольшей стойкости к разнообразным агрессивным средам, способы повышения коррозионной стойкости бетона, раскрыта общая методология прогноза сроков службы бетона, разработаны стандарты ускоренных испытаний для определения коррозионной стойкости, предложена схема операций по прогнозу срока службы бетона в сооружении.
Практической стороной развития общей теории коррозии бетона является стремление расчетным путем найти численные значения скорости движения и глубину фронта коррозии при переменных граничных условиях.
Исследования влияния процессов фильтрации, химических реакций, растворимости и диффузии на процессы массопереноса позволили В. М. Москвину, Ф. И. Иванову, С. Н. Алексееву, А. Ф. Полаку и другим отечественным ученым разработать модели для отдельных видов коррозии бетона. В то же время область применения этих частных моделей ограничена условиями стационарности при неподвижных границах. На базе общей теории процессов коррозии бетона В. Б. Гусевым, А. С. Файвусовичем, В. Ф. Сте-24
Пановой, Н. К. Розенталем [49] были получены универсальные общие модели коррозии бетона с учетом фазовых и химических переходов и характерными условиями баланса веществ на перемещающихся фронтах химических и фазовых переходов. Модели позволяли найти в более разнообразных агрессивных условиях скорости движения и глубину фронта коррозии.
Для этих моделей класс явлений определяется системой уравнений, описывающих наиболее общие физические и химические закономерности. Другая особенность состоит в том, что в исходных уравнениях отражена не-стационарность температурных и влажностных нолей и включен фактор времени в явной форме.
Эти модели кинетического типа используют критерий баланса веществ; масса растворимого вещества должна равняться разности потоков агрессивного и нейтрализуемого вещества, прошедшего через границу. Одной из наиболее важных является решение задачи о распределении концентраций агрессивного компонента по глубине слоя проникания.
Практическим и теоретическим аспектам долговечности, разработке норм, рекомендаций и методам защиты бетонных и железобетонных конструкций посвящены исследования Степановой В. Ф., Булгаковой М. Г., Красовской Г. М.
Большой вклад в разрешение проблем долговечности на уровне разнообразных строительных материалов, в том числе повышения морозостойкости бетонов для промышленного и гидротехнического строительства и конструкций внесли Г. И. Горчаков и ряд других учёных, образовавших научную школу по физической коррозии, защите бетона и железобетона и создания на ее основе долговечных конструкций; Л. П. Ориентлихер - по долговечности легких бетонов для ограждающих конструкций и повышению их стойкости объемной и поверхностной гидрофобизацией и защитно- декоративными покрытиями Г. П. Сахаров - по повышению качества безавток-лавных ячеистых бетонов и конструкций из них.
Барбакадзе В.Ш., Ивановым В.В., Микульским В.Г. Николаевым И.И.создана методика повышения долговечности строительных конструкций и сооружений из композиционных материалов с использованием эффекта позитивной коррозии, мастик и защитных покрытий [9].
Проблема повышения долговечности бетонов и изделий, твердеющих под давлением, изучена Мурашкиным Г.В.
Исследованиям механизмов разрушения в условиях пожара строительных материалов капиллярно - пористого строения, оценке несущей способности и повреждаемости конструкций, разработке метода прогнозирования их долговечности в условиях высоких температур при использовании принципа линейного суммирования повреждений и деформаций ползучести посвящены работы Ройтмана В. М. [174].
Для выявления доминирующих тенденций в развитии методов оценки и прогнозирования долговечности железобетонных конструкций в рам-25
как общего состояния вопроса была предпринята попытка анализа, обобщения и систематизации рассмотренных публикаций: основные результаты даны в нижеследующих параграфах этой главы.
1.2 Основные подходы для прогнозирования срока службы
В настоящее время в развитии практики и теории оценки долговечности и в вопросах аналитических подходов прогнозирования срока службы железобетонных конструкций сложилось несколько основных направлений.
I.	Общий метод, который является в широком смысле экспертной оценкой; она основана на коллективном опыте и знаниях, полученных на базе лабораторных и производственных испытаний конструкций и материалов, а также специальных исследований. Это направление опирается как на эмпирические знания, так и эвристический подход [77].
При выборе железобетонных конструкций обычно учитываются эмпирические зависимости между проектными параметрами железобетонных конструкций и их качеством, контролируемым по результатам лабораторных, заводских и натурных испытаний и опыта эксплуатации.
Данный подход допускает, что отобранная железобетонная конструкция будет иметь ожидаемый срок службы, так как предполагается, что если железобетонная конструкция выполнена в соответствии с требованиями норм и стандартов, го её требуемый срок службы будет обеспечен.
Такой прием дает соответствие теории с практикой в тех случаях, когда срок службы невелик или если условия окружающей среды не являются агрессивными по отношению к материалу конструкции, или имеют стационарный характер. Но этот подход не даёт ожидаемых результатов, в случае, когда необходимо решить проблему прогнозирования срока службы железобетонных конструкций для отрезка времени, превышающего пределы опыта или знания; если рассматривается изменяющаяся окружающая среда; когда используются новые виды бетона и арматуры, а информация о длительном их применении ограничена.
2.	Метод прогнозирования, основанный на сравнении эксплуатационного качества. Он построен на предположении, что если железобетонная конструкция была долговечной для определённого времени, то аналогичная конструкция, находящаяся в подобных условиях, будет иметь тот же срок службы. Ограниченность метода состоит в том, что любая железобетонная конструкция обладает определённой уникальностью из-за вариаций свойств материалов, геометрий и конкретной практики строительства или изготовления. Кроме того, составы бетонных смесей и свойства применяемого бетона или арматуры не остаются неизменными во времени. Бетоны на современных портландцементах быстрее набирают прочность. Используются другие составы и другие значения водоцементных отношений, чем ранее; бетон имеет более низкую плотность и повышенную проницаемость. Хими-26
ческие и минеральные добавки повышают качество бетона и его долговечность. Вторая проблема - микроклимат, который специфичен для каждой эксплуатируемой железобетонной конструкции, что отражается на сроке службы. Поэтому сравнение между долговечностью известных старых и проектируемых новых аналогичных железобетонных конструкций нс всегда приводит к достоверным результатам. Сроки службы однотипных конструкций, эксплуатируемых примерно в одинаковых условиях, могут отличаться друг от друга на целый порядок [43].
Другие подходы к отбору железобетонных конструкций основаны на прогнозировании срока службы, используя расчеты, построенные на знании дсградационных механизмов и скорости деградационных процессов.
3.	Ускоренные испытания. В тех случаях, когда нет опыта и знаний в отношении сопротивления воздействиям для новых материалов или конструкций, проводятся ускоренные возрастные испытания. Чтобы оценить срок службы новых материалов или конструкций, было сделано допущение, что число циклов ускоренных испытаний несёт некоторый вид зависимости от срока службы в действительных условиях. Сравнивая скорость изменения эксплуатационного качества материала при этих испытаниях с тем же параметром, полученным при долговременных испытаниях в реальных условиях, можно было оценить срок службы новых материалов или конструкций.
Важное требование для использования ускоренных испытаний состоит в том, что деградациейныс механизмы в них должны быть такими же, как и при эксплуатации.
Если деградационный процесс при соответственно пропорциональной скорости деградации одного и того же механизма одинаков для ускоренных по времени испытаний и долговременных испытаний в эксплуатационных условиях, коэффициент ускорения К может быть получен из:
^ = Ллг/Лсг	(1.14),
где RAT - скорость деградации в ускоренных испытаниях; RCT -скорость деградации при долговременных испытаниях в эксплуатационных условиях [77].
Наибольшей трудностью в использовании такой методики прогнозирования срока службы является получение обеспеченных данных о параметрах эксплуатационного качества за длительный отрезок времени, что приводит к необходимости развивать зависимости, выраженные через К.
Метод получил приложение к оценке долговечности конструкций при действии на них только отдельных факторов, например, отрицательных температур. Долговечность образца при ускоренных испытаниях t к сроку службы железобетонной конструкции t' определяется как;
tt=kt’	(1.15)
где к - постоянная. В ускоренных испытаниях на морозостойкость при циклическом замораживании и оттаивании количественная оценка дол-27
говечности может быть выражена в терминах номера цикла замерзания и оттаивания, при котором достигается заданный уровень повреждений. Тогда срок службы конструкции может быть оценён как:
f! =< К	(1.16}
- коэффициент, зависящий от условий окружающей среды; W -число циклов замораживания и оттаивания, вызывающих требуемый уровень повреждений лабораторного образца.
4,	Методы математического моделирования, основанные на физике и химии де градационных процессов. Ключевым вопросом здесь является знание закономерностей снижения эксплуатационного качества, то есть изменения основных свойств материалов и характеристик конструкций. В рамках детерминированного подхода для оценки долговечности получил развитие диаграммный метод расчета сечений железобетонных элементов, в котором используются трансформированные значения главных параметров диаграмм деформирования бетона и арматуры..
5.	Методы, в которых используются практические приложения теории надёжности, стохастических методов и методов математической статистики. Одним из подходов при разработке расчетных моделей долговечности является оценка условной надежности, при которой характеристики прочности сечений и действующие на конструкцию нагрузки рассматриваются как случайные величины. При этом снижение несущей способности в период эксплуатации конструкции условно заменяется понятием статистической изменчивости расчетных параметров.
В соответствии с другим подходом вероятность безотказной работы в период эксплуатации подчиняется статистическим закономерностям, характерным для данного объекта. Они должны быть найдены по результатам статистической обработки большого объема информации об эксплуатационных отказах изучаемых объектов. Основным препятствием в реализации данного подхода является ограниченность объема информации об отказах.
Современными задачами здесь являются: а) надежность при износе; б) долговечность железобетонных конструкций в реальных условиях.
Одним из методов данной группы является метод расчета долговечности железобетонных конструкций с использованием коэффициента надежности по сроку службы, развиваемый в главе 8 с учетом рекомендаций RILEM. Следует заметить, что реальные безопасность и долговечность могут быть несколько иными, чем тс, которые определены в рамках теории надежности и вероятностных методов, так как крупные ошибки проектирования, другие причины нсстатистического характера требуют иных подходов.
Третий подход рассматривает пространство качества системы и траектории изменения качества системы во времени. Выход траектории из области допустимых значений является признаком отказа. Воздействие и поведение конструкции в период эксплуатации рассматриваются как случай-28
ные процессы. Достижение предельного состояния (отказ) представляет собой следствие постепенного накопления повреждений [65,80].
6.	Методы механики разрушений. В последние 5-10 лет проявилась новая тенденция к оценке долговечности железобетонных конструкций, в основе которой лежат практические аспекты механики разрушений и метода конечных элементов (МКЭ). Эти направления обсуждаются отдельно в последующих разделах. Их особенности и методики применения к конструктивным элементам инженерных сооружений освещены и проанализированы в главах 5 и 9.
7.	Методы строительной механики железобетонных конструкций, взаимодействующих с агрессивной средой. Этот раздел теории расчета конструкций, работающих в агрессивных средах, включает в себя приложение аналитических методов механики сплошного тела к задачам сопротивления железобетонных конструкций коррозионным воздействиям, особенно в тех случаях, когда не удается выяснить общую схему разрушения конструкции и когда возможности метода предельных состояний ограничены.
Рассмотренная классификация основных подходов к оценке долговечности является неполной и в известной степени условной, поскольку они часто применяются в сочетании, но общим является то, что концепциями расчета в них предусмотрен прямой учет фактора времени. Развитие расчетного аппарата для оценки долговечности и продолжительности эксплуатации с использованием количественных показателей прогнозируется [27,48,55,76,108,111,112,146,209] на основе энергетических представлений механики деформирования и разрушения конструкций, теории накопления повреждений и деградацией ных функций с учетом комплексного характера силовых и несиловых воздействий, управления ресурсом конструктивной безопасности.
1,	3. Понятия и критерии, связанные с долговечностью
Практическая реализация методов оценки и прогнозирования долговечности в значительной мерс зависит от принятой системы основных понятий и терминологии в этой области. К ним относятся следующие: долговечность; надежность; безопасность; эксплуатационная пригодность; отказ; предельное состояние; качество; деградация; ресурс; срок службы и другие.
В данном разделе внимание уделено раскрытию содержания основных понятий с учётом специфики железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений на всех стадиях их жизненного цикла.
Нормативной базой является ГОСТ 27.002 - 89 “Надёжность в технике. Основные понятия. Термины и определения", ГОСТ 21911-89 “Техническая диагностика. Термины и определения" и СНиП 1-2-80 “ Строительная терминология “. Кроме того, привлечены материалы СТ СЭВ 4419 -83 “ За
29
щита от коррозии в строительстве. Конструкции строитель и не, Термины и определения проекта ГОСТ’ а “Конструкции бетонные и железобетонные. Общие правила обследования и диагностики", материалы строительной энциклопедии Российской Федерации, Еврокода, Модельного кода для Азии, национальных норм Великобритании, Австралии, Германии и Индии по рассматриваемой проблеме, а также использованы публикации В. В. Болотина, А. Р. Ржаницына, В. Д. Райзера А. П. Кудзиса и других авторов [182,25,46,153, 171,206,165].
Долговечность
СНиП 1-2-80 “ Строительная терминология “ определяет долговечность как свойство ( способность ) зданий и сооружений, а также несущих и ограждающих конструкций выполнять заданные функции в период эксплуатации [182].
Долговечность измеряют обычно сроком службы в конкретных условиях и режиме эксплуатации.
В новой редакции СНиП 51.01.02 [165] по проектированию бетонных и железобетонных конструкций в л. 4.4 сформулировано требование, состоящее в том, ч то от конструкции требуются такие начальные характеристики качества, чтобы железобетонная конструкция с надлежащей степенью надежности в течение установленного срока службы удовлетворяла требованиям безопасности и эксплуатационной пригодности при различных воздействиях.
Понятие долговечности в Еврокоде 2 [177] рассмотрено как результат выполнения мероприятий, учитывающих назначение железобетонной конструкции, форму конструктивных элементов и деталей, качество исполнения, уровень контроля, мер по защите от влияния агрессивной внешней среды, мер по поддержанию железобетонной конструкции в исправном состоянии в течение предполагаемого срока службы.
В ГОСТ’е 27.002 - 89 долговечность рассматривается как свойство, характеризующее надёжность технических объектов, которое определяется сроком службы и ресурсом. По определению В. В. Болотина долговечность является важнейшим свойством, характеризующим состояние технических объектов, которое определятся сроком службы и ресурсом.
Долговечность может быть рассмотрена на трех уровнях: материала, элемента и конструкции, объекта в целом.
Применение термина долговечность не является однозначным [2].
Долговечность для бетона и арматуры - относительное понятие, так как она будет различной в разных условиях эксплуатации. Долговечность бетона выражается через способность материала сопротивляться воздействиям окружающей среды, снижающим его качество. В то же время долговечность материала характеризует “меру" сопротивления материала износу и физике - механическим изменениям в определённых условиях использования или хранения [33,59,93].
30
Долговечность элемента или конструкции - свойство сохранять работоспособность до наступления предельною состояния с необходимыми перерывами на ремонт. Это свойство измеряют сроком службы в конкретных климатических условиях и режиме эксплуатации.
В отечественных публикациях [ J65,183,107,182] под понятием долговечности подразумевается период времени, в течение которого железобетонная конструкция или изделие с надлежащей надежностью удовлетворяют требованиям безопасности и эксплуатационной пригодности при различных воздействиях.
В документах РИЛЕМ [172,177,187] долговечность определяется как способность сооружения, конструкции, элементов и строительного продукта в условиях деградации сохранять их качество в течение определённого установленного в проекте срока службы на уровне не ниже минимально допустимого.
С позиций вероятностного расчёта конструкций долговечность рассматривается как важная составная часть основных понятий теории надёжности, таких как предельное состояние, качество, работоспособность и другие свойства.
В терминах теории надёжности долговечность рассматривается как свойство железобетонных конструкций сохранять работоспособность в течение длительного времени с учётом планируемого ремонта, восстановления, усиления. В несколько более узком смысле для железобетонных конструкций долговечность может быть рассмотрена как время до разрушения или до наступления предельного состояния, определённое с заданной обеспеченностью.
В другой трактовке надёжность - вероятность безотказной работы элементов здания или сооружения в лечение заданного промежутка времени. Задача оценки долговечности инженерных сооружений сводится к установлению влияния частичных и полных отказов на качество и выходной эффект функционирования сооружения. Практическим аспектом решения этой задачи здесь может быть выделение сильиоизнашиваемых элементов сооружения и их замена для восстановления общих показателей качества сооружения.
Анализируя содержание понятий долговечности в отечественных и зарубежных нормативных документах, выделим из них два наиболее важных критерия;
! ) достаточность начальных характеристик качества, позволяющих удовлетворять требованиям сохранения безопасности и эксплуатационной пригодности не ниже пределов, заложенных в национальных нормах;
2) экономическое обоснование срока службы, включая минимизацию эксплуатационных и ремонтных затрат.
По-видимому, последний критерий нашел удовлетворительное обоснование в предложениях к нормам Германии, из которых следует, что конст-
31
рукция считается долговечной, сели она запроектирована и изготовлена таким образом, что в условиях нормальной эксплуатации при требуемом уходе и надлежащем использовании удовлетворяются необходимые требования в течение экономически оправданного срока службы.
Заметим, что в принятых в национальных нормах и кодах России и развитых стран Запада формулировках долговечности не нашли четкого освещения; 1) критерии о том, что срок службы может быть регламентирован техническими, эстетическими и экономическими соображениями и что соответствующие сроки службы различны; 2 ) причины, механизмы и закономерности снижения качества изделий.
Поэтому долговечность железобетонных конструкций инженерных сооружений рассматривается ниже автором как их свойство сохранять работоспособность, включая безопасность, эксплуатационную пригодность и внешний вид в условиях деградации, вызванной ожидаемым влиянием окружающей среды и силовыми воздействиями, в течение экономически оправданного срока службы с учетом планируемого ремонта, восстановления и усиления.
Расчетный параметр при оценке долговечности железобетонных конструкций: свойства материалов, геометрические размеры конструкций или расположение арматуры, влияющее на ее долговечность.
Модель долговечности: математическая модель деградации, эксплуатационного качества или срока службы, используемая при оценке долговечности.
Надёжность
Согласно ГОСТ 27.002 - 89 надежность определена как способность технического объекта выполнять заданные функции в определенных условиях в течение заданного отрезка времени. Показателями надежности называют количественные характеристики одного или нескольких свойств, составляющих надежность объекта: безотказность, долговечность, ремонтопригодность, сохраняемость и другие. В приложении к строительным конструкциям надежность рассматривается как способность конструкции к безотказной работе. Надежность конструкции также рассматривается как свойство, обеспечивающее ее безопасность, эксплуатационную пригодность и долговечность при всех возможных отклонениях работы.
Расчёт надёжности производится с целью предотвращения выхода конструкций в предельное состояние.
Надежность сооружения реализуется через его способность обеспечить нормальное функционирование производственного процесса при гарантированной безопасности персонала и окружающей среды.
Строительное сооружение можно считать надежным, если оно обеспечивает нормальное функционирование технологического процесса. Под надежностью сооружений понимается стабильность показателей качества и эффективности его функционирования, которая зависит or надежности от
32
дельных конструкций и технической системы, образуемой в целом конструктивными элементами.
В качестве меры или показателя надежности используется вероятность отказа, ресурс и срок службы. Мерой надежности является вероятность безотказной работы за заданный срок службы.Вероятность отказа рассматривается как вероятность события, состоящего в том, что в течение установленного срока эксплуатации отказа не произойдет.
Уровень надежности характеризуется целесообразным значением вероятности отказа, то есть риска отказа. Нормативный уровень надежности должен обеспечить условия эксплуатации без разрушения конструкций или без проявления недопустимых деформаций, обеспечивая при этом необходимую долговечность. Надежность, демонстрируемая сооружением при его эксплуатации, определяется как эксплуатационная надежность.
Предельное состояние
Под предельным состоянием принимается любое нарушение, временное или постоянное прекращение нормальной эксплуатации конструкций. В числе наиболее распространенных в нормативной литературе причин наступления предельного состояния рассматривается снижение показателей безопасности ниже допустимого уровня. Предельное состояние характеризуется разрушением изделия, или устанавливается требованиями безопасности или экономическими соображениями. На более прикладном уровне предельное состояние железобетонной конструкции - состояние, после достижения которого дальнейшая ее эксплуатация становится невозможной из -за потери способности сопротивления внешним нагрузкам, а также вследствие недопустимых повреждений или местных форм повреждений.
В интерпретации Евронорм [43,177] предельное состояние по долговечности - состояние, соответствующее минимально допустимому уровню эксплуатационного качества железобетонной конструкции или максимально допустимому уровню деградации. Это состояние является отражением влияния не одного, а группы параметров и может быть установлено по отношению к предельным состояниям первой и второй групп.
При этом предельное состояние по эксплуатационной пригодности характеризуется как состояние, соответствующее условиям, за пределами которых точно заданные эксплуатационные требования для железобетонных конструкций не удовлетворяются.
Отказ
В теории надежности предельное состояние условно называется отказом. Для произвольной системы отказ - утрата системой необходимого качества. Отказ - событие, которое заключается в нарушении работоспособного состояния объекта. Потеря работоспособности вызывается такой неисправностью, при которой хотя бы один из основных параметров выходит за пределы установленных допусков. При проектировании железобетонных
33
конструкций отказ часто выражается как неспособность конструкции или элемента выполнять свои функции вследствие разрушения или значительной потери эксплуатационных качеств: жесткости, трещи но стойкости.
Приработочные отказы характерны для ранней стадии эксплуатации объекта. К деградационным отказам относят отказы, обусловленные естественными процессами: старением, изнашиванием, коррозией, усталостью и другими при соблюдении установленных правил и норм проектирования, изготовления и эксплуатации. С этих позиций деградация рассматривается как ущерб от отказа [85].
Безотказность - свойство сохранять работоспособность в определенных режимах и условиях эксплуатации в течение некоторого времени без вынужденных перерывов на ремонт. Показатель безотказности - вероятность безотказной работы.
Время эксплуатации конструкции - обобщенная оценка работоспособности и один из критериев ее работоспособности.
Деградация', постепенное снижение эксплуатационного качества материала или железобетонной конструкции.
Деградаиионный фактор: любая из групп внешних факторов, включая климатические, химические, физические, биологические или механические воздействия, а также их сочетания, которые неблагоприятно влияют на качество строительных материалов, их составляющих и конструкций.
Деградаиионный механизм: последовательность химических, физических или биологических процессов, которые под влиянием деградацион-ных факторов приводят к изменениям в одном или нескольких свойствах материалов или конструкций.
Деградаиионная модель: математическая функция, отражающая изменение деградации во времени или в зависимости от возраста.
Разрешение железобетонной конструкции, зависящее от ее долго-вечности: превышение уровня максимально допустимой деградации или снижение эксплуатационного качества ниже минимально допустимого.
Дефект или второстепенная неисправность - ухудшение нормального состояния конструкции, которое не влияет на выполнение сооружением его основных функций.
Вероятность разрушения: вероятность, соответствующая разрушению или выходу из строя конструкции.
Повреждение.
Изменение в железобетонной конструкции или ее защите, возникающее в период длительной эксплуатации сооружения, выходящее за пределы, допускаемые строительными нормами. Повреждения имеют механическое, физическое, химическое, биологическое или смешанное происхождение.
Мера повреждений.
Величина, характеризующая уровень повреждения конструкции, узла, сопряжения или элемента в отдельный момент времени.
34
Накопление повреждений.
Процесс, который включает силовые, деформационные, температурные, коррозионные и другие воздействия, влияющие на выработку конструкцией ее ресурса.
Скорость накопления повреждений.
Отношение величины ( объема ) повреждений ко времени, в течение которого они возникли.
Износ.
Процесс постепенного изменения размеров конструкции вследствие трения или удара, а также в результате кавитации при истечении жидкостей. Износ проявляется в отделении материала с поверхности контакта или его остаточной деформации.
Линейный износ.
Изменение размера поверхности в направлении, перпендикулярном поверхности контакта.
Износ конструкции (изделия Л
Снижение измеряемых характеристик качества конструкции: прочности, выносливости, треш и постой кости, деформативности, теплотехнических и иных свойств, а также неизмеряемых показателей качества, отражающих ухудшение эксплуатационных характеристик, которые определяются путем приведения к единому мнению выводов группы экспертов.
Износ строительного объекта.
Изменение уровня потребительских качеств объекта недвижимости, необходимое для расчета его стоимости, произошедшее на определенную дату, в результате:
-	физического, химического и биологического износа конструкций, инженерных систем, сантехнического оборудования, водоснабжения и электросетей;
-	функционального износа вследствие плохой планировки или функционального несоответствия здания современным требованиям;
-	"внешнего” износа: изменения внешних по отношению к объекту недвижимости факторов, его местоположения и окружающей среды, экономических факторов.
Вероятность безотказной работы.
Вероятность безотказной работы: параметр качества, который характеризует отсутствие отказа на заданном отрезке наработки ( времени ) и является одним из основных показателей надежности. Вероятность отказа -основная численная мера надежности сооружения. Вероятность безотказной работы на отрезке времени (0, t), рассматриваемую как функцию верхней границы отрезка времени, называют также функцией надежности.
Риск: вероятность отказа (разрушения); в интерпретации РИЛЕМ риск это вероятность разрушения, умноженная на объём (величину) повреждений.
35
Безопасность
Безопасность - свойство конструкции сопротивляться в течение некоторого времени усилиям, вызываемым внешними воздействиями, без создания состояния опасного для жизни и здоровья людей и без вреда дня окружающей среды. Расчетом на безопасность обеспечивается несущая способность железобетонных конструкций. С точки зрения безопасности - предельное состояние есть состояние, предшествующее потере безопасности.
Эксплуатация - наиболее длительный период жизненного цикла конструкции или сооружения. Основное требование эксплуатации - обеспечение беспрерывной и безаварийной работы производства без простоев из-за дефектов или повреждений железобетонных конструкций.
Эксплуатационная пригодность - свойство железобетонных конструкций непрерывно сохранять требуемые показатели эксплуатационного качества в течение планируемого срока службы или удовлетворять заданным эксплуатационным требованиям. Расчётом на эксплуатационную пригодность обеспечивается трещи постой кость и жёсткость железобетонных конструкций инженерных сооружений.
Эксплуатационное качество конструкции
Эксплуатационное качество конструкции принимается как совокупность свойств, определяющих степень ее пригодности для использования по назначению зданий и сооружений. Показателями эксплуатационного качества являются гге только прочность, жёсткость, трещи нестойкость, но и приспособляемость, бездефектность, живучесть. Общей тенденцией является расширение потребительско - эксплуатационных требований к качеству. РИЛЕМ определяет эксплуатационное качество как меру, с которой железобетонная конструкция удовлетворяет заданным требованиям или выполняет свои функции.
Эксплуатационное качество защитного слоя бетона. К показателям эксплуатационного качества защитного слоя бетона относятся: толщина защитного слоя, марка и расход цемента, водоцементное отношение, качество опалубки, бетонирования и ухода за поверхностью при твердении и наборе прочности.
Модель эксплуатацией наго качества: математическая функция, показывающая изменение качества во времени или в зависимости от возраста.
Ресурс
Важнейшей составляющей понятия надёжности и наиболее употребляемой единицей для измерения ресурса является время. Время работы является понятием, связанным с состоянием конструкций, и может определяться с помощью интегральной функции распределения.
По ГОСТ 27 002 -89 ресурсом называют суммарную наработку объекта от начала его эксплуатации ( или ее возобновление после ремонта } до перехода в предельное состояние. Применительно к сооружениям в ГОСТе 13377- 75 ресурс рассматривается как наработка изделия до определённого состояния, оговоренного в документации.
36
В несколько упрощенном смысле ресурс конструкции это работоспособное время, которое определяется режимом нагружения и условиями эксплуатации.
Ресурс, являющийся наряду со сроком службы важным показателем долговечности, также определяет запас возможной наработки объекта. Ресурс связан со сроком службы через интенсивность технического использования 0, равную наработке объекта в единицу времени.
Технический ресурс - величина, характеризующая запас возможной наработки объекта.
Нормативный ресурс задают определённым числом, соответствующим некоторой вероятности, с которой ресурс должен быть реализован на проектируемом объекте ( так называемый гамма- ресурс, обеспечивающийся с вероятностью у ). Нормируемым показателем также является гамма -процентный срок службы, заданный календарной продолжительностью эксплуатации и выраженный в процентах вероятностью / того, что за эзу продолжительность предельное состояние объекта не будет достигнуто.
На практике часто употребляется средний ресурс и средний срок службы, что на стадии проектирования означает математическое ожидание соответствующего ресурса и срока службы [25,80,92]. Математическое ожидание ресурса или срока службы не могут служить достаточной характеристикой долговечности. Разброс значений ресурса или, соответственно, срока службы относительно математических ожиданий оценивается параметром распределения: дисперсией ресурса или срока службы.
Остаточный ресурс конструкции: технически возможный срок службы конструкции или здания в заданных условиях эксплуатации при соблюдении установленных приёмов технического обслуживания и ремонта.
Ресурс связан со сроком службы, который в данном контексте определяется как календарная продолжительность эксплуатации объекта до перехода его в предельное состояние и измеряется в единицах времени.
Отметим, что ресурс R железобетонных конструкций инженерных ёмкостных сооружений, таких как силосных корпусов зерновых элеваторов, не может быть оценён прямой шкалой времени эксплуатации Т3 отдельно сооружения. Он зависит также от технологической цикличности каждого из силосов уровня загруженности и влияния окружающей среды сопротивления конструкций силовым воздействиям с учетом деградации оЯсус:
R =/(^,„^^,<7^.)	(1 ,]7)
Остаточная прочность бетона - прочность, которая характеризует его сопротивление после эксплуатационных воздействий в течение времени t.
Механический расчётный параметр - свойство материала, размер элемента или конструкции, расположение арматуры, влияющее на механическое сопротивление железобетона при силовых воздействиях.
37
Признаки, характеризующие выход конструкции из состояния нормальной эксплуатации повреждений - усталостные повреждения, значительное снижение или исчерпание прочности при попеременном замораживании и оттаивании, температурных изменениях среды, коррозия арматуры; развитие остаточных деформаций и прогибов и другие.
Степень агрессивности среды - техническая характеристика интенсивности воздействия агрессивной среды.
Коррозия строительного материала - необратимый процесс ухудшения характеристик к свойств строительного материала в конструкции в результате химического и (или ) физико - химического и (или) биологического воздействия или процессов в самом материале.
Коррозия бетона - ухудшение характеристик и свойств бетона в результате вымывания (выщелачивания ) из него растворимых составных частей ( коррозия первого рода ); образования продуктов коррозии, не обладающих вяжущими свойствами ( коррозия второго рода ), и накопления мало-растворимых кристаллизующихся солей, увеличивающих объем твердой фазы ( коррозия третьего вида ).
Коррозионная стойкость железобетонной конструкции - способность сопротивляться агрессивным воздействиям внешней среды.
Коррозионное разрушение строительного материала - изменение массы, сечения, прочности или ухудшение других количественных характеристик и показателей качества строительного материала или конструкции вследствие коррозии.
Количественные показатели коррозии - потеря массы, изменения механических свойств, глубина проникания агрессивной среды.
Коррозия строительного материала под напряжением - коррозия строительного материала в изделии или в конструкции, вызываемая одновременным воздействием агрессивной среды и механических напряжений.
Степень коррозии строительного материала - техническая характеристика изменения свойств строительного материала вследствие коррозии.
Скорость коррозии строительного материала - скорость изменения свойств строительного материала в изделии или конструкции в единицу времени, вследствие воздействия агрессивной среды.
Коррозионная стойкость строительного материала - относительная способность строительного материала в изделии или в конструкции в течение определенного срока сопротивляться воздействиям агрессивной среды.
Первичная зашита от коррозии - защита от коррозии, достигаемая посредством выбора материалов, изменения состава или структуры строительного материала до изготовления или в процессе изготовления конструкции.
Вторичная зашита от коррозии - защита от коррозии, достигаемая ограничением или исключением действия среды на конструкцию после изготовления.
Франт корразии бетона - фронт фазовых и химических переходов, который характеризуется условиями баланса веществ.
38
фаговый переход - изменение агрегатного состояния вещества, сопровождающееся объемной деформацией. Фазовый переход связан с растворением компонентов цементного камня и переходом их из твердого в жидкое состояние.
Степень деструкции бетона - количество микротрещин в единице объема.
Окружающая среда - источник химических и физических воздействий, которым подвергается конструкция в целом, ее отдельные элементы, бетон и арматура при условии, что при проектировании конструкций результаты этих воздействий не учтены в расчетных нагрузках.
Адсорбция - образование на поверхности твердого тела пленок таза, пара растворимых веществ или поглощение этих веществ поверхностью.
1.4. Срок службы железобетонных конструкций
Установление заданного (назначенного) срока службы конструкции или сооружения имеет решающее значение при выборе категории долговечности и методов ее обеспечения.
Время эксплуатации железобетонной конструкции включает не только время его полезного использования, но перерывы, в течение которых суммарная наработка не возрастает. В эти перерывы объект подвергается действию окружающей среды, процессу старения и т. д.
В зависимости от эксплуатационных требований к железобетонной конструкции и от её состоянии используются временные интервалы:
время работы - интервал времени, на протяжении которого конструкция работает безотказно; запланированное время работы - интервал времени, в течение которого объект должен работать безотказно.
Технически возможный срок службы железобетонных конструкций, то есть её ресурс в заданных условиях эксплуатации при соблюдении установленных приёмов технического обслуживания и ремонта, подразделяется на межремонтный и совокупный. Отсюда определяются экономически целесообразные сроки физического износа, не окупаемого амортизацией.
Знание ресурса позволяет при решении задач реконструкции сооружения определить запас по сроку службы элементов конструкций, узлов и систем, сохраняя на следующий цикл наиболее надёжные из них и профилактически заменяя те, которые уже выработали свой ресурс.
Для отдельных элементов и частей сооружений климатические или техногенные факторы могут оказывать более сильное влияние на характеристики надежности, чем механические напряжения от нагрузки.
В то время как в практике проектирования безопасность и эксплуатационная пригодность являются хорошо определяемыми и математически точными, долговечность часто описывается менее конкретно, часто общими правилами, основанными на опыте и даже, как отмечено в [ 14], на стандар-39
тах рынка. Поэтому использование термина “срок службы "'при проектировании железобетонных конструкций более предпочтительно, так как он лучше отвечает требованиям теории и строительной практики.
Количественно срок службы выражается календарной продолжительностью от начала эксплуатации объекта до перехода в предельное состояние, устанавливаемое по требованиям безопасности, экономичности, технологичности и других показателей.
В соответствии с требованиями Евронорм (СЕВ- FiP Model Code,1993) железобетонные конструкции должны быть запроектированы, изготовлены и эксплуатируемы таким образом, чтобы при ожидаемом воздействии окружающей среды они сохраняли свою надёжность ( безопасность, эксплуатационную пригодность и долговечность ) в течение определенного периода времени без повышения расходов на содержание и ремонт.
Срок службы рассматривается как период времени после изготовления ( завершения строительства ) до момента ее технического обследования или смотра, в течение которого сохраняется эксплуатационное качество материалов, В материалах РИЛЕМ срок службы формулируется как период времени после возведения сооружения или монтажа конструкций, в течение которого основные показатели эксплуатационного качества или свойства конструкции не превышают их допустимых значений при условии нормального эксплуатационного обслуживания. Необходимое мероприятие в конце срока службы зависит от рассматриваемого уровня. На уровне сооружения окончание срока службы означает, что оно будет обновлено, реконструировано или выведено из эксплуатации. На уровне элементов конструкции или материала это будет означать замену этих элементов или материала.
На практике существуют три различных типа сроков службы железобетонной конструкции, зависящие от характера предъявляемых к ней функциональных требований.
Технический срок службы', период времени эксплуатации до достижения определенного неприемлемого уровня повреждений.
Функциональный срок службы', период времени, начиная с которого конструкция считается устаревшей и перестает удовлетворять функциональным требованиям ввиду их изменения.
Экономически обоснованный срок службы: период эксплуатации до тех пор, когда замена конструкции становится более целесообразной, чем ее дальнейшая эксплуатация.
Срок службы также может быть классифицирован по признакам выхода конструкции из эксплуатационного состояния [118]. По рекомендациям [198] срок службы необходимо определять по всем признакам выхода железобетонной конструкции из строя из условия:
Т>ТН	(1.18)
40
Техническое требование устанавливается для технического эксплуатационного качества. В зависимости от уровня рассмотрения, оно включает требования конструктивной целостности здания, несущей способности железобетонных конструкций, сопротивления материалов. Большинство этих требований отражены в нормах и стандартах.
Функциональные требования устанавливаются в отношении нормального использования зданий и сооружений.
С экономической точки зрения здания, конструктивные элементы и материалы рассматриваются как инвестиции и поэтому требования к сроку службы вырабатываются на основе оценки рентабельности, то есть прибылей.
Дефекты материалов могут также вести к недостаточной эксплуатационной пригодности или неудобствам в применении железобетонных конструкций.
Эстетические аспекты включаются в технические требования к конструкции, если такого рода дефекты конструкции возникают из-за деградации или старения материалов. Тогда вопрос эстетики рассматривается на техническом уровне и в технических терминах.
При проектировании железобетонных конструкций требования срока службы устанавливаются клиентом или владельцем здания и называются заданным или целевым сроком службы.
Заданный (назначенный) Спок службы железобетонных конструкций - срок службы, установленный общими правилами, клиентом или владельцем.
Проектный срок службы - срок службы, применяемый при проектировании железобетонных конструкций с учетом вероятности его разброса как случайной величины, зависящей от времени.
Срок службы защитного слоя бетона - время, за которое защитный слой бетона потеряет свои защитные свойства по отношению к арматуре.
Модель срока службы' математическая функция, используемая для оценки срока службы.
Коэффициент надежности но сроку службы: коэффициент, на который умножается заданный срок службы для того, чтобы получить соответствующее значение расчетного срока службы.
Основным требованием является то, чтобы вероятности наступления предельного состояния и несоблюдения заданного срока службы были бы меньшими, чем допустимая вероятность разрушения. В этом смысле более корректно отображается реальная природа срока службы и расчёт более соответствует результатам опытов.
Данное определение широко используется а отечественных и зарубежных нормах, однако, действительное значение заданного срока службы
41
национальными нормами проектирования еще точно не установлено, хотя существует общая тенденция к ограничению интервалов времени для оценки срока службы. Исключение составляют нормы Великобритании по проектированию мостовых конструкций (BS:5400), которые устанавливают проектный срок 120 лет; нормы Великобритании для строительства сельскохозяйственных зданий - до 10 лет при особых обстоятельствах.
Обычно проектные сроки службы сооружений задаются в определённых пределах: практически от временных сооружений со сроком службы 5 - 10 лет до длительно стойких, срок службы которых может в большинстве случаев ограничиваться 50 - 100 годами и только для отдельных сооружений допускается проектировать неограниченный срок службы.
По данным, относящимся к российской строительной практике для железобетонных конструкций, предусмотрены 3 степени долговечности: первая - соответствует сроку службы не менее 100 лет; вторая -50 лет и третья - 20 лет.
Несколько более широкие значения приведены в [93]. В зависимости от длительности эксплуатации железобетонные конструкции и сооружения условно классифицированы на три категории:
первая категория - железобетонные конструкции и сооружения, сроки службы которых весьма длительны и в некоторых случаях не ограниченье большие платины, гидроэлектростанции, тоннели. Срок службы некоторых из них более 200 лет;
вторая категория - охватывает конструкции и сооружения со сроком службы 100- 200 лет. Это железобетонные конструкции зданий массового применения: промышленные, гражданские и спортивные здания, здания на транспорте, мосты;
третья категория - включает конструкции и временные сооружения со сроком службы до 30 лет.
Значительный разброс в сроках службы железобетонных конструкций и материалов приводит к необходимости их группировки и введения системы модулей долговечности. В основу положена следующая классификация, приведенная в “Энциклопедии строительства Российской Федерации”, (см. таблицу 1.1).
Строительные материалы и конструкции делятся на 4 группы долговечности: малая - отделочные материалы, инженерное оборудование; средняя - отделочные материалы, инженерное оборудование; большая - инженерное оборудование, столярные изделия; особо большая - несущие конструкции.
В таблице 1.2 приведены данные о средних значения сроков службы железобетонных конструкций, которые приняты за основу при проектировании и экономических расчётах в Японии.
42
Модули долговечности строительных материалов и железобетонных конструкций
Таблица 1.1
Группа долговечности железобетонных конструкций	Срок службы, лет	Модуль долговечности
Малая	3-6	3
Средняя	6-30	6
Большая	30-60	30
Особенно большая	св. 60	60
Рекомендуемые значения заданных сроков службы бетона н железо -бетонных конструкций
Таблица 1.2
Материал и конструкция	Срок службы ( пределы ), годы		
	НИЖНИЙ	средний	верхний
Обычный бетон	30	70	нет предела
Сборный железобетон толщиной, см: 4	15	40	60 +а
8	25	55	80
12	30	70	неопределённо
Плиты	15	40	60 +• а
Сталь	15	50	100
Примечание; срок " а " может быть учтён при очень умеренном воздействии окружающей среды.
Проектный начальный период эксплуатации /design workins life, design work service life ) • предполагаемый период, в течение которого конструкция может быть использована без проведения капитальных ремонтов. Классификация этого срока службы в соответствии с рекомендациями Евронорм [55] дана в таблице 1.3.
Фактический срок службы конструкций инженерных сооружений в целом зависит в одинаковой степени от поведения как конструктивных, так и неконструктивных защитных элементов.
Дня основных железобетонных конструкций и их элементов характерные примеры ожидаемого срока службы по данным [122] приняты следующими: 35 лет - для нефтяных и газовых платформ на шельфе; 50 лет - для конструкций, разработанных в соответствии с положениями Еврокода-2 (CEN 1999) и национальных норм; 100 лет -для мостов, туннелей и морских сидротехнических конструкций; 200 лет -для волнозащитных сооружений.
43
Классификация планируемого ( заданного ) срока службы. Таблица 1.3
Класс	Планируемый срок службы, годы	Примеры
I	1-1,5	Временные конструкции
2	25	Заменяемые части железобетонных конструкций
3	50	Строительные и другие конструкции
4	100	Железобетонные конструкции монументальных зданий, мостов и других зданий гражданского строительства
Для неконструктивных элементов приняты следующие характерные значения срока службы до их обновления или замены: 10 лет - для поверхностных защитных покрытий; 25 лет- для температурно-усадочных швов, дренажных систем, опор, изнашиваемых диафрагм; 50 лет - для мембран и облицовок.
Таблица 1.4 содержит рекомендуемые значения заданного срока службы железобетонных конструкций, составленные по материалам международной конференции по долговечности железобетонных конструкций в г. Хайдерабаде, Индия [86,93], в которых отражен опыт его нормирования для развитых стран.
Рекомендуемые значения срока службы железобетонных конструкций при проектировании строительных объектов.
Таблица 1.4
Тип здания или сооружения	Срок службы в годах
1.	Временные сооружения 2,	Дороги: гибкое основание 3.	Дороги: жёсткое основание 4,	Гидротехнические сооружения 5.	Жилые здания 6.	Административно - общественные здания 7.	Мосты, плотины, туннели 8.	Монументальные сооружения 9.	Объекты национального значения	1 - 10 5 - 10 20-30 40 60 100 120 100-200 более 200
Оптимальный срок службы железобетонных конструкций в сооружении должен определяться дифференцированно в зависимости от характера воздействия и степени агрессивности эксплуатационной среды. В целом многоплановая проблема повышения долговечности железобетонных кон-44
струкций решается многими разделами строительной науки, поэтому, ввиду большого числа переменных, влияющих на долговечность, прогноз сроков службы для зданий и сооружений на 50 - 1 00 лет представляет сложную задачу. С. А Редди [157] выделены 20- ть основных факторов: общая концепция; нормы и технические требования; конструктивные системы; расчет и конструирование; используемые материалы; качество работ; соответствующая технология; точность качества; изменение требований пользователя; социальные факторы; ограничения окружающей среды; требования владельца; качество проектировщика и подрядчиков; регулярный или нерегулярный уход и поддержание сооружения при нормальной эксплуатации; ремонт и усиление конструкций; методы восстановления; замена быстроизношенных элементов; прогноз морального износа; перегрузки при эксплуатации; неправильное использование.
Точность прогноза в этом случае будет зависеть от корректности анализа воздействий и влияния окружающей среды; программы испытаний, чтобы оценить эффект тех факторов и средств, которые не могут быть исключены; прагматической интерпретации результатов испытаний, оценки других, относящихся к прогнозу факторов; оценки представительности массива данных, основанных на опыте. Результат будет также приемлемым, если все возможные условия эксплуатации будут точно определены.
Обобщая и анализируя эти источники, подчеркнем, что сроки службы сооружения будут различаться в 5 - 20 раз и это позволяет ограничить интервалы времени, для которых должны быть действительны зависимости для прогноза сроков службы.
Концепции Евро код а [61,122] предусматривают, что при оценке срока службы для практических целей можно принять точность прогноза ±10 %.
1.5. Соотношение между долговечностью и качеством
Ниже рассмотрена взаимная связь двух категорий: долговечности и качества, которая получила развитие в концепциях отечественных норм проектирования строительных конструкций, а также Евронорм [122,177,46]. Эти концепции построены на положении, что надежность] безопасность) и долговечность строительных конструкций обеспечиваются качеством проектирования, включая качество непосредственно норм проектирования, магериат лов, изготовления, монтажа или возведения, условиями эксплуатации.
Снижение характеристик и показателей качества конструкции является следствием: 1) дефектов, полученных в результате несовершенства проектирования и строительства; 2} постепенного накопления повреждений при ее эксплуатации в условиях, согласующихся с заложенными в проекте; 3 ) ускоренного накопления повреждений из-за изменения условий эксплуатации: непредусмотренных перегрузок, неблагоприятного влияния окружающей среды.
45
Качество строительного объекта выражается через перечень требований, которым должен удовлетворять объект. В целом понятие качества включает совокупность свойств, характеризующих полезные функции системы.
Качество может быть представлено в виде многомерного пространства качества, след поверхности которого при пересечении его плоскостью дан на рис 1.1 [25, 80].
Рис. 1.1. Следы поверхностей пространства качества и состояния: I - проектное пространство; 2 - начальное пространство; 3 - эксплуатационное пространство; 4 -пространство состояния; 5 - отказ или неисправность.
1-	проектное пространство качества, которое прогнозируется при проектировании.
2-	начальное пространство качества, которое отличается от проектного вследствие отклонения от прогнозов в результате ограниченности информации при создании объекта, в том числе несовершенства норм проектирования, недостаточности нормативной базы и теоретических разработок, ошибок при проектировании, изменчивости свойств материалов, качества изготовления и монтажа. Оба пространства качества не зависят от времени, однако их объем должен учитывать прогнозируемую долговечность.
3	- при эксплуатации реальная конструкция изменяет свои характеристики под влиянием старения, нагрузок, воздействий внешней среды, ошибок при эксплуатации и других причин. В результате накопления повреждений пространство качества сжимается, и по объему оно меньше, чем 1 и 2. Эксплуатационное качество реализуется через поведение железобетонной конструкции, связанное с её использованием, и поэтому качество всегда функция от времени; оно изменяется при ремонтах. Эксплуатационное качество может быть отнесено к несущей способности, устойчивости, безопасности, применению, непроницаемости, акустическим и другим свойствам.
4	- пульсирующее пространство состояния, поверхность которого зависит от внешних воздействий в данный момент времени.
5-	пересечение поверхностей эксплуатационного качества и состояния является отказом, приводящим к прекращению эксплуатации, или неисправностью, устраняемой мелким ремонтом. Сокращение объема проектного пространства качества обеспечивает экономию средств на возведение сооружений.
46
Эксплуатационное качество связывается с понятием долговечности, если при оценке влияния факторов внешней среды, то есть деградационных факторов, в нем рассматривается время. Долговечность в данном контексте является свойством, выражающимся в способности поддерживать требуемое эксплуатационное качество.
Изменения эксплуатационного качества н деградации во времени могут быть оценены на различных уровнях: 1) здания или сооружения; 2) элементов конструкций; 3} материалов, при учете, как правило, фактора взаимодействия между уровнями. Так как долговременная несущая способность элемента конструкции будет зависеть от деградации свойств бетона и арматуры, то изменение эксплуатационного качества во времени должно быть оценено вначале путем анализа скорости изменения эксплуатационного качества на уровне материала.
Долговечность
Рис. 1.2 Соотношение между долговечностью железобетонных кострукций и их эксплуатационным качеством
47
Минимально приемлемые величины для эксплуатационного качества или максимально приемлемые для деградации характеризуют предельное состояние по долговечности. Это состояние может быть выражено через требование к эксплуатационному качеству, критическое по отношению к сроку службы. Последний может быть рассмотрен на уровне предельных состояний первой или второй групп ( безопасности и эксплуатационной пригодности ).
Общее соотношение между долговечностью и эксплуатационным качеством железобетонных конструкций ёмкостных инженерных сооружений, которое рассматривается здесь в смысле исполнения функциональных требований, дано на основе материалов fib-RJLEM на рис 1.2.
1.6. Вероятность разрушения
При вероятностном подходе наряду с нахождением заданного срока службы необходимо определение максимально допустимой вероятности разрушения, учитываемой при достижении этого срока службы.
В случае, если разрушение конструкций вызывается деградацией материалов, может использовался термин “разрушение, вызванное исчерпанием запаса долговечности”, или “коррозионное разрушение” в отднчие от термина " разрушение вследствие исчерпания несущей способности или потери устойчивости", которое может быть вызвано силовыми воздействиями. Однако наступление коррозионного разрушения может быть ускорено действием нагрузок.
Тогда требуемая вероятность разрушений зависит от того, как определяется событие разрушения и каковы последствия этого разрушения
Если ожидается, что разрушение приведёт к серьёзным последствиям, то максимально допустимая вероятность разрушения должна быть, следовательно, малой. Для оценки последствий разрушения используется концепция приемлемого риска.
Кроме того, при оценке требуемой вероятности разрушения должны быть приняты во внимание социальные, экономические критерии и критерии окружающей среды.
Социальные критерии включают: 1) социальную важность здания или конструкции; 2 ) последствия разрушения ( число человеческих жиз-ней,"поставленкых на карту" ); 3) трудности в оценке уровня риска.
Экономические критерии предполагают, что нарушение процесса производства на заводе из- за выхода из строя конструктивных элементов может вызвать значительно более высокие экономические потери по сравнению со стоимостью ремонта или замены поврежденной железобетонной конструкции.
Для отдельных типов инженерных сооружений ( резервуаров ) повреждения могут привести к серьёзным нарушениям состояния окружающей среды ( экологический риск ).
48
На этапе проектирования сооружения неопределенность в отношении конечного качества может быть более высокой, чем в эксплуатируемых сооружениях, поэтому для существующих объектов резервы безопасности могут быть меньше, чем для зданий и сооружений, находящихся в проектной стадии. Заметим здесь также, что оценки вероятности разрушения на основе учета стохастических параметров неопределенности с использованием прямых вероятностных методов и коэффициентов безопасности не страхуют от реальных грубых ошибок при проектировании, возведении и эксплуатации сооружений.
Замечания
Железобетонные конструкции имеют конечный срок службы, так как они значительно подвержены физическим, химическим и механическим изменениям, следствием которых является их деградация и уменьшение их способностей выполнять требуемые функции. Развитие методов прогноза долговечности проектируемых, а также оценки эксплуатируемых железобетонных конструкций вызвано: а) возрастающим использованием железобетонных конструкций в сложных климатических условиях или в условиях агрессивных сред; б ) высокой стоимостью усиления, восстановления и эксплуатационных расходов на поддержание требуемого технического состояния конструкций и сооружений; в) практикой применения новых видов бетонов и арматуры, для которых границы долговечности в реальном масштабе времени не получили достаточно точного экспериментального подтверждения. В практических пособиях ряда европейских стран рекомендован 50-летний срок службы для конструкций, разработанных на их основе для установленных классов окружающей среды.
Ключевым в области долговечности является вопрос о прогнозировании срока службы новых железобетонных конструкций, который рассматривается как более гарантированный параметр, чем долговечность. В настоящее время на детерминистском и вероятностном уровнях разработаны отдельные методологии, однако в целом проблема прогнозирования срока службы ещё находится в стадии развития; отсутствуют единый системный подход и стандартные модели для оценки долговечности и прогнозирования срока службы.
Публикации fib, RILEM и другие показывают, что достигнутый уровень в значительной степени ограничивается предложениями к расчёту срока службы только для материалов и сечений элементов конструкций для отдельных видов деградаций, в основном не касаясь оценки сложных сооружений и статически неопределимых конструкций из железобетона.
На практическом уровне долговечность и срок службы железобетонных конструкций контролируются главным образом путём ограничения максимально допустимых значений водоцементного отношения, класса бетона, арматуры и толщины защитного слоя. Новые редакции отечественных 49
и зарубежных норм включает следующие факторы: окружающую среду; защитный слой; тип и качество материала, содержание цемента и водоцементное отношение; методы укладки, обеспечивающие полное уплотнение; форму и размеры элемент а или конструкции. Ограничение толщины защитного слоя устанавливается в зависимости от класса агрессивности среды, диаметра и расположения арматуры по сечению элемента, ее чувствительности к агрессии.
Для прогноза срока службы железобетонных конструкций нашли применение следующие методы: а) оценки, основанные на обобщении опыта проектирования, строительства и многолетней эксплуатации конструкций; б) дедуктивные подходы, выводы которых строятся на сравнении эксплуатационного качества аналогичных железобетонных конструкций; в) математическое моделирование, основанное на знании механизмов деградационных процессов; г) оценки, полученные в результате ускоренных испытаний материалов и конструкций; д} практические приложения теории надёжности и стохастических методов; е} методы механики разрушений и конечных элементов (МКЭ); ж) методы механики сплошной среды и строительной механики.
При решении практических задач эти методы часто применяются в сочетании.
В настоящее время в расчете на надежность и долговечность железобетонных конструкций нет единого общепринятого подхода, а теория расчета железобетонных конструкций, взаимодействующих с а!'рессивной и другими типами сред, еще далека до окончательного решения. По-видимому, в этих условиях перспективным и приемлемым подходом для прогнозировании срока службы железобетонных конструкций инженерных ёмкостных сооружений, основанным на знании деградационных механизмов и скорости деградационных процессов, является использование математических моделей в детерминистской и стохастической постановке и ускоренные испытания.
Основное преимущество использования теоретических моделей по отношению к эмпирическим состоит, по - видимому, в том, что они дают более надёжный прогноз и могут быть приложены к широкому ряду условий окружающей среды. Прямые вероятностные методы в ряде случаев требуют расширения адекватной базы данных для определения стохастических параметров.
Для развития методологии прогнозирования долговечности железобетонных конструкций ёмкостных сооружений так же предполагается целесообразным применение методов механики разрушений и конечных элементов, механики сплошной среды и строительной механики к задачам сопротивления железобетонных конструкций коррозионным воздействиям, оценки ресурса безопасности поврежденных и усиленных железобетонных элементов и конструкций.
50
Глава 2. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ
СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ И ЖИДКОСТЕЙ
В данной главе рассматривается анализ основных конструктивных решений характерных типов емкостных сооружений, влияния внешних сред, режимов нагружений и требований, предъявляемых на стадии проектирования к этим сооружениям с точки зрения минимизации дефектов и погрешностей для обеспечения эксплуатационной надежности и долговечности. Подробный обзор материалов по рассматриваемым конструкциям дан в [57,11,34,69,71,72,15,175,179,181,184,211].
2.1.	Классификация основных типов емкостных сооружений.
Емкостные сооружения можно условно разделить на следующие группы.
I группа: силосные емкости зерновых элеваторов и предприятий по переработке зерна;
-	сенажные башни,
-	емкости для хранения и переработки другой сельхозпродукции.
II группа: емкости для хранения промышленных сыпучих материалов:
-	бункеры и силосы для хранения угля, руды, строительных материалов (цемента, шлака, извести, гравия и др.), химических продуктов.
III группа: емкости инженерных сооружений промышленных предприятий для жидких или сжиженных продуктов:
-	резервуары для хранения нефти и нефтепродуктов, хранилища химических продуктов и агрессивных жидкостей, низкотемпературные резервуары для сжиженного газа;
•	емкости систем водоснабжения и канализации. К емкостным сооружениям в комплексах водоочистных станций или в целом систем водоснабжения относятся: смесители, камеры реакции, отстойники, резервуары питьевой воды, пожарные и другие резервуары, приёмные камеры холодной и горячей воды и другие канализационные гидротехнические сооружения. Емкостные сооружения в виде резервуаров входят в состав водонапорных башен. В комплексах канализационных очистных станций или систем канализации к ним относятся: аэротенки, биофильтры, осветлители, нефтеотде-лители;
-	технологические емкости инженерных сооружений промышленных предприятий: отстойники, радиальные сгустители, шламбассейны, бассейны для охлаждения воды, которые отличаются от резервуаров только назначением, но имеют с ними много общего в конструктивном отношении. Особое место занимают емкостные сооружения открытого или полу заглублен-
5!
кого типа для хранения токсичных нетранспортабельных отходов, обеспечивающих надежную долговременную защиту окружающей среды.
2.2.	Анализ конструктивных решении железобетонных элементов стен и конструкций подсилосного этажа зерновых элеваторов
Конструкции силосов характеризуются значительным разнообразием в отношении их размеров, назначения, условий работы, компоновочных схем, условий унификации, объемно-планировочных и конструктивных решений, технологии возведения (рис. 2.1). Силосы могут быть отдельно стоящими с емкостью от 200 до 3000 тонн или сблокированными в силосные корпуса с однорядным или многорядным расположением силосов преимущественно круглого или квадратного очертания в плане (рис. 2. 2 -2. 4 ).
Рнс.2.1. Конф и iy рация и расположение ячеек распространённых типов силосов , возводимых за рубежом : США , Европейский Союз , Страны Ближнего Востока .
Решения силосных корпусов, рабочих зданий элеваторов и методы их проектирования и исследования освещены в [15,72,83,88,121,147,181].
Силосы, как емкости для хранения зерна, являются составной частью зернового элеватора. Основные конструктивные элементы силоса: фундаментная плита, колонны подсилосного этажа, днище и стены, надсилосное перекрытие. Наиболее ответственными элементами силосного корпуса являются стены силосов и подсилосные конструкции. Их проектируют сборными или монолитными с обычным или предварительно напряженным армированием.
52
Рис. 2.2. Силос из монолитного железобетона диаметром 15 м с купольным покрытием толщиной 100 мм: внутреннее расположение туннеля. I-разгрузочный туннель; 2- грунт засыпки; 3- уплотненный грунт основания; 4-сваи
Рнс. 2.3 Силосный корпус сборной конструкции с опиранием силосов на подсилос-Яь,е колонны и фундаментную плиту: 1- угловая ячейка; 2- крайняя ячейка ; 3- средня ячейка
53
Распространение в отечественной практике получили типовые силосные корпуса сборной или монолитной конструкций типа С КС-3 и СКС-6, обеспечивающих решение силосной части с квадратной (3x3 м) или круглой (диаметром 6 м) ячейкой из элементов серии 3.702-1/79 "Унифицированные сборные железобетонные конструкции силосных сооружений, предприятий по хранению и переработке зерна’’. Основным конструктивным элементом стен полносборных элеваторов является сборный объемный блок СО Г с размерами в плане 3x3 м и высотой 1, 17 м и толщиной стен 100 мм. Элементы армированы сварными сетками и каркасами с горизонтальными рабочими стержнями диаметром 10 и 12 мм класса А-111 или предварительно напряженными семипроволочными прядями. Связь между сборными элементами по вертикальным стыкам обеспечивается с помощью сварки закладной детали или обжатием с помощью болтовых соединений.
Сборные железобетонные элементы стен квадратных силосов проектируются из бетона класса В22,5 и выше при толщине сплошных гладких стен не менее 80 мм.
Толщину стен монолитных силосов принимают не менее 150 мм и ориентировочно определяют по формуле:
Л = t +	( 2.1 )
где ( = 120 мм, nde - наружный диаметр силоса, м [181]. Подсилосная часть силосного корпуса представляет собой систему, которая состоит из несущих опорных конструкций в виде стен или колонн, подсилосных перекрытий, днищ силосов, воронок, фундаментов и имеет конструктивное назначение: передать вертикальные и горизонтальные нагрузки верхнего строения через фундаментную плиту на основание. В подсилосной части размещают транспортные механизмы для опорожнения силосов и передачи зерна в рабочие здания.
Вследствие изменения геометрии поверхностей, наличия технологических проемов, сложного соединения элементов в этой части сооружения 54
имеет место высокая концентрация переменных напряжений и значительный размах малоциклового деформирования.
Конструктивное решение подси.тосных этажей силосных корпусов может быть реализовано 2-мя принципиальными схемами.
В первой схеме передача нагрузки от верхнего строения на основание осуществляется через колонны, на которые опираются стеньг силоса и днища, при небольших размерах ячейки силоса - 3-6-9 м ( рис.2.6 и 2.21).
Во второй схеме - стены силосов начинаются непосредственно от фундаментной плиты и подсилосное помещение образуется стенами и ограничивается сверху днищем, а снизу фундаментной плитой, конструктивно связанными с ними. Конструкция днищ решается в виде плоских с набетон-ками монолитных плит или конических воронок с опиранием последних на пристенные колонны.
Эта схема обеспечивает удобство и простоту в реализации, высокую пространственную жесткость силосного корпуса ( рис. 2.4 и 2.5 ).
Рис. 2.5. Силосный корпус элеватора из монолитного железобетона для хранения и очистки зерна с опиранием силосов непосредственно на монолитную фундаментную плиту-
55
Днище силосов при сетке колонн 3 х 3 м образуется объемными железобетонными воронками, имеющими форму пирамиды с утолщениями в основаниях. Воронки имею! выпускные отверстия, располагающиеся в основном по вертикальной оси каждого силоса.
В силосах диаметром 12 м конусная воронка опирается на кольцевую балку, расположенную на колоннах, через которые нагрузка передается на монолитную фундаментную плиту.
Решения подсилосного этажа с коническими воронками ослабляют стены за счет проемов и трудоемки при устройстве днищ.
В качестве второго типа рассмотрим силосный корпус типа “Болшево" с трехрядным расположением силосов диаметром 6 м. Создание предварительного напряжения достигается путем обжатия криволинейных сборных элементов на стенде укрупнительной сборки. Преимущество этих решений состоит в том, что все корпуса типа СКС-3 и СКС-6 имеют единую конструктивную схему, отличаясь только габаритами корпуса при максимальной вместимости 39000 тонн.
В силосных корпусах сборной конструкции типа СКС-3-96 основные конструкции подсилосного этажа выполняются из сборного или сборно-монолитного железобетона. Исключение составляют монолитные фундаменты, решенные как плоские безбалочные плиты толщиной 450 мм с подколенниками высотой 600 мм по сетке колонн 3x3 м.
В практике строительства, кроме устройства растворных швов между верхом колонны и воронками, применяют способ установки воронок на жесткие прокладки с последующей зачеканкой раствором или насухо [147]. В этих условиях вертикальные нагрузки на капители передаются не по всей ее площади, а концентрируются на отдельных ее участках; это вызывает локальное повышение напряжений по углам и сторонам капители.
Соединение воронок достигается также за счет приварки соединительной детали воронки к закладным деталям колонны и последующего за-моноличивания шва бетоном класса В25 - ВЗО.
Воронки, опираемые на средние колонны, устанавливают без приварки воронки к капители, а только за счет качества растворного стыка и специального приспособления для устройства надкапительных стыков, при этом не устанавливаются закладные детали в воронках и средних колоннах, а также соединительные детали.
Следует отметить, что применяемые варианты опирания воронки на колонны сказываются на снижении общей жесткости узла опирания и вносят неопределенность в статическую схему работы сооружения из-за различной и трудно прогнозируемой податливости сопряжений.
Общим недостатком выделенных конструктивных решении силосов являются:
-	вероятность повышения нагрузки на крайние колонны подсилосно-гю этажа и наружные стены силосов;
56
-	повышенная и неравномерная по сравнению со сплошной плитой деформатнвность, особенно в случае оснований с непостоянными свойствами, что может привести к неблагоприятному перераспределению усилий в системе всего сооружения.
В случае отдельно стоящих силосов большого диаметра (9-12 м я более) устройство традиционного подсилосного этажа считается нецелесообразным [72,3 81 ], так как принято считать, что увеличение диаметра сопровождается повышением расхода материалов на подсилосные конструкции и снижением относительного полезного объема: силоса имеют плоское днище с подземным туннелем из сборно-монолитного железобетона (рис. 2.2, 2.4, 2.8 ).
Получило применение решение подсилосного этажа, когда подсилос-пая плита, от которой возводятся с помощью скользящей опалубки монолитные степы, опирается на подсилосные колонны. При такой схеме колонны находятся под местами соединения смежных стен круглых силосов силосного корпуса; наружные колонны, имеющие капители вытянутой формы, смещены по направлению внутрь корпуса для уменьшения эксцентриситета приложения вертикального усилия.
По капителям устраивают монолитную безбалочную плиту с отверстиями для размещения воронок и с забутками в угловых зонах.
Данное решение подсилоспого этажа также характеризуется значительной трудоемкостью бетонных работ.
В зарубежной практике большинство силосных корпусов и отдельных силосов выполняется из монолитного бетона в скользящей опалубке. В основном это - силосные корпуса с цилиндрическими силосами диаметром 5-20 м, высотой 15-60 м. Стены силосного корпуса возводят от фундаментной плиты.
Для Великобритании, США характерно также применение мелких сборных блоков с последующим обжатием напрягаемой кольцевой арматурой.
Аналогичные решения используются при проектировании сенажных башен или, в виде кольцевых блоков, для стволов водонапорных башен. Швы блоков рассматриваются как зоны повышенной концентрации напряжений локального или циклического характера.
На рис.2.5 даны продольный разрез и план расположения силосов из монолитного железобетона, входящих в состав зернового элеватора емкостью 50000 т зерна в г. Эйн-Бассем (Алжир), построенного с помощью итальянской фирмы "Кооперативи мураторе”. Высота силосов цилиндрической формы, 36 м, диаметр 7,3 м. Принято конструктивное решение, при котором силос опирается непосредственно на монолитную фундаментную плиту.
По проекту финских и германских фирм построен перевалочный припортовой элеватор в г. Таллинн вместимостью 300 тыс. тонн с силосиы-
57
ми корпусами из монолитного бетона, конструктивное решение которого приведено на рис.2.6. Силосный корпус высотой 85,5 м состоит из 12 цилиндрических силосов диаметром 12 м.
Рис.2.6 . Конструктивное решение силосного корпуса из монолитного железобетона Ново -Таллиннского зернового элеватора : а) расчётная схема ; б) компоновка силосов в силосном корпусе.
Подсилосный этаж включает сборную железобетонную коническую воронку диаметром 6 и, которая в свою очередь опирается на 6 цилиндрических колонн и 6 сборных сегментов, опирающихся на колонны и пилястры стен.
Наиболее крупный в мире одноблочный зерновой элеватор компании “CGF” длиной 828 м и шириной 30 м, имеющий вместимость 20x106 бушелей зерна (7,3 млн. гектолитров), построен в г. Вичите, штат Канзас, США. Элеватор состоит из тройного ряда силосов по 123 с каждой стороны центральной загрузочной башни. Каждый отдельный силос имеет высоту 37 м, внутренний диаметр 9 м.
Безопасность и долговечность силосов и резервуаров, закладываемые в проекте, предопределяются, наряду с другими параметрами, принятой расчетной схемой сооружения и корректностью отражения в нем ожидаемых силовых и несиловых воздействий за планируемый период эксплуатации.
Эти проблемы получили освещение в докладах и публикациях XIII конгресса ФИП (Амстердам, 1998 ), при изучении которых были выявлены особенности, связанные с образованием и развитием повреждений, слабо отраженных в нормах проектирования емкостных железобетонных сооружений.
В 1993-97 г. г. фирмой ТАКО, Чехия, по общей технологии возведены 9 силосов и 18 резервуаров емкостью 10000 - 20000 куб. метров каждый и 7 биореакторов емкостью 5600 -6200 куб. метров, имеющих форму железобетонных тонкостенных цилиндрических оболочек ( рис. 2.7, 2.8). Силосные 58
Рис. 2.7. Предварительна напряженный силос для хранения клинкера, разработанный фирмой ТАКО , Чехия. Место строительства - с. Границе (Hranice }. Диаметр силоса -36 м. высота 49 м, толщина стен 0,32 м.
Рис.2.8 Спаренные силосы для хранения зол уноса, Чехия. Диаметр отдельного силоса -20 м; высота - 37 м, толщина стен - 0,25 м.
сооружения предназначены для хранения разных видов сыпучих материалов: кристаллического сахара, цементною клинкера и зол уноса. Силосы для хранения цементного клинкера и биореакторы имеют покрытие в виде конической железобетонной оболочки, к которой предъявлены требования не только водонепроницаемости, но практически газонепроницаемости. Особенностью нагрузки на стены силосов для хранения золы уноса, улавливаемой фильтрами крупных ТЭЦ, работающих на низкокалорийном топливе, является давление сжатого воздуха при пневматическом способе разгрузки в сочетании с температурой выше 100 °C. Рабочая температура в биореакторах составляла 38 “С, поэтому на них также были распространены требования теплоизоляции.
Усилия в стенах круглых силосов определялись величиной давления сыпучего с высотой слоя складирования 40 м., объемной массой у = 1,5 -1,6 тони / куб. метр. Температура внутри силоса достигала 50 - 70 °C.
Анализ материалов позволил выявить специфику конструктивных решений и их связь с эксплуатационным качеством, критериями и гарантиями безаварийной работы сооружений.
59
При вместимости более 20000 куб. метров экономически целесообразным оказалось применение предварительного напряжения методом непрерывного армирования ( навивкой ) высокопрочной проволоки по кольцевому периметру или отдельными стержнями, работающими совместное железобетонными стенами по схеме “ внешнего “ армирования.
Конструктивным дефектом первого метода явилась высокая концентрация напряжений у отверстий в стенах, влияющая на трещиностойкость, и относительно низкий уровень обжатия.
Второй метод был связан с устройством четырех - пяти вертикально расположенных ребер по периметру стен для анкеровки стержней. Это привело к несколько большей, по сравнению с первым методом, толщине стен, при этом из - за разной толщины степ и ребер напряженное состояние носит характер краевого эффекта.
Контроль за неведением сооружений с продолжительностью наблюдений в 4 месяца был выполнен с целью сопоставления параметров реальной работы сооружения с характеристиками, закладываемыми при проектировании, Оценка оказалась сложной, так как имело место взаимодействие разных переменных факторов, равные из которых: модуль упругости, ползучесть и усадка бетона, температурные колебания, переменная нагрузка давления от сыпучего.
Осадки фундамента характеризовались неравномерностью и несколько превышали значения, закладываемые расчетом в результате разрыхления известняковою слоя в основании сооружения и наличия разгрузочного канала.
Измерения радиальных перемещений четко показали, что периметр стен силосов уменьшился, несмотря на то, что общая нагрузка превышала 90 % от полной. Сокращение периметра стен вызвано усадкой и ползучестью бетона вследствие его обжатия усилиями в кольцевой напрягаемой арматуре. Доэксплуатационные деформации стен незаполненных силосов оказались более значительными, чем противоположно направленные деформации от давления сыпучего (рис. 2.9).
Натурные испытания и контроль за развитием во времени горизонтальных радиальных перемещений выявили, что долговременные процессы усадки и ползучести происходят за значительно более длительный период, чем их теоретические значения. После 4-х месяцев контроля укорочение периметра превысило 90 мм. на уровне, равном половине высоты сооружения. Такой характер деформирования в начальный период работы сооружения не был предусмотрен нормами проектирования. Эти особенности, а сочетании с другими факторами, могут способствовать развитию локальных повреждений стен цилиндрических силосов, снижающих общую безопасность сооружения.
Анализ перемещений позволил установить значительное влияние как температуры сыпучего, так и температуры окружающей среды. Эффект от 60
25
Изменение длины периметра, мм
Рис. 2.9. Длительные измерения радиальных перемещений стен круглых предварительно напряженных силосов , характеризующие роль деформаций усадки и ползучести . Периметр стен уменьшился . несмотря на 90 % заполнение емкости.
солнечной радиации явился, по мнению разработчиков и строителей: Б. Нинкла, Л. Кутны, В. Зима, Я. Витека, существенной кратковременной нагрузкой на силос, которая должна быть принята во внимание при анализе сопротивления деформированию и разрушению. В то же время наблюдения подтвердили, что предварительно напряженные силосы и резервуары - экономичный и эффективный тип сооружений, имеющих преимущества: тон-костенность, малый собственный вес, водонепроницаемость, быстрое возведение, сохранение долговечности.
В конструктивных решениях емкостных сооружений специфика длительных циклических воздействий нагрузки или внешней среды отражена недостаточно. Наиболее уязвимыми в отношении долговечности являются части сооружений, имеющие ослабления, проемы, изменения геометрии, сопряжения сборных элементов, участки с локальной передачей или концентрацией усилий, места обрыва арматуры или ее анкеровки.
2.3.	Конструкции сборно-монолитных и монолитных круглых и прямоугольных в плаке резервуаров Для нефти, нефтепродуктов, воды, сжиженных газов.
Железобетонные резервуары в агрессивных средах подвержены коррозии, что в отдельных случаях уменьшает сроки их службы по сравнению с нормальными условиями в 7 - 10 раз [9,160].
Основными наиболее нагруженными конструктивными элементами резервуаров являются стены, днище, воспринимающие непосредственно напор воды, поэтому к ним предъявляется требование повышенной водоне-61
проницаемости, прочности и морозостойкости (рис, 2.10, 2.13), Общим для нефтяных резервуаров является широкое применение предварительного напряжения с целью повышения трещиностойкости сечений его элементов.
Рис.2.10. Основные типы железобетонных емкостных сооружений для хранения нефти , нефтепродуктов , сжиженного газа , биологических продуктов: а) заглублён’ ный цилиндрический резервуар с плоским покрытием ; б) наземный цилиндрический резервуар с купольным покрытием ; в) наземный цилиндрический резервуар с плавающей крышей ; г) и е) двухкорпусные цилиндрические резервуары с купольным покрытием ; д) полу заглублённый резервуар яйцевидной формы
Рис. 2.11. Пслузаглуб.чён-ный прямоугольный в плане резервуар питьевого водоснабжения из сборно -монолитного железобетона: сетка колонн 6x3 м.; I - сборная колонна, 2 - фундамент; 3 - 6 - сборные ребристые плиты покрытия переменной высоты; 7 - 8 - сборные стеновые панели переменной высоты сечения ; 9 - монолитное днище
62
!*.-С
Рис, 2.12 Полузэглублённый круглый в плане бункер из монолитного железобетона диаметром 26Ф6 м.(2) со сборным железобетонным куполом (1)
Рис. 2.13. Цилиндрический резервуар из монолитного железобетона диаметром 33t5 м
Рис. 2.14. Конструкция сблокированного однорядного бункера из монолитного железобетона
63
Выбор конкретного типа емкостного сооружения определяется его назначением, а также видом и характеристикой хранимого продукта, числом циклов “налив - слив” в год, скоростью налива, температурным режимом, вместимостью резервуара, высотой его заполнения и другими факторами. По данным [57] основной тип резервуара, применяемого в Российской Федерации для храпения мазута, - заглубленный цилиндрический резервуар с плоским покрытием.
Днище резервуара выполнено из монолитного железобетона, стены и покрытие - из сборного железобетона. Стены собирают из предварительно напряженных панелей переменной толщины, которые затем обжимают усилиями при устройстве кольцевой напрягаемой арматуры с помощью намотки на стену высокопрочной проволоки, канатов посредством армазуронави-вочной машины.Предварительное напряжение устраивается также для элементов покрытия и днища.
Для заглубленных резервуаров используется и другое решение в виде плоского покрытия, опирающегося на колонны, установленные внутри резервуара. Само покрытие монтируется из плоских сборных панелей, укладываемых на балки или на капители колонн. Многослойная навивка кольцевой арматуры по верхнему контуру стены обеспечивает обжатие покрытия.
В вертикальном направлении обжатие сборных степ осуществляется за счет натяжения отдельных стержней или прядей при изготовлении панели.
За рубежом для хранения нефти и нефтепродуктов получили распространение наземные цилиндрические резервуары с купольным покрытием, стенами и днищем, выполненными из монолитного железобетона. Конструктивные решения емкостных сооружений в виде оболочечных конструкций из монолитного железобетона разработаны германской фирмой ДИВИ-ДАГ из Германии. Здесь наиболее широко используются резервуары классической формы “нефтяная цистерна": плоское днище, цилиндрический корпус и купол.
Сопряжение стен с днищем шарниры о-подвижное. Предварительное обжатие стен в кольцевом направлении создается навивкой проволочной высокопрочной арматуры. Предварительное напряжение днища выполняется путем устройства напрягаемой арматуры из отдельных стержней диаметром 13 мм, которые отстоят один от другого на расстоянии 500-600 мм и расположены в середине плиты.
Другой тип сооружений: отстой ники-метантенки вместимостью от 1400 м3 до 12000 м3, которые являются биологическими реакторами для очистки сточных вод. Пространственная конструкция яйцевидной формы определяется технологическими соображениями и имеет удобство с точки зрения эксплуатации. Монолитная оболочка армируется напрягаемой в меридиональном и кольцевом направлении высокопрочной арматурой.
64
Фирмой ДИВИДАГ построены по близкой технологии большие водонапорные башни с цилиндрическим стволом и конической формой резервуара.
Одним из механизмов образования дефектов является отслоение защитного слоя при использовании в резервуарах предварительного напряжения по схеме непрерывного армирования, которое связано с концентрацией растягивающих усилий на площадках, параллельных внешней поверхности и расположенных на уровне кольцевой арматуры в местах ослабления контакта между слоями (рис.2.15). Растягивающие напряжения образуются здесь в результате вовлечения в работу защитного слоя бетона стенки резервуара кольцевой напрягаемой арматурой в условиях разновременности усадки.
I lOBCC-XHOCtllMfi спой
Рис 2.15. Концентрация напряжений в поверхностном слое стены предварительно напряжённого цилиндрического резервуара
Модули упругости поверхностного слоя бетона и основного слоя неодинаковы из-зи различия в возрасте, составе бетонной смеси, условиях набора прочности, характере у садочного деформирования. В этом смысле конструкция системы резервуара является по существу многослойной. В условиях длительных переменных температур но-влажностных и силовых воздействий, запаздывания деформаций на границе слоев образуется концентрация напряжений. При значительных перерывах в строительстве или нарушениях качества работ связь по поверхности контакта слоев может быть недостаточной. Следствием этого является нарушение целостности покрытия кольцевой арматуры. Этот вид повреждений опасен тем, что визуально при испытаниях не проявляется, но резко снижает долговечность сооружений при эксплуатации.
Для углубленного изучения этого дефекта читателю рекомендуется обратиться к книге А.Р. Ржаницына “Составные стержни и пластины” -М.: Стройиздат, 1986.316 с.
Аналогичные яаления, как отмечает Мурашкин Г.В., были предметом изучения при проектировании и исследовании напорных труб, изготавливаемых по методу виброгидропрессования.
Узлы сопряжений стен сооружения и днища часто конструируются так, чтобы допускать радиальные перемещения, предохраняя их при этом от протечки. При определении перемещений стен резервуаров от предварительного напряжения и выборе характеристик шарнирно-подвижного стыка с днищем в США принимается, что вследствие усадки и неупругих деформаций бетона это перемещение будет в 1,7 раза больше упругого перемещения.
65
Опирание покрытий резервуаров водоснабжения цилиндрической или конической формы диаметром до ]0 и более метров может осуществляться на центральную опору, на стены или непосредственно на ряд колонн, в которых вследствие перераспределения внутренних усилий возможно образование повреждений в виде поперечных трещин.
Для хранения сжиженного газа разработаны наземные цилиндрические двухстенные резервуары с заполнением образовавшегося между ними пространства утеплителем. Такие системы предварительно напряженных двухкорпусных резервуаров предназначены для храпения продукта с рабочей температурой до -196 «С и имеют объем до 30000 - 80000 м-\
Одной из форм повреждений таких сооружений является его разрушение в результате гидравлического удара при нарушении сплошности внутренней емкости. Поэтому с целью безопасности резервуар окружен внешней оболочкой из монолитного предварительно напряженного железобетона, способного выдержать давления, возникающие при гидравлическом ударе.
Наиболее интересным с конструктивной позиции объектом нового завода компании городского газоснабжения “Tokyo Gas СО., Ltd Япония является подземный резервуар (ряс. 2.16). Это решение эффективно использует пространство и улучшает, с точки зрения “ Taisen Corporation ", разработавшей и осуществившей в 1998 году данный проект, гармонию с окружающей средой.
Рис. 2.16. Подземный предварительно напряженный железобетонный резервуар с купольным покрытием для хранения сжиженного газа: г. Токио, Япония. Диаметр резервуара -45 м., высота - 32 м, толщина покрытия  0,6 - 1,25 м, 1 - покрытие, 2 - внутренняя стена, 3 - наружная стена, 4 - фундаментная плита, 5 - поверхность грунта, 6 -грунтовое покрытие
Гарантии безопасности и долговечности данного высотоответственного сооружения явились для авторов проекта предметом особого внимания. Поэтому покрытие резервуара решено в виде железобетонного предварительно напряженного железобетонного купола диаметром 45 м, с отношением стрелы подъема к диаметру равным 1/10, толщиной от 0,6 до 1,5 м, изготовление которого было выполнено на плите основания. Затем купол был поднят в проектное положение на высоту 42 м. Преднапряжение купола оказалось необходимым для предотвращения опасных трещин и создания трещиностойкой долговечной конструкции путем компенсации высоких распорных усилий, действующих в радиальном направлении (рис.2.17). Напря-66
Рис. 2.17. Расчетная схема усилий при расчете трещи нестойкости купольного предварительно напряженного железобетонного покрытия
Рие.2.18. Общий вид конструкции предварительно напряженного железобетонного резервуара емкостью 12800 куб.м., г. Тойонака -Сити (Toyonaka City), Япония. Высота - 40,6 м., экваториальный внутренний диаметр - 27,1 м. , толщина стен -0,4 - 0,54 м
жения и деформаций при возведении и в условиях эксплуатации ( засыпка, собственный вес, температурные воздействия и давление газа ) были определены методом конечного элемента, а безопасность элементов сооружения - методом предельных состояний.
Развитие этого типа сложных сооружений иллюстрируется строительством в 1492 - 1996 г. г. крупного предприятия по переработке сточных вод в г. Тойонака - Сити, Япония, в состав которого вошли 6 резервуаров “ яйцевидной “формы, емкостью 12800 куб. м. каждый (рис. 2.18). Разработчик - фирма “ Kumagai Gumi Со, Ltd”. Выбор конструктивного решения был выполнен, опираясь на предварительный анализ, который показал преимущества такого решения по сравнению с цилиндрической емкостью в технологии очистки, с точки зрения поддержания рабочего состояния и долговечности.
Высота сооружения 40,6 м, внутренний диаметр по экватору - 27,1 м, толщина стен 0,4 - 0,54 и, наклон стен в вершине и основании 45°. Сооружение опирается на свайное основание через кольцевой фундамент (рис. 2.19).
Метод симметричного конечного элемента оболочечного типа был применен к отдельным секциям: стенам, нижнему конусу, кольцевому фундаменту, плите пространственного типа. Модуль Юнга и коэффициент Пуассона соответственно равны 32,5 кН /кв. мм и 1/6. Высокопрочная напрягаемая арматура: стержни диметром 32 мм., канаты диаметром 15,2 мм и 21,8 мм - располагались в меридиональном и кольцевом направлениях. Безопасность и контроль напряженно - деформированного состояния при возведении осуществлен посредством оценки усилий до и после натяжения арматуры. Критерием
67
Рис.2.19. Конструктивное решение опирания резервуара на кольцевой фундамент: 1 - анкера; 2 - предварительно напряженная арматура 0 32; 3 - железобетонный контрфорс; 4 - напрягаемые горизонтальные стержни; 5 - канаты 0 15,2 мм из высокопрочной проволоки
долговечности рассматривалось условие гарантии остаточных сжимающих напряжений не менее 5 Н/ ка. мм. в эксплуатационном состоянии при полностью заполненном сооружении ( внутреннее давление жидкости и рабочее давление газа ).
Рисунок 2.20 характеризует общую конструктивную схему полузаг-лублениого предварительно напряженного цилиндрического резервуара, возведенного в 1998 г., г. Круз да Педра, Португалия, Автор проекта - компания “Proectos a Gostao de Obrus, Lda”.
Рис. 2.20. Общий вид предварительно напряженного железобетонного резервуара цилиндрической формы со ступенчатым сферическим покрытием , г. Круз да Педра , Португалия, Диаметр - 22 м., высота - 15м., толщина стен 0,3 - 0,45 м.
Сооружение диаметром 22 м. и высотой 15 м. со сферическим ступенчатым покрытием имеет толщину стен 0,3 - 0,45 м., бетон класса ВЗО. Предварительно напряженные стержни с контролируемым напряжением I860 МПа располагались а стенах с шагом 0,5 - 1,0 м. в соответствии с эпюрой гидростатического давления. Для повышения гарантии безаварийной работы в данном и предыдущем примерах толщина стен была установлена
68
с учетом результатов конечноэлементного анализа. Был принят во внимание эффект колебаний жидкости в резервуаре при сейсмических толчках.
Приведенный опыт проектирования, строительства и обкатки первичными нагрузками сложных емкостных сооружений показал, что целесообразный выбор геометрической формы сооружений, наряду с применением предварительного напряжения рабочей арматуры, является важным средством повышения долговечности и создания предпосылок их безаварийной работы.
Конструкции круглого сборно - монолитного бункера и сблокированного однорядного бункера монолитного типа рассмотрены на рис.2.12 и 2.14. Этим сооружениям свойственен тяжелый режим работы из-за интенсивного ударного, температурного и химического взаимодействия между сыпучим материалом и основными несущими и ограждающими конструкциями.
2.4	Особенности работы железобетонных конструкций силосов, бункеров, резервуаров при первичном за гружен ни и эксплуатации
Выделим ряд особенностей, характеризующих выделенные типы конструкций.
1.	Общим для этих сооружений является то, что они предназначены для различного по продолжительности, но ограниченного во времени, хранения жидкостей или сыпучих материалов с последующим его регулярным или нерегулярным возобновлением, что предопределяет переменный во времени характер силовых воздействий на конструкции и элементы сооружений. В основном это объекты большого экологического или экономического риска, поэтому к конструкциям предъявляются повышенные требования по надежности и непроницаемости.
2.	Нагрузки от давлений сыпучего материала или жидкости являются преобладающими по отношению к постоянным нагрузкам; для силосов, объединенных в силосный корпус, это обстоятельство открывает' возможность регулирования параметров напряженно-деформированного состояния сооружения и его осадки.
3.	При наличии агрессивной внешней среды требования долговечности удовлетворяются в основном через требования плотности бегона, размеров его защитного слоя, выбора состава и класса бетона и арматуры.
Важным аспектом долговечности на уровне “конструкция - сооружение” являются целесообразная форма сооружения, использование предварительного напряжения арматуры и других приемов конструирования.
Резервуары, водонапорные башни, биологические реакторы, силосы и бункеры представляют собой в конструктивном отношении системы с четко выраженным пространственным характером их работы, которые состоят из призматических, цилиндрических, конических элементов оболочечного типа, оболочек двоякой кривизны или их сочетаний ( рис.2.21 - 2.23 ).
69
л- л
Рис . 2.21 Конструкция зернового элеватора с двумя силосными корпусами и рабочим зданием
Рис 2.22 Конусная конструкция резервуара из монолитного железобетона; I, 2 - купольное покрытие; 4-5 - стены; З-опорное кольцо; 6- колонны; 7 - кольцевой фундамент; 8- сваи
Рис. 2.23 Внутренняя конусная структура сборно  монолитного силоса для хранения цемента; 1 - пылесборник; 2 -“перевернутый конус”; 3 - нижняя кольцевая балка
70
Цилиндрическая оболочка как форма серединной поверхности круглых резервуара или силоса является наиболее целесообразной формой с точки зрения восприятия горизонтального давления и равномерного распределения напряжений. Однако такие конструкции “чувствительны" к отклонениям формы: превышения допусков, начальные несовершенства сопровождаются появлением локальных внутренних усилий второго порядка, не учитываемых в проекте.
4.	При функционировании этих сооружений широка используется принцип саморазгрузки хранящегося сыпучего материала и жидкости, который оказывает влияние на выбор и характер конструктивного решения воронки в виде конической или призматической оболочки (рис. 2.14 и рис. 2.22),
На рис. 2.23 приведен сборно-монолитный силос для хранения 35000 тонн цемента, возведенный в 1994 г, для компании “Куинлэнд симент”, Австралия, который является наиболее крупным сооружением в мире, использующим принцип “перевернутый конус” для процесса саморазгрузки [94]. В разных странах эксплуатируются более 1700 силосов данного типа.
Особенность конструкции заключается во внутренней конусной структуре с 60° углом наклона, которая формирует основные зоны хранения и передает усилия на стены на высоте 11 м выше уровня основания. Конус смонтирован из сборных железобетонных панелей толщиной 600 мм, длиной 14 м и массой 32 тонны.
Предварительно напряженные стены из монолитного бетона имеют толщину 350 им, армированы 19 проволочными канатами через 500 мм и 2 слоями “пассивной” арматуры. Расчетные усилия: давление сыпучего материала в сочетании с усилиями, вызванными его 50 °C температурой.
5.	Для отдельных типов силосных корпусов зерновых элеваторов загруженность каждого корпуса не только является функцией времени (реализация процесса в форме временного ряда), но и случайным образом распределяется в зависимости от номера отдельного силоса в составе корпуса (ансамбль реализаций).
6.	Основные части сооружений (стены, днища) выполняют функции несущих и одновременно ограждающих конструкций и работают при эксплуатации в условиях значительных растягивающих внутренних усилий и поэтому более доступны в смысле проницаемости при карбонизации бетона или проникновению хлоридов. Это повышает фактор риска в отношении коррозии арматуры, так как при снижении трещиностой кости долговечность изменяется в качественном отношении и позволяет сделать вывод о различной исходной долговечности основных элементов сооружений.
7.	Стены, днища, воронки и другие элементы сооружений являются тонкостенными железобетонными конструкциями (плоскими, пространственными), напряжен но-деформирован ное состояние в течение эксплуатации характеризуется такой же повторяемостью и продолжительностью, как изменение массы (объема) хранящегося продукта или материала.
71
8.	По значительным поверхностям контакта происходит интенсивное взаимодействие, вызванное нагрузкой (давление, трение, истирание) илн внешней средой (температура, влажность, проникновение агрессивных веществ). Воздействия внешней среды имеют периодический характер, вызванный годовым, сезонным, суточным ходом температур, влажности.
2.5.	Расчетные предпосылки и принципы обеспечения долговечности резервуаров и силосов зерновых элеваторов при проектировании
Долговечность этих сооружений в значительной степени определяется трещи нестойкостью и непроницаемостью стен, связанными с характером напряжен но-деформ и рован кого состояния на стадиях возведения, испытания и эксплуатации.
Для практических расчетов стен часто используется приближенный метод, основанный на представлении круглого силоса как тонкой цилиндрической оболочки с соответствующими условиями закрепления на опорных контурах и замене ее балкой на упругом винклеровеком основании при оценке контурного эффекта. Расчет стен резервуаров производят на следующие виды загружения с учетом требований СНиП 2.01.07 -85* “Нагрузки и воздействия’’, СНиП 11-97-77 “Сооружения промышленных предприятий [183,184,185]:
-	емкость заполнена водой, но не обсыпана грунтом
(случай испытаний);
-	емкость обсыпана грунтом, но не заполнена продуктом хранения;
-	емкость заполнена продуктом хранения и обсыпана грунтом (обвалована, если резервуар заглубленный), стены подвержены неравномерному нагреву.
Как видно, расчетные случаи загружения предусматривают только статическое действие нагрузки и не учитывают переменности воздействия нагрузки в течение эксплуатационного периода: работа стены не рассматривается под углом зрения непрерывного процесса реального загружения материала стен, а представляется как ряд отдельных фрагментов расчета.
Наиболее важным требованием для стен нефтяных резервуаров, предотвращающим образование и развитие повреждений, является условие их трещи нестойкости для обеспечения непроницаемости, особенно при хранении в них летучих и агрессивных продуктов. Из [9] следует, что сырая нефть проникает в бетон на глубину 25-40 мм. Ранее защитные слои принимались без учета повышенной проницаемости бетона, но в последнее время отражается опыт других стран, где герметичность резервуара обеспечивается обязательной внутренней облицовкой стен стальными листами, эпоксидными покрытиями или пленками, армированными стекловолокном.
72
Стены предварительно напряженных резервуаров относятся к конструкциям 1-ой категории трещиностонкости и рассчитываются по образованию трещин на усилия от расчетных нагрузок с учетом температурных воздействий. Усилия от кольцевой арматуры вводятся в расчет как внешняя нагрузка с учетом потерь. Трещи ностой кость сечений стен обеспечивается главным образом усилиями обжатия напрягаемой арматуры, и значительно меньше - работой растянутого бетона.
Для нефтяных резервуаров остаточные сжимающие напряжения в кольцевом направлении с учетом всех потерь предварительного напряжения должны быть не менее 0,8 МПа, а при проектировании емкостей для воды по СНиП 11-91-77 эти напряжения должны быть не менее 0,8 МПа в нижней зоне и 0,5 МПа - в верхней зоне.
Рекомендации [163,164,167,168] устанавливают более высокие требования границы трещи но стой кости в зависимости от характера продукта. Для летучих и агрессивных продуктов не допускаются растягивающие напряжения (меньше 1/3 предела прочности на растяжение) от нормативных без учета температурных воздействий. Для резервуаров с другими продуктами допускаются небольшие растягивающие напряжения от нормативных нагрузок.
В резервуарах систем водоснабжения трещи нестойкость и непроницаемость обеспечивается применением плотных бетонов и предварительно напряженных железобетонных конструкций. При проектировании резервуаров для жидкостей, агрессивных по отношению к железобетону, выбор бетонов и их состава выполняется в соответствии с СНиП 2.03.11 -85, рекомендуется применение пласто - и армопластобетонов.
Конструкции резервуаров без предварительного напряжения относятся к 3-й категории по трещи нестойкости. При испытаниях на водонепроницаемость согласно СНиП 3.01.04 -87 и СНиП 3.05.04 -85 резервуар признается пригодным к эксплуатации, если убыль воды не превышает 3 литров на 1 квадратный метр поверхности.
Евронормами [61] установлены два основных критерия сохранения водонепроницаемости стен цилиндрических резервуаров.
I.	Ширина сквозных трещин должна быть О1раничсна, чтобы:
-	испарение воды с поверхности стены превышало приток воды через трещину;
-	могло происходить самозалечивание трещин.
2.	Высота сжатой зоны бетона в расчетном сечении стен должна быть не менее 50 мм и не менее 2-х максимальных размеров крупного заполнителя.
При проектировании силосов выполняется раздельный расчет его конструктивных элементов на основное и дополнительное сочетание нагрузок. Расчет усилий и перемещений выполняется приемами строительной механики в основном в предположении упругой или у пру го-власти ческой работы материала.
73
Основное сочетание нагрузок включает в себя нагрузки от собственного веса (кроме фундаментной плиты); все временные нагрузки от зерна, снега и оборудования, а также ветровую нагрузку.
В постоянные нагрузки входят нагрузки от собственного веса всех элементов; временные длительные - от горизонтального и вертикального давления сыпучего материала, его трения о стены, веса технологического оборудования; кратко временные - нагрузки на подсилосиое перекрытие, от изменения температуры наружного воздуха, от кратковременной части неравномерного давления сыпучего материала, от нагнетаемого в силос воздуха при активной вентиляции, газации, пневматической выгрузке материала из силоса, а также от ветра и снега; особые - сейсмические воздействия.
Величины нагрузок и коэффициентов надежности по нагрузке определяются согласно указаний [ ] 85].
Колонны подсилосных этажей рассчитывают по СНиП 2.03.01-84* как внецентренно сжатые железобетонные элементы по схеме стоек, заделанных в фундамент с учетом фактического закрепления в днище силоса. Расчет выполняется на максимальные усилия, которые передаются на колонны при разных схемах загружения силосов, в том числе при полных или частичных загрузках силосных корпусов.
Верхнее закрепление стоек, при рассмотрении расчетной схемы колонн - шарнирное или жесткое - определяется с учетом конструкции стыкового узла (рис. 1.13; 1.14; 1.15).
Расчетная нагрузка от веса сыпучих материалов на колонны умножается на коэффициент, равный 0,9. Усилия в колоннах определяются расистом сооружения на упругом основании, при этом предполагается учет надфундаментной силосной части железобетонного корпуса как абсолютно жесткой или с учетом фактической податливости. Нагрузка на колонну снизу от реактивного отпора фунта определяется при неравномерном ( примерно на 2/ 3 ширины ) загружеиии корпуса зерном и возможной ветровой нагрузке.
Неравномерность распределения реактивного давления по подошве фундамента при таком подходе может учитываться повышением на 20 % нагрузки на крайнюю колонну. Как правило, более всего повышается нагрузка на вторую от края колонну из - за разницы в значениях грузовых площадей. Для средних колонн усилия определяются “сверху”, так как в этих случаях оно может быть максимальным.
Усилия в средних колоннах при несимметричной загрузке корпуса, ветровом воздействии и шарнирном примыкании колонн к днищу в случае направления силы W вдоль or X могут быть найдены по формуле [181];
y =	+	О'	(2.2)
74
В общем случае усилия в подсилосных колоннах можно определять, рассматривая систему, состоящую из основания, фундаментной плиты и надфундаментной части силосного корпуса.
Замечания
К числу выявленных характерных дефектов рассмотренных железобетонных сооружений, которые влияют на долговечность этих сооружений, могут быть отнесены:
-	отслоение защитного слоя бетона вследствие концентрации и переменности растягивающих усилий на площадках, касательных к внешней поверхности круглых предварительно напряженных силосов и резервуаров при нарушении технологии производства работ;
-	перенапряжения поверхностных слоев этих конструкций из-за геометрических несовершенств формы поверхностей, вторичных полей напряжений;
-	отколы и трещины в сжатых подсилосных элементах из-за неучтенных расчетом изменчивости и концентрации внутренних усилий, а также неравномерности распределения реактивного давления по подошве сооружения;
-	смятие по поверхности сопряжения сборных кольцевых элементов ствола водонапорных башен.
Принятая в данной книге классификация основных типов инженерных емкостных сооружений из железобетона, предназначенных для временного хранения жидкостей, сыпучих материалов или зерна, основана на некоторых общих закономерностях работы этих сооружений в условиях эксплуатации и может быть полезна, по мнению автора, при подготовке норм проектирования.
Приближенность расчетных схем и недостаточно изученные последствия колебаний усилий и воздействий предопределяют в ряде случаев в сочетании с другими факторами преждевременный выход из строя или разрушение элементов этих сооружений.
75
Глава 3. АНАЛИЗ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИИ
ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ СИЛОСОВ, БУНКЕРОВ И РЕЗЕРВУАРОВ
3.1 Дефекты и повреждения: основные положения
Причиной выхода сооружения из строя обычно является либо строительный дефект, либо перенапряжение конструктивных элементов вследствие увеличения усилий, вызванных различными факторами: перегрузкой, вынужденными температурными деформациями, коррозией, перераспределением усилий в связи с деформациями основания, а также между отдельными элементами вследствие усадки и ползучести.
В начальный период работы сооружения, когда его элементы находятся в состоянии приработки, часто выявляются неисправности и дефекты, вызванные недостатками производства работ или проектирования.
Понятие разрушения строительных элементов здания или сооружения как конечного изменения их состояния можно рассматривать под углом зрения достижения дефектами и повреждениями предельных величин.
Более широкий взгляд на повреждения развит в [107]. Различные виды энергии, действуя на сооружение, вызывают в материале и конст рукции явления, связанные со сложными деструкционными физике - химическими процессами. В основном это медленнотекущие процессы старения и износа. Важный признак таких явлений - необратимость процессов накопления повреждений различного масштаба, их последующее развитие и взаимодействие *.
Повреждение рассматривается как внешнее проявление этого процесса. Для силовой составляющей воздействий необратимость силовых деформаций обуславливает рассеяние энергии деформирования [27].
Эти развёрнутые во времени процессы нарушают сплошность конструкций и увеличивают их воздухе - и водопроницаемость, изменяют основные свойства бетона и арматуры, вызывают трансформацию напряжённо -деформированного состояния сооружения и сокращают его срок службы. Под влиянием нелинейности, неравновесности и неравномерности деформирования, различия в механических свойствах бетона и арматуры, трещн-нообразования в статически неопределимых системах меняется соотношение между жссткостными характеристиками отдельных частей сооружений. Следствием этого является перераспределение внутренних усилий и изменение характера накапливания повреждений.
Анализ информации о дефектах и повреждениях, свойственных вышеперечисленным типам емкостных сооружений, открывает дополнитель
* Некоторые из повреждений, например тропины, в начальной фац: развития обладают способ' йсгстбю к САмЕГ+алечннаник].
76
ные возможности коррекции норм проектирования, так как расчетом обеспечиваются ожидаемые параметры конструкции яри фиксированных внешних воздействиях. Поскольку реальная окружающая среда подвержена изменениям в течение жизненного цикла конструкций, то и фактические сроки службы не являются стабильными. Через дефекты и повреждения обеспечивается обратная связь от сооружения к нормам проектирования, что способствует их совершенствованию.
Один из наиболее развиваемых подходов к изучению долговечности существующих железобетонных конструкций реализуется на основе экспертной оценки параметров эксплуатационного состояния сооружения: визуально или инструментально обнаруженных дефектов и повреждений.
При подготовке главы были использованы следующие источники [7,22,18,4,26,52,48,33,91,62,62,119,98,162,164,172,176,205,209]; обширная библиография по авариям инженерных сооружений также содержится в [160,81,56,35].
Цель главы: на основе обобщения опыта длительной эксплуатации и результатов обследований железобетонных конструкций силосов, бункеров и резервуаров выполнить анализ данных по их фактическому состоянию, условиям работы, дефектам, повреждениям и авариям, разработать схему классификации и выявить характерные типы повреждений емкостных сооружений, развить методику оценки их состояния по внешним признакам проявления повреждений этих сооружений. Решение поставленных задач требует знания причин выхода сооружений за пределы эксплуатационных требований.
3.2. Факторы, определяющие долговечность железобетонных конструкций силосов, бункеров, резервуаров в реальных условиях
Характерные примеры повреждений конструктивных элементов силосов, бункеров и резервуаров приведены на рис 3.1-3.9.
Рис. 3.1. Силосный корпус из монолитного железобетона для храпения сельхозпродукции. Неучтенные расчетом деформации стен крутых силосов сопровождались образованием сети трещин вертикального и кольцевого направления (США)
77
Рис. 3.5. Железобетонный предварительно напряженный с и пос № 5 для хранения глинозёма на алюминиевом заводе компании Норок - Гид-ро (Норвегия), построен в 1 982 г. Предварительное напряжение осу-щестллено с помощью 142 канатов с передачей усилия анкеровки на 6 ; вертикальных колонн. Техническое i обследование в 1993 г. выявило зна- чителъныс площади прокарбонизи-роваппого бетона с повреждением защитного слоя и коррозией арматуры, Был выполнен традиционный ремонт и осуществлено расщелачи-вание бетона электролитическим методом с целью вывода хлоридов или их снижения до приемлемого уровня
Рис. 3,6. Общий вид резервуара водоснабжения (Польша). Протечки стен и днища из -за повреждений в виде трещин вследствие многолетней эксплуатации резервуара. Для повышения трещиностойкости стен при усилении применён метод предварительного напряжения кольцевой арматуры по наружному периметру стен
Рис. 3.7. Резервуар для хранения и переработки соле содержащих вод , используемых на завершающей стадии технологического процесса (Великобритания). Отмечены повреждения в результате проникновения хлоридов с внешней стороны стен резервуара и образования кристаллов солей. Разрушение в форме отслоения бетона на больших площадях и коррозии арматуры наиболее интенсивно происходило при испарении коды . особенно в летнее время
79
Рис. 3. 8 Интенсивное отслоение бетона и 100% потеря сечения арматуры вследствие сё коррозии на отдельных участках стен резервуара накопителя-отстойника компании Мн-лорко Групп (Великобритания). Видна сплошная горизонтальная трещина по всему 50-метровому периметру резервуара
Рис. 3.9, Внезапное разрушение стены круглого железобетонного силоса для хранения соевой муки ( Югославия ) [193]. Внутренний диаметр силоса равен 8 -и метрам, высота  33 м, включая воронку -4,4 м, толщина стен - 0, 16 м.
Основные признаки разрушения; главная вертикальная трещина на 18 м по высоте силоса и шириной раскрытия примерно 30 см, локальное раздробление бетона, разрыв горизонтальных арматурных стержней (кольцевых). Причины разрушения по данным обследования и экспертизы заключены в отклонениях в армировании по сравнению с проектом и несоблюдении защитного слоя бетона (фактически 7 см со стороны наружной поверхности стены гтрг< 2 см по проекту)
Рис. 3.10, Бреши в стеках железобетонных круглых силосов для хранения сыпучих материалов промышленного назначения [101]
Обследование большого числа эксплуатирующихся элеваторов показало, что около 30% силосных корпусов требуют капитального ремонта уже через 10-15 лет эксплуатации-
Сложный характер действительных нагрузок в значительной степени предопределяется переменностью (цикличностью) воздействий, создаваемой изменением загруженности силосного корпуса в течение эксплуатации, а также податливостью основания (таб. 3.1 и рис. 3.11). 80
Состояние конструктивных элементов силосов

Ко н структн&л hlC MtllTbl силосов
Расчетцуя схема
Налснл ос Е1Ы й	этаж -
пиорея; плиты, стропильные конструкции, КОЛОННЫ
Палеияосные перекрытия: сборные или ты 3 х 3 м с контурными ребрами, плиты 3 к б м, плоские ллнты по балкам. ocsoa-jiO4!hjc перекрытия.
Оболочки типа куполов для отдельных силосов.
Стены силосов;
квадратных, прямоугольных,
круглых
Подсхлоеные коиструк-цееи:
воронки,
колонны
Фундаментная плита
Напряжен тьдеформ к* ро ванное состояние
Изгибаемые стержневые элементы.
Вне центре] ено сжатые стойки рам.
Плоские плиты. опертые по контуру.
Отсутствие циклических воздействий эксплуатационного периода.
Безмоментиое состояние купола с учетом краевого эффекта.
Знакоткреиениос внеиемтреннос сжатнс’растяжение по осн I и сжатие по оси 2, интенсивней стью, равной (0,2-0,3)R61 вызванное трением сыпучего or стены. Беэмпментнос состояние: сжатие-растяжение ио оси 3, внецапрениое сжатие по оси 2. Краевой эффект по линиям опирания, участкам изменения жесткости и локальных нагрузок. Циклические воздействия: диапазон частот с периодом: 3.10 - - 8.10 часа: I - б часов, 10 - 30 суток.
Переменное	ьнсцснтрс Иное
растяжение в 2-х направлениях при разгрузке.
Переменное внецентремное
сжатие.
Плита на упругом основании с переменными усилиями от колонн.
Окружающая среда является источником воздействий, которые могут возникать при: а) эксплуатации сооружений и хранении жидкостей; взаимодействии материала сооружения с растворами кислот и сульфатных солей; реакции хлоридов,. содержащихся в бетоне; внутренних реакций в бетоне (химические воздействия); б) трения и ударов хранящихся материалов; воздействия замораживания и оттаивания; водонасыщения (физические воздействия).
81
Рис. 3.1 i. Основные нагрузки и воздействия длительного характера
Рассматриваемые здесь факторы условно можно разделить на две группы: а) производственные факторы: нагрузки, характер воздействия, конструктивные решения, физико-химические процессы, протекающие в материалах при изготовлении и эксплуатации; 6) факторы окружающей среды: колебания температуры воздуха, влажность, солнечная радиация, ветер, снег, лед, наличие в атмосфере и в грунтовых водах агрессивных соединений.
Схематическое представление взаимосвязи нагрузок и воздействий с сооружением дано на рисунке 3.12. Условия эксплуатации инженерных сооружений в основном описываются в терминах силовых и тепловых нагрузок, параметров окружающей среды, показателей интенсивности технологических процессов.
На долговечность емкостных инженерных сооружений оказывают влияние и общие ошибки проектирования: неточный учет нагрузок, неадекватная будущим условиям эксплуатации расчетная схема или информация о свойствах основания, и другие погрешности расчета, связанные с неточным знанием об условиях работы конструкций.
Существенное значение имеет выбор обоснованных конструктивных решений: соотношение геометрических размеров конструктивной схемы с четкой работой отдельных узлов, сопряжения днища или воронок со стенами, подсилосното этажа, фундаментов и надсилосных перекрытий, типа блокировки силосов.
Кроме того, долговечность железобетонных конструкций зависит от непроницаемости стен, днищ и стыковых соединений; трещино стой кости конструкций; коррозионной стойкости; сопротивления материала конструкций переменным нагружениям с учетом фактора времени в сочетании с температурными воздействиями; износостойкости плит.
Для конструкций резервуаров характерны перенапряжения, вызванные неравномерными осадками основания, а также температурными дефор-
82
КямнкТмчквЖи тжферниг
уж1кЖЖ4ИИ«,  ЫСШ»1С«;
воздействия
CpjK*-bw
Сй<СППР1ы11	К*И струм ин*:
ис пхишмГНческагоФ&рудеМДО*
Ц<й4ы(:

т
ситучгго
MVTIpHMI
Т Г
Г'МЛЕратурнме: in решД Tf чмрпур ОО Нли4нН« стек и МЖф частями сооружении
ссЛНеч iccH ради «и HZ*,
Каррезконнме кгПхЖТЧЧТ
Длмвни* KuctUNCH чрьды
rppmiutt
«пляжземрн г Дк*леичг
I млфхй
I с|рн
 Активной
I ПР1ГВМЭ-
Чани Интенсивнее
ЛИИЛНЧГСИХ1 1ЧрИ1йИТШЪИЬП даыъгнмАсы^уч'га хттгрнм*
йгрумеи
тгедоол»
| РХЖТННЕ-
। Пяляучест*
Д1»ле||1кг 111ГрГ><1Т«
Процесс истирания стен
нлгрулеч ИЙ именинное КремрьГ№1 И prjojxtue
Нер1вНФМ(рнжв«ЛКй «иманий: деформации фгчиментл;
ир*и «оружеИЙИ
Рис 3.12. Основные нагрузки и воздействия на стены, подсилосные конструкции и фундаменты
нациями основных элементов сооружения и их сопряжений. В дефекты изготовления входят влияние отклонений в технологии изготовления железобетонных конструкций, дефекты исходных материалов.
Характерные дефекты изготовления и монтажа, приводящие к перенапряжениям конструктивных элементов емкостных сооружений из сборного или монолитного железобетона и снижающие их долговечность: несоблюдение размеров толщины защитного слоя бетона; смещение деталей; пустоты; раковины; локальные снижения прочности бетона на отдельных участках, образование усадочных трещин, дополнительные эксцентриситеты; снижение проектной прочности бетона при преждевременном распалубли-вании, срывы и зависание бетона при непрерывном методе бетонирования с применением скользящей опалубки.
К числу наиболее распространенных и трудноустранимых дефектов сборных силосных корпусов относятся [ 168,180):
-	влагопроницаемость стыков и швов наружных стен, особенно в местах установки соединительных болтов;
-	несоблюдение геометрических размеров: в плане, по высоте, толщине стенки, диагонали;
83
-	появление трещин в горизонтальных швах и вертикальных стыках: наличие выступов, неполное заполнение швов, каналов и потаев для болтов цементным раствором, низкая марка его, большая площадь горизонтальных швов, недостаточная затяжка соединительных болтов;
-	возникновение вертикальных трещин в силосах сборной и монолитной конструкции из-за недостаточного количества горизонтальной арматуры или ошибок в ее установке. Основные дефекты - пропуски или смещение арматуры; установка стержней меньшего диаметра, уменьшение зоны анкеровки или перепуска стержней арматуры;
-	появление вертикальных трещин в капителях подсилосных колонн в сборных корпусах с ячейкой 3x3 м вследствие применения металлических прокладок для выравнивания отметок верха колонн, установка железобетонных воронок “насухо " с последующей зачеканкой раствором зазоров между воронкой и плоскостью капители только по контуру. В ряде случаев не удается обеспечить равномерное опирание воронок на капители колонн: воронки опираются на три точки, вызывая перегрузку отдельных колонн, влияет также отклонение размеров воронки от проектных и искажение ее формы;
-	концентрация напряжений в местах установки прокладок в швах при монтаже элементов. В проектах корпусов с силосами диаметром 6 м колонны подсилосного этажа расположены в шахматном порядке. Это приводит к значительной концентрации сжимающих напряжений в стенах силосов в местах опирания их на колонны;
Применение конструктивной защиты горизонтального шва, расположенного на уровне верха днищ, привело к уменьшению на 10% опорной поверхности стен в местах передачи вертикальных нагрузок от колонн подсилосного этажа,
-	снижение несущей способности для стен прямоугольной формы при смещении арматуры в плане за счет увеличения защитного слоя бетона;
-	смещение стеновых элементов при монтаже уменьшает рабочую площадь горизонтального шва и приводит к образованию уступов (выступов) между элементами верхнего и нижнего рядов, на которых скапливается пыль и зерно. Трещины между слоем раствора и стеной силоса постепенно превращаются в полости, через которые атмосферная вода попадает в горизонтальный шов.
Наиболее характерный дефект стен монолитных силосных корпусов - низкое или неоднородное качество бетона. Местное снижение прочности бетона в основном является следствием срывов бетона на больших по протяженности участках по наружному контуру стен при движении скользящей опалубки - из-за длительной остановки форм, се перекосов, неточной сборки. Применение раствора для заделки срывов взамен бетона приводит к образованию участков пониженной прочности. Другие причины - промораживание, несоблюдение режима при твердении.
84
Дефекты в виде отклонения Фактической поверхности цилиндрической оболочки силоса от запроектированной исходной формы поверхности возникают при изготовлении из -за недостаточной квалификации персонала или не вполне удовлетворительного качества материалов и оборудования. Эти несовершенства, природа которых имеет случайный характер, могут быть описаны функцией неправильностей [36], в форме, предложенной. Т. Варгасом:
еХ;^ = д^(;<,)+»(£,;£)	(з.П
где (з, среднее значение и	- стандартное отклонение	-случайная величина с нулевым средним значени-
ем и единичной дисперсией. При условии одинаковой вероятности отклонений поверхности во всех точках выражение (3.1) приобретает' вид:
в - р + ikj	(3.2)
а+4т+Ь <г = |£-Д
где Ц =--------- и | />	(3.3)
Здесь а - наиболее опасное значение отклонения; b - оптимальное значение отклонения; m - наиболее вероятное значение (3.2).
Другим характерным фактором, определяющим геометрическое несовершенство для стен железобетонных силосов является несоблюдение толщины защитного слоя (см. также главу 8).
Согласно Кодекса-образца ЕКё-ФИП для норм по железобетонным конструкциям, том 2, к дефектам изготовления и возведения также относятся: отклонение физической оси панели, забетонированной горизонтально, на 2 - 3 %; отклонение от плоскости в пределах от 2/1000 до 3/1000 высоты панели; неточность установки при монтаже в вертикальном положении на 5 мм - если нижняя панель видна при укладке и на 10 мм - если панель не видна. Кодекс-образец ФИП-ЕКБ и ЕВРО КОД рекомендуют также учитывать комбинированный характер воздействий при установлении технического состояния конструкций, требующих ремонта (признаки: изменение цвета, растрескивание, просачивание, ржавчина), в том числе: 1) широкие трещины в сочетании с агрессивными воздушными средами и арматурой, чувствительной к коррозии; 2) диагональные или продольные трещины в сжатых элементах, указывающие на возможность хрупкого разрушения. Образование трещин и чрезмерные деформации рассматриваются в нем как причины серьезных повреждений. Между дефектами и повреждениями чаше всего существует связь в виде “цепной реакции": допущенные при изготовлении и монтаже дефекты могут развиваться прн эксплуатации, при этом возникают новые нарушения структуры материала от воздействий окружающей среды и нагрузок [61].
85
При длительном сроке возведения или при перерыве в строительстве, осуществленном без надлежащей консервации объекта, наиболее характерны следующие повреждения: коррозия закладных деталей и арматуры; развитие усадочных трещин, снижение прочности бетона из-за его многократного замораживания и оттаивания.
К основным длительным факторам, определяющим долговечность сооружения силосного типа относятся: вертикальное и боковое давление сыпучего материала, воздействия сред, температурные воздействия, усилия вследствие общих деформаций сооружения при его взаимодействии с податливым основанием.
Накопление повреждений при силовых воздействиях и деформировании вызывается:
-	повторным действием нагрузок, под влиянием которого нарушается структура бетона. Процесс нарушения структуры при действии сжимающих усилий начинается с образования микротрещин, направленных вдоль действия усилия и существует тенденция их дальнейшего развития вплоть до разрушен ия;
-	длительным действием нагрузок, когда повреждения приводят к деструкции материала при напряжениях, превышающих предел длительной прочности ЛДг) = (0,82 ч-0,85) Л5(г0) . Основные черты и причины повреждений от циклических нагрузок приведены в главах 4 и 7.
Природа ползучести бетона связана с его структурой, длительным процессом кристаллизации и уменьшением количества геля при длите льном твердении цементного камня. При напряжениях в бетоне в пределе границ микротрещинообразования R° происходит уплотнение структуры и прочность бетона повышается [21 ].
Силовые воздействия на уровне железобетонных конструкций проявляются чаще всего в виде разрушений защитного слоя, потере устойчивости сжатых элементов, наклонных и нормальных трещин, разрушении сжатой зоны бетона, образования продольных трещин и проскальзывания арматуры на торцевых участках.
Температурные воздействия. Одной из основных причин возникновения трещин в стенах силосов зерновых элеваторов являются термоупругие напряжения, возникающие вследствие изменения температур как наружного воздуха, так и зерна. Дополнительные напряжения возникают за счет перепадов температур по толщине стены и между наружными и внутренними силосами, а также вследствие остывания стен и части зерна и возникновения дополнительного отпора.
Выделены 4 вида температурных воздействий и нагрузок, различных по характеру влияния:
-	реактивный отпор сыпучей среды при охлаждении стен силоса;
-	местный перепад температур по толщине стен;
-	общий перепад температур между наружной и внутренними частями сооружения;
86
-	давление сыпучей среды на ограждающие элементы при ее внутреннем разогреве.
Реактивный отпор сыпучей среды возникает в результате перемещений из-за различия собственных деформаций сыпучей среды и материала стен при их охлаждении и направлен в сторону, противоположную среде, упругое сопротивление которой приводит к появлению непосредственно отпора и внутренних усилий в ограждающих стенах. Это явление свойственно всем типам силосов и бункеров, но особенно четко проявляется в отдельно стоящих силосах.
В цезерновых силосах температурные воздействия в железобетонной конструкции активно проявляются под влиянием температуры горячего сыпучего материала.
Основные положения н критерии расчета на температурные воздействия для отдельных круглых силосов при горячем сыпучем рассмотрены в [5 02,103].
При эксплуатации силосов и других сооружений для хранения угля наблюдается четко выраженный комбинированный характер воздействий.
Анализ обследований 84 -х силосов для хранения горячего клинкера заводов по выпуску цемента, выполненных Г А. Молодченко и В. Н По-п ель ну хом [103], позволил выявить новую форму разрушения железобетонных стен: сочетание давления и температуры приводит к прогрессирующему и одностороннему их разрушению с внутренней стороны силоса. Температурные сжимающие напряжения поверхностного слоя бетона в сочетании с абразивным действием потока выгружаемого сыпучего разрушают защитные слои, вследствие этого обнажается горизонтальная и вертикальная арматура. Постепенное разрушение сечения стены приводит к появлению сквозных брешей (рис.3.10).
Разрушение защитного слоя здесь прогрессирует при неравномерном остывании стен по сечению. Поверхностный слой с внутренней стороны емкости охлаждается быстрее и примыкающая кольцевая арматура получает дополнительные кольцевые напряжения, приводящие к выкалыванию защитного слоя по периметру и нарушению сцепления бетона и арматуры; арматура не может воспринять растягивающие кольцевые усилия в полной мере. Другой особенностью разрушения является его локальность. Через 5 - 8 лет после начала эксплуатации происходит разрыв арматуры внутреннего ряда стен.
Как показали оценки Харьковского Пром строй проекта [169] срок службы силосов промышленного типа для горячих сыпучих материалов составляет: без защиты стен - 5 лет; с защитой внутренней поверхности стен - 25 дет
Для железобетонных емкостных сооружений характерны следующие случаи замораживания бетона: при затапливании нижних частей сооружений; разрушение бетона горизонтальных швов и поверхностей сопряжений
87
сооружений, где происходит наибольшее увлажнение атмосферными осадками; эпизодическое увлажнение стен силосов атмосферными осадками и замораживании на воздухе [101,102].
Попеременное замораживание и оттаивание бетона его вызывает повреждение структуры. Замораживание и оттаивание с трещинами, заполненными водой, ведет к разрушению защитного слоя. Так как давление внутри бетона частично погашается соседними порами, то разрушение бетона замечается в первую очередь на поверхности, углах и ребрах железобетонной конструкции. Способность бетона сопротивляться разрушению при циклическом замораживании и оттаивании в насыщенном водой состоянии объясняется наличием в структуре резервных пор, не заполненных водой 159].
Деструктивные процессы при замораживании и оттаивании разнообразны. Составляющие бетона: цементный камень, заполнители, вода в порах изменяют объем в соответствии с присущими каждому материалу коэффициентами температурных деформаций. Это приводит к возникновению напряжений в зонах контакта материалов. Разрушению способствует гидравлическое давление незамерзшей воды, сжимаемой льдом (см. также главу 4 ).
Значительная часть конструктивных элементов сооружений имеет поверхности, открытые для воздействий внешней среды.
К внешним факторам, определяющим интенсивность коррозионных процессов железобетонных конструкций, от носят: вид среды, ее химический состав, концентрацию, температуру и режим воздействия.
Внутренние факторы, определяющие сопротивление железобетона -вид вяжущего, химический и минералогический состав, химический состав заполнителей, плотность и структура бетона, вид арматуры.
По физическому состоянию агрессивные среды классифицируются на газовлажные с относительной влажностью 60-100 %, жидкие и твердые [118].
Климатические нагрузки окружающей среды включают в себя воздействие агрессивных сред, атмосферное воздействие, воздействия физического, химического и биологического происхождения, включая воздействия физических и биологических полей [25,58,59]. К основным атмосферным воздействиям, разрушающим внешние поверхностные слои стен и цоколей инженерных сооружений, относятся: дождь (осадки); водяной пар, влага почвы, влага, содержащаяся в материале конструкций, ультрафиолетовое излучение, кислые газы атмосферы, неконтролируемые усилия из-за усадки, высыхания и твердения бегона.
Повышенное влагосодержание отрицательно сказывается на эксплуатационных показателях конструкций, так как изменение влажности сопровождается изменением объема материала; при повторяющемся процессе увлажнения расшатывается структура бетона и снижается его долговечность. Различаются несколько видов увлажнения: при изготовлении конструкций, 88
атмосферными осадками, конденсатом водяных паров воздуха, капиллярным и электроосмотическим подсосом грунтовой воды, утечками из систем водоснабжения.
Для бункеров и силосов характерно влияние на долговечность конструкции параметров хранящихся сыпучих материалов: их влажность, подвижность, слеживаемость, смерзаемость, абразивность, коррозионность из-за наличия агрессивных соединений, вызывающих в присутствии влаги коррозию бетона и арматуры.
Коррозия арматуры возникает при нарушении ее пассивности, которое может быть вызвано; уменьшением щелочности окружающей арматуру влаги, то есть водной среды жидкой фазы цементного камня в капиллярах и дефектах структуры, играющей роль электролита при карбонизации или коррозии бетона, с pH от 1,25 до 12; активизирующим действием ионов хлора, которые проникают к поверхности арматуры через дефекты структуры или трещины в бетоне.
Коррозия арматуры вызывается многими причинами, в том числе высокой пористостью защитного слоя бетона, блуждающими токами и другими. Трещины в бетоне также облегчают поступление влаги, воздуха и агрессивных веществ из окружающей среды.
Биоповреждения - один из видов коррозионных процессов, характерных для емкостных сооружений, протекающих в структуре бетона вследствие воздействия твердых и жидких материалов органического происхождения при хранении и переработке сельхозпродукции, очистке сточных вод и при хранении нефти и Нефтепродуктов. Разрушение структуры бетона идет в результате реакции между компонентами бетона и кислотными продуктами метаболизма. Воздействие нефти и нефтепродуктов на стеньг железобетонных резервуаров приводит к локальному снижению прочности бетона вследствие его пропитки или к снижению уровня сцепления бетона с арматурой [9].
Удар но-истирающий износ характерен для элементов железобетонных силосов и бункеров для хранения промышленных сыпучих материалов, которые подвержены разрушительному ударному воздействию загружаемых материалов (руды, цементного клинкера).
Разрушение стен и днища, не имеющих специальных покрытий, ха-рактеризуюется отслоением арматуры, повреждения быстро прогрессируют и через 5-6 лет сооружения становятся непригодны к эксплуатации.
Абразивному износу в наибольшей степени подвержена нижняя часть воронок, что обусловлено увеличением скорости сыпучего в связи с уменьшением площади поперечного сечения.
По принятой классификации степень агрессивности воздушной среды в сочетании с многократным замораживанием и оттаиванием увлажненного бетона, как правило, считается средней. Дополнительным фактором являются температурные воздействия вследствие самовозгорания.
89
Циклические воздействия этих факторов приводят к коррозионному разрушению бетона стен верхней части силосов на участке 4-5 м до надсилосного перекрытия, первые признаки разрушения которого проявляются через 10-15 лет эксплуатации. Участки разрушения располагаются выше лределоа, ограниченных углом естественного откоса сыпучего материала.
Наиболее общие причины интенсивных коррозионных разрушений: низкая плотность бетона на участках швов бетонирования; применение цемента с высоким содержанием трех кальцсвых алюмината и силиката. Силосы для цемента, клинкера, руды, песка, глинозема и других сыпучих материалов практически не подвержены подобным коррозионным разрушениям [102,103],
Особое место занимают коррозионные повреждения заглубленных частей сооружений, вызванные агрессивными грунтовыми водами.
Для железобетонных сооружений с ненапрягаемой арматурой в целом более свойственен постепенный характер разрушений, признаки проявления которых, например, в виде повреждений защитного слоя или следов коррозии, можно проконтролировать. Опасность внезапного разрушения присуща конструктивным элементам стен круглых силосов и цилиндрических резервуаров с напрягаемой арматурой из высокопрочных сталей, которая имеет более заметную склонность к хрупкому разрушению при отсутствии внешних нарушений.
Повреждения, дефекты и деформации местного или общего характера стен железобетонных силосов являются также следствием совместного воздействия: повышения давления сыпучего материала; сопровождения процесса разгрузки образованием и обрушением сводов в сыпучей среде; взрывов пыли внутри силосов; разности осадок.
Характерной формой повреждений являются вертикально ориентированные сквозные трещины в стенах силосов и трещины, имеющие относительно густую сетку и хаотическое расположение на поверхности стен. Последние образуются под влиянием неравномерных температурных изменений по толщине стен, усадки, потери влажности при созревании н осадок фундаментов.
Исследуя причины развития таких повреждений в силосах для зерна и сыпучих промышленного назначения с 25 -35 летним периодом эксплуатации в условиях Австралии, Южной Африки и Венгрии, Д. Варга [35], обратил внимание, что:
I)	сооружения разработаны и возведены с использованием стандартов, которые недооценивали фактическое боковое давление сыпучего и не учитывали вариации нагрузки в кольцевом направлении;
2)	внутренние усилия в оболочках были определены, используя упрощенные статические модели безмоментного напряженного состояния; наличие вторичных изгибающих моментов не принималось во внимание;
3)	методы возведения и армирование стен силосов недостаточно соответствовали природе и характеру реальных нагружений.
90
3.3.	Классификация и анализ причин повреждений
Й справочной, научной и нормативной литературе существуют разные взгляды на классификацию дефектов и повреждений в зависимости от типов объектов и назначения классификации. Наиболее полные материалы приведены в [107,172].
Разнообразие и взаимодействие факторов, регулирующих долговечность железобетонных конструкций емкостных сооружений, привело к необходимости разработки общей схемы, приближенно моделирующей особенности процесса накопления повреждений и дающей более четкое представление о причинах этого феномена (рис. 3.13). Общая классификация повреждений железобетонных конструкций дана по следующим признакам: причины и характер повреждений, вид воздействий, уровень изученности, форма проявления и стадия накопления. Рассмотрены повреждения, обнаруживаемые при визуальном наблюдении; скрытые и предполагаемые повреждения. выявляемые с применением методов, средств н правил. Особенностью подхода является то, что повреждения рассматриваются как внешнее или скрытое проявление необратимых процессов износа и старения.
Рекомендуемая область практического приложения классификации: системы контроля за дефектами и повреждениями, накапливающимися за длительный период эксплуатации; банки данных для разработки систем экспертных оценок; управляющие системы сетевого уровня для поддержания и ремонта железобетонных конструкций. При анализе причин и подготовке схем ранжирования повреждений железобетонных конструкций емкостных сооружений были использованы данные институтов ЦНИИпромзданий, ЦНИИпромзернопроект, Харьковского ЦНИИпромстройпроекта, МГСУ, НИИЖБа [126,164,162,169].
В ее основу положены подходы, приведенные в [107], а также материалы ЕВРОКОДЛ [61].
Классификация основных повреждений железобетонных конструкций емкостных сооружений по их внешнему проявлению дана в табл. 3.2.
К эксплуатационному износу отнесены повреждения, накопившиеся за время межремонтных периодов эксплуатации, а также нарушения приемов техобслуживания, профилактического или капитального ремонтов.
В перечень начальных конструктивных дефектов включены дефекты, возникшие на разных этапах возведения и разработки конструкций в результате недостаточной информации, нарушений стандартов и строительных правил, неосознанных ошибок, а также вследствие длительных перерывов в строительстве без надлежащей консервации. К первой стадии относятся повреждения, находящиеся в начальной фазе, обладающие способностью восстановления (“залечивания”), если условия и причины их возникновения изменились в благоприятную сторону. При выборе подразделения повреждений по их характеру принималось во внимание, что к этой группе от-
91
носятся повреждения, разделенные с феноменологической точки зренш исходя из их контролируемого месторасположения в железобетонной комет рукцин.
Отличительные свойства или особенности необратимых процессе могут быт ь прояснены с помощью данной классификации ио признакам нг личия или отсутствия разновидностей повреждений и степени их влияни на несущую способность и другие эксплуатационные показатели.
Рис. 3 13. Общая классификация повреждений железобетонных конструкций 92
Классификация необратимых процессов по их внешнему проявлению Таблица 3.1
Характер принесся	Вид повреждений	Разновидности повреждений
Объемный	Разрушение	Образование брешей в стенах ; смятие бетона ; сдвиги н вырывы участков стен ; разрушение раствора в пазах стен с разрывом арматурных стержней; нарушение сцепления бетона и арматуры ; разрыв арматурных стержней ; сквозные вертикальные -[ретины большой протяженности : чрезмерное рэскры те горизонтальных и наклонных трещин ; «хлопающие» трещины
	Деформация	Значительные деформации элементов ; осадка шин крен стен сооружения ; выпучивание домкратных стержней
	Изменение свойств материала И.И1 конструкции	Снижение плотности и прочности бетона на 20 % и более; изменение структуры бетона и пластических свойств арматуры при циклических нагружениях ; трещи необразованно
Поверхностный	Коррозия	Налеты, потеки и другие коррозионные разрушения бетона ; скрытые дефекты и нарушение защитного слоя , вызывающие коррозию арматуры
	Изменения свойств поверхностного слоя	Повреждения вследствие внешних воздействий на бетон , изменение шероховатости ; разрушение бетона вследствие отслоений , раковин , каверн ; трещины в торкретном или поверхностном слое
	Износ	Повреждения бетона ( вызванные механическими ударами или в результате истирающего действия сыпучих материалов ; усталость поверхностных слоев
	Е 1арушение водонепроницаемости	Нарушение водонепроницаемости стыков сборных элементов ; протечки в сопряжениях ; неравномерная плотность и пустоты в швах
3.4.	Методы оценки повреждений; оценка технического состояния
Для определения запаса надежности ( остаточного ресурса) конструкции нужно численно знать степень ее повреждения. Существуют 2 основных метода оценки степени повреждения [107]. Первый метод состоит в ТОм, что выбирают численные критерии для непосредственного измерения степени повреждения элемента (величину деформации, размеры каверны поверхности износа или другие признаки). Во многих случаях, особенно
93
при локальных повреждениях, трудно непосредственно определить степень повреждения. В этом случае применяют 2-й метод, когда о степени повреждения судят по изменению выходного параметра.
Оценка надежности как степени физического износа железобетонных конструкций, пригодности сооружений к эксплуатации, сроков и вида ремонтов выражается через оценку техническою состояния эксплуатируемою сооружения и ею элементов, выполняемую путем натурных обследований, поверочных расчетов и пробных испытаний ( рис.3.14 и табл. 3.3 ).
Категории т ехнического состояния
Таблица 3.3
Категории технического состояния	Описание технического состояния	Относительная надежность У-У^Уо	Поврежден н ость 1 -V £ = I - е
I	Исправное (нормальное): повреждения отсутствуют	1	0
2	Удовлетворительное: незначительное снижение несущей способности	0,95	0,05
3	Неисправное: несущая способность снижена, требуется средний ремонт	0.85	0,15
4	Недопустимое: непригодность конструкции к эксплуатации,требуется ка п итал ьн ь! и реме нт, усиление конструкции, ограни чен не натруз ки	0,75	0,25
5	Аварийное: немедленная разгрузка конструкции	0,65	0,35
11рнреЮгннл я Дефекты сооруженнч
	X		
Инструментальное н шшуи-чы-сос О1ХЛСДОВЗННС	Рис. 3.J4. Схема оценки надежное-
i	ти [io внешним признакам или из-
ПрмСизнжснкалтешта Тонического	менению технического состояния
СОСТОЯНИЯ	конструкций
4,	
Понсрпчн ые расч ети
OUCHKi) ИХ1СЖКОСТН Н прочнее™ ИО отношениюх ।нормативным значениям
94
Техническое обследование инженерных сооружений производится с целью получить фактические данные о размерах, прочности и повреждениях конструкций, которые необходимы при разработке проектов усиления: выяснения причин повреждений и аварий, а также для оценки остаточной несущей способности железобетонных конструкций. При этом отражается влияние длительности эксплуатации (малоцикловые нагрузки, внешние среды, длительность воздействий ) на показатели надежности,
Основные этапы технического обслуживания: сбор и анализ проектной документации; обследование визуальными и инструментальными методами, длительное наблюдение и измерение для определения характера развития деформаций во времени, испытания пробной нагрузкой.
Оценка технического состояния с использованием классификации повреждений производится по категориям технических состояний на основании инструментальных или визуальных обследований ( табл. 1 - 3 приложения к главе 3}, а также {26].
К категории 2 относится работоспособное состояние, когда с учетом фактических свойств материалов удовлетворяются требования действующих норм, относящиеся к 1-ой группе предельных состояний; требования норм по 2-ой группе предельных состояний могут быть нарушены, но обеспечиваются нормальные условия эксплуатации. Категория 3 рассматривает ограниченно работоспособное состояние, когда нарушены требования действующих норм, но отсутствует опасность обрушения и угроза безопасности работающему персоналу.
При этом рекомендуется, например, учитывать следующие стадии коррозионного повреждения арматуры, выраженные через состояние защитных слоев и толщину продуктов коррозии на арматурных стержнях: I -ая категория - отдельные трещины в защитных слоях с шириной раскрытия 0,3 мм, расположенные вдоль арматурного стержня, толщина слоя коррозии - до 0,6 мм; 2-ая категория - многочисленные трещины в защитных слоях с шириной раскрытия до 3 мм, толщина слоя коррозии - до 3 мм; 3-я категория - частичное или полное отслоение защитных слоев бетона, толщина слоя коррозии на арматуре более 3 мм. По видам повреждений устанавливается относительная надежность и категория технического состояния. В зависимости от имеющихся повреждений и их надежности техническое состояние разделяется на 5 соответствующих категорий, охватывающих состояния от исправного ( нормального ) до аварийного.
Пример: для 2-й категории признаки силовых воздействий - трещины в растянутой зоне до 0,3 мм, для 3-й - 0,5 мм. Признаки воздействий внешней среды: 2-я категория - следы коррозии распределительной арматуры, Аля 3-й категории - образование продольных трещин вдоль арматуры, обнаженная арматура.
95
Характер признаков повреждений железобетонных конструкций вледствие силовых воздействий и воздействий внешних сред дан в табл. 1,2 и 3 приложения 4 к главе 3,
Преимущество инструментальных методов оценки технического состояния заключается в обнаружении дефектов или повреждений на начальных стадиях их образования.
Более детальные сведения по дефектам, деформациям и оценке состояния сборных и монолитных железобетонных зерновых элеваторов приведены в приложении 2 [26], по конструкциям силосов для промышленных сыпучих материалов, бункеров и резервуаров в [57,168]. Основные положения поверочных расчетов железобетонных конструкций емкостных сооружений приведены в [167,158], Расчетные методы оценки повреждений, в которых использован вероятностный подход, изложены в главе 8.
3. 5. Накопление повреждений. Влияние повреждений на надежность
Практические и теоретические аспекты накопления повреждений в строительных конструкциях освещены в работах [205,27,32,6,209].
Потеря эксплуатационных качеств железобетонных элементов инженерных сооружений из-за необратимого накопления повреждений проявляется на всех этапах их работы до наступления отказа. Снижение этих качеств на уровне конструкции выражается в форме снижения ее несущей способности, приращения прогибов, дополнительного раскрытия существующих трещин и появления новых трещин. После наступления отказа железобетонная конструкция снижает работоспособность и не в состоянии воспринимать в полном объеме рабочие нагрузки от давления сыпучего материала или жидкости.
Если допустить, что фактический срок службы подчиняется закону нормального распределения и интенсивность износа в течение срока службы постоянна, то закон сохранения во времени железобетонных конструкций (величина, обратная износу) может быть выражен как:
(3.1)
где а - опытный коэффициент, принимающий ориентировочные значения 0,003 - 0,005; t -годы.
8 предположении экспоненциального закона и при цепной схеме накопления повреждений железобетонных конструкций приближённая величина относительной надежности конструкций при эксплуатации у = у/уй и величина этих повреждений ь - I - у через lF лет эксплуатации может быть найдена по формуле:
£ = l-e’At	(3.2),
96
где Л =------- - постоянная износа, определяемая по данным обсле-
давания на основании изменения несущей способности в момент обследования; у - фактический коэффициент надёжности конструкций с учётом имеющихся повреждений; у = у/уп - относительная надёжность, определяемая по категориям технического состояния конструкции в зависимости от её повреждений, tF - срок эксплуатации конструкций к моменту обследования. Значения у и едля различных категорий технического состояния даны в таблице 3. 3. Преобразуя ( 3.2 ), получим выражение для определения эксплуатации конструкции в годах с начала эксплуатации:
In у _ In (у /ус) Л " Л
(3.3)
Тогда срок эксплуатации до капитального ремонта и срок наступления аварийного состояния в годах с начала эксплуатации выразятся соответственно как:
0,162 Л
0,43
Л
(3.4)
(3.5)
Пример: срок эксплуатации конструкции в годах на момент обследования - 20 лет; постоянная износа Л = 0,00256, определённая при оценке несущей способности в момент обследования; вычисление срока эксплуатации конструкции до наступления состояния, соответствующего одной из 5-категорий технического состояния приведен в табл. 3.4.
Определение срока службы конструкции с учётом оценки технического состояния конструкции по внешним признакам
Таблица 34
Срок эксплуатации конструкции на момент обследования 1,-, в годах	Постоянная износа - In у X = 		 20	Категории технического состояния	Относительная надёжность У = У / У,	Срок эксплуатации t5 лет
		1	1,00	0
		2	0,95	20
20	0, 00256	3	0,85	63
		4	0,75	112
		5	0,65	168
При отсутствии повреждений относительная надёжность у = 1, а по-
вреждённость s - 0; при максимальных повреждениях (аварийное состоя-
97
ние) > = 0,65 при s= 0,35, то есть амплитуда значений относительной надёжности, которая характеризует также уровень запаса, для I -ой категории технического состояния или в начальный период эксплуатации конструкции по отношению к её аварийному состоянию составляет 35 %.
Недостатком данного детерминированного подхода является условность относительной надёжности и приближённость её величины из -за неполного учёта возможных вариаций входящих в него коэффициентов надёжности, предопределённости закона её изменения и фиксированного значения Л; область применения ограничена оценкой только эксплуатируемых конструкций и не может быть использована при прогнозировании ресурса на стадии их проектирования; за пределами оценки остаются скрытые формы повреждений.
В наиболее простой форме изменение эксплуатационного качества конструкции вплоть до выхода ее из строя, то есть отказа, вследствие постепенного развития повреждений может быть выражено через уравнение накапливания повреждений:

(З.б),
где Д( /); Aliln - соответственно текущее значение и предельная величина повреждений.
В реальных условиях эксплуатации конструктивные элементы инженерных сооружений подвергаются нескольким воздействиям в различной последовательности или одновременно. Вследствие этого возрастают скорости деграда ционных процессов и интенсивность накопления повреждений. В теоретическом плане влияние нескольких факторов может быть учтено введением многофакторной меры повреждений D, принимаемой априорно 1196]:
D = A(x,,..,x,;g;r)-A,
А. -А.
(3-7),
где Ло - значение меры повреждений в начальный период эксплуатации t = 0; At - конечное значение меры накапливаемых повреждений;
с;/)- текущее значение меры в момент наступления отказа в течение времени t в зависимости от величины напряжений, переменных факторов режима нагружения и условий эксплуатации xIrx2...jC/.
Для начального состояния работы сооружения £> = 0 и	сцО)
= Д,). После завершения эксплуатации в момент выхода из строя, когда время эксплуатации равно сроку службы г = Г, Г> = 1 и	сг;Т) = zJj,
В качестве наиболее представительной меры повреждений может быть предложена прочность бетона. Оценка долговечности в таких случаях базируется на использовании остаточной прочности бетона, устанавливаемой экспериментально или расчетным путем, используя допущения [!97]. 98
Замечания
Обследования силосных корпусов показали, что повреждения силосов происходят за длительный отрезок времени, разрушения начинаются в зонах концентрации напряжений и дефектов, развитие трещин в стенах происходит постепенно и может достичь заметных величин к 5 - 10 годам эксплуатации. Наиболее характерными признаками являются локальность и несиметричность повреждений в отдельных частях сооружения без разрушения его в целом. Их следствием может быть прекращение эксплуатации сооружения или приостановка производственного цикла для выполнения ремонтных работ.
Основными временными воздействиями, которым подвергаются конструкции инженерных сооружений, являются: малоцикловое давление сыпучего материала, температурные колебания, коррозия, циклическое замораживание и оттаивание ( действие отрицательных температур ). Общим их свойством является периодичность ( цикличность ) с периодом колебаний, достигающих значений от нескольких дней до года.
Практика длительной эксплуатации показала, что фактический срок службы является функцией многих параметров, часть которых имеет неслучайный характер, однако наибольшее влияние оказывает комбинированный характер следующих воздействий: коррозии бетона и арматуры в условиях переменного напряженного состояния; температурных нагрузок в сочетании с абразивными процессами; агрессивной воздушной среды в сочетании с замораживанием и оттаиванием.
Работа силосов и резервуаров в случае их общего наполнения -опорожнения оказалась изученной недостаточно и в нормах по проектированию емкостных сооружений такая многократность повторения нагрузки в значительной мере не отражена.
Под влиянием агрессивных сред меняются геометрические размеры элемента, его прочностные и деформативные свойства и проявляется, изменяющаяся с течением времени неоднородность по объему конструктивного элемента.
Изменения свойств бетона и арматуры и их последствия, внесенные Деградационными процессами в работу сооружений, различны по уровню их влияния на напряженно - деформированное состояние элементов в зависимости от ответственности, месторасположения, назначения и роли элементов, которую они играют в работе сооружения, а также интенсивности и длительности их взаимодействия. Износ конструктивных элементов сооружений происходит с разной скоростью; характерным является выборочный характер коррозионных воздействий. Локальные коррозионные повреждения не всегда расположены в наиболее нагруженных частях сооружений.
99
Наиболее изнашиваемыми являются стены резервуаров и силосов в их нижней трети по высоте, днища силосов, колонны подсилосных этажей силосных корпусов элеваторов, фундаментные плиты, их сопряжения и стыки сборных элементов. В меньшей степени это относится к верхним участкам стен силосов и резервуаров. В конструкциях покрытий сооружений переменность нагружения сказывается незначительно. Для описания закономерностей накопления повреждений используются разные формулы, но преимущество отдано экспоненциальной зависимости.
Рассмотренный приближённый метод оценки надёжности и долговечности конструкций инженерных сооружений в реальных условиях по внешним признакам повреждений имеет ограниченное применение и распространяется только на возведенные сооружения; решение задач прогнозирования сроков службы новых конструкций остается за рамками этого подхода.
Фактическая вероятность катастрофических отказов для сооружений, входящих в состав промышленных объектов, за 20 - летний период по данным [62,202] составила 2-Ю-'1 при теоретическом значении, равном I-KH.
Принятая в книге общая классификация повреждений конструкций емкостных инженерных сооружений отражает в основных чертах общие закономерности их накопления, комплексную оценку состояния конструкций и может быть полезна при решении проблем долговечности инженерных сооружений.
100
Глава 4. АНАЛИЗ ОСНОВНЫХ ДЕ ГРАДАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ В БЕТОНЕ И АРМАТУРЕ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ
4.1 Введение
Степень повреждения железобетонной конструкции, скорость деградации отдельных ее элемен тов и влияние этих процессов на общее состояние сооружения зависят от уровня негативного воздействия окружающей среды, который, в свою очередь, определяется механизмом, способом, интенсивностью, масштабом и продолжительностью воздействия.
Изучение долговечности бетона опирается на современные опытные и теоретические данные о важной роли процессов, зависящих от времени: ползучести, усадки, выделения тепла при гидратации, эволюции жесткости, температурных расширениях, переносе влажности, росте микротрещин, проникновении хлоридов и карбонизации бетона, коррозии стальной арматуры.
Анализ деградацнонных факторов и процессов, изложенный в данной главе, рассматривается как необходимый этап в разработке моделей долговечности. Подготовка математической модели невозможна без четкого представления о механизме процессов деградации, экспериментальных данных, характеризующих влияние различных факторов на развитие процессов, и проверки достоверности методологии прогноза [10]. Основные приёмы при выборе моделей основаны на отборе деградацнонных процессов, ожидаемых на месте будущей эксплуатации проектируемого сооружения. Обоснованность моделей может быть обеспечена также путем оценки риска, если изучаются только деградациоиные процессы с относительно высоким риском.
С точки зрения механизма воздействия на конструктивные элементы инженерных емкостных сооружений факторы, вызывающие изменение эксплуатационных показателей железобетонных конструкций, подразделяются на факторы внутреннего характера: физико- химические процессы, протекающие в материалах при эксплуатации; конструктивные факторы; качество составляющих основных материалов и изготовления; причины внешнего характера: механические нагрузки; климатические факторы (температура, влажность, солнечная радиация ); факторы окружающей среды ( наличие агрессивных соединений ); биологические факторы; качество эксплуатации.
Изучение влияния процессов фильтрации, кинетики химических реакций, растворимости и диффузии на процессы массопереноса является основой для разработки продвинутых моделей коррозии бетона.
Современный подход к прогнозированию срока службы конструкций при использовании математических моделей долговечности основан на изучении структуры бетона; физических, химических и биологических процес
101
сов в нем; механизма коррозии арматуры; механизма образования трещин в бетоне и их влияния на процессы коррозии; агрессивности окружающей среды, её температуры, влажности и других параметров; защитного слоя бетона, механизма связи между бетоном и арматурой; взаимодействия силовых и песиловых факторов [1,2].
Повреждения бетона при действии агрессивных сред вызываются несоответствием характеристик бетона и арматуры по стойкости условиям эксплуатации, наиболее часто включая: состав бетонной смеси, вид вяжущих, заполнителей, химических добавок, наличие вредных примесей в заполнителе и в воде затворения; пористое строение бетона, определяющее его проницаемость для газов и жидкостей; наличие локальных дефектов; необеспеченность водонепроницаемости и морозостойкости бетонов.
С практической точки зрения условия эксплуатации сооружений характеризуются фронтальностью и составом агрессивной среды, концентрацией взаимодействующих с бетоном компонентов, влажностью и температурой, скоростью потоков жидкости или газовоздушной среды. При этом часто имеет место одновременное воздействие нескольких компонентов среды, напряженное состояние бетона, форма и массивность конструкций и другие факторы. Кроме топу степень коррозионных и силовых воздействий не является постоянной величиной и требует выявления наиболее уязвимых в этом отношении ( “ критических “) сечений и поврежденных участков сооружений.
Виды коррозии бетона включают [49]:
сульфатную коррозию - в результате взаимодействия цементного камня с сульфатами;
кислотную коррозию - в результате взаимодействия бетона с кислотами;
углекислую коррозию - в результате взаимодействия с агрессивной кислотой, содержащейся а воде;
коррозию выщелачивания - в результате растворения и вымывания (выщелачивания) из него растворимых составных частей;
аммонийную коррозию - в результате взаимодействия с растворами солей аммония;
карбонизацию бетона как процесс взаимодействия цементного камня с углекислым газом, приводящим к снижению щелочности жидкой фазы бегона.
По материалам Розенталя Н.К. и других авторов [49] наибольшее распространение получили следующие разновидности коррозионного повреждения бетона в составе эксплуатируемых конструкций:
-	деструкция бетона вследствие периодического замораживания и оттаивания, в особенности при одновременном действии растворов солей;
-	утрата бетоном защитного действия по отношению к стальной арматуре из - за карбонизации и / или проникания в бетон агрессивных к стали солей;
102
-	разрушение бетона техногенными или природными растворами кислот;
-	разрушение бетона в зоне капиллярного подсоса и испарения кристаллизирующими солями из растворов при наличии испаряющейся поверхности;
-	разрушение бетона от выщелачивания при фильтрации воды через слой бетона. Последние три вида повреждений имеют место при эксплуатации резервуаров.
В результате анализа повреждений и дефектов эксплуатируемых инженерных сооружений установлено, что среди несиловых факторов наиболее важное место занимают:
коррозия арматуры, вследствие проникновения хлоридов в бетон или вызванная карбонизацией бетона; износ и деструктивные процессы, вызванные климатическими воздействиями, в том числе отрицательными температурами; механические абразионные процессы, интенсивность которых дифференцирована в отношении отдельных частей сооружений. Было показано, что для конструкций инженерных сооружений первоисточником повреждений являются процессы, возникающие на контакте бетона и арматуры; де градационные процессы протекают в разных сочетаниях, я том числе с усадочными и температурными явлениями.
В практике исследований влияние агрессивной среды на бетон оценивают по ряду показателей: внешнему виду, величине линейных деформаций, изменению прочностных показателей, глубине коррозионного разрушения, вариациям динамического модуля упругости, изменению концентрации составляющих, степени химического перераспределения структуры цементного камня.
Экспериментально - теоретические исследования коррозии бетона О.Графа, А.Р.Шуляченко, А.А. Байкова, M.Schonberg’a, Н. Kayser’a, В.М.Москвина, Ф.М. Иванова, О.Я.Звездина, Б.И. Бабушкина, В.М. Рати нова, В.Ц. Кинда, А.И.Минас, Б.Д.Тринкера, Р.Беккера и других, характеризующие общие условия разрушения бетона в различных агрессивных средах, отмечаются большим объемом и значительным разнообразием методик. Удачная попытка обзора этих работ применительно к решению проблемы работоспособности железобетонных конструкций, подверженных коррозии, предпринята А.И.Подеско [120]. Выделено влияние двух видов коррозии, ощутимо меняющих прочностные показатели бетона: растворение соединений составляющих цементного камня и возникновение новообразований, разрушающих структуру бетона.
Действующие нормы проектирования защиты строительных конструкций от коррозии (СНиП 2.03.11 - 85) не дают регламентированных показателей продолжительности воздействия среды, характера повреждений, напряженного состояния бетона и арматуры и конструктивных особенностей элементов.
103
Цель данной главы: дать анализ механизмов образования и накопления повреждений, характерных для железобетонных конструкций ёмкостных инженерных сооружений, вызванных внешними и внутренними факторами; изучение связи между ними; определение главных де градационных процессов, выбор и оценка параметров для разработки моделей отдельных деградационных процессов.
4.2.	Влияние структуры бетона на его долговечность
Наиболее важными составляющими при анализе деградационных процессов являются; состояние структуры бетона и его проницаемость; оценка связи структуры бетона с долговечностью; механизмы образования, развития и накопления повреждений. Многочисленные исследования показали, что бетоны являются очень чувствительными к дефектам структуры.
Изучению структуры бетона посвящены работы С.Я Алексеева, С.В. Александровского, И.Н. Ахверова, Н.Х. Арутюняна, Баженова Ю.М., Ф.Х. Виттмана, А. А. Гвоздева. О .Я. Берга,, Е.А. Гузеева, Г.А. Гениева. П.И. Васильева, Ю.В. Зайцева,, А. В. Забе гаева, Там разя на А.Г.. М. Каллана, НИ. Карпенко, Е.Н. Пересыпкина, Л.П. Трапезникова, Е.Н.Щербакова, Е.А. Чистякова, А.Невилля, Р. Эванса, Р.Фельдмана, С.Брунауэра и других авторов [ 1,2,100,21,8,50,63,75,191,105],
В структурной теории бетона [108,11,115,89] представление о нем как капиллярно- пористом теле с иерархическим строением является наиболее у становившимся. В нутре инее пространство структуры заполнено жидко- газовой фазой; цементный камень представляется кристаллическим сростком и гелем слоистого характера.
Сточки зрения взаимодействия с внешней средой бетон как композиционный материал рассматривается на трёх уровнях:
-	макроскопическом (матрица раствора, окружающая крупные и мелкие зёрна каменного материала по контактному слою);
-	микроскопическом ( гидратированный цемент из продуктов гидратации и неги драгированные зёрна цемента, содержащие сеть пор );
-	субмикроскропическом ( непрерывная система гелевых пор между гидроокислами кальция и незакристаллизованными частицами).
Другие подробности структуры бетона при её оценке в условиях механических нагрузок даны в [63 ], Отдельные фазы композита определяют свойства материала своими характеристиками и взаимодействием с внешней средой: химическим, физико - химическим и физическим. Исследования стойкости бетонов в неинертных средах, обозначили важную роль процесса переноса этих сред и era характеристик в развитии коррозии бетонов.
Установлено, что транспортные пути образуются системой пор и трещин, характеризующихся значительным разнообразием размеров, форм и характера взаимных связей и отличающихся высокой внутренней поверхностью.
104
Характеристики транспортных путей в значительной степени определяют интенсивность взаимодействий внешней среды с бетоном во время коррозионных процессов, поэтому поровая структура влияет прежде всего на долговечность бетона как на его способность сопротивляться действию окружающей среды. Через поры осуществляется перенос афессивной компоненты внешней среды к внутренней поверхности порового пространства, а также удаление из него продуктов реакции.
Важнейшей характеристикой структуры бетона являются параметры порового пространства - объема, не заполненного твёрдой фазой: пористость, конфигурация трещин, внутренняя удельная поверхность пор и распределение пор по размерам. Продукты гидратации не заполняют полностью этот объём и приближенно характеризуются пористостью, равной 28 %, образованной объёмом системы частиц: цементным |"еяем, а пространство между ними - гелевыми порами [1,2,122].
Рис. 4.1. Распределение размеров пор [59]: 1 - поры, образованные при уплотнении бетонной смеси; 2 - поры вследствие вовлеченного воздуха; 3 - капиллярные поры; 4 - поры геля.
Подробный анализ поровой структуры бетона, включая классификацию, виды и средний размер лор; зависимость общей, капиллярной и гелевой пористости цементного камня от степени гидратации цемента; факторы, влияющие на поровую структуру, приведены в [2,89],
Остановимся на одном из наиболее важных параметров - распределении пор по размерам. Каждый уровень пор по размеру в разной степени участвует в переносе компонентов внешней среды к внутренней поверхности.
Согласно Setzerg’y [59] наибольшее влияние на долговечность бетона в основном оказывают два типа пор: капиллярные поры с примерным радиусом пор 1OA..1G'S м.; и макропоры, в том числе поры вследствие вовле-
105
челчего воздуха с размером от II) 2 м до ПН м. Равновесное состояние пор характеризуется неизменяемостью объема и формы пор во времени; с течением времени пористость уменьшается. Устойчивость неравновесного состояния обеспечивается скоростью протекания процессов формоизменения, залечивания или роста пор.
Для оценки дисперсности их можно характеризовать максимальным R„lal, минимальным Ди)л, наиболее вероятным R„, а также средневзвешенными по объему и по количеству Rv размерами поры.
ДсдХ С;*, =2
где Я,; С,; У, - соответственно аффективный размер, объемная концентрация и число пор, принадлежащих i-й фракции. Исследованиями Там разя на А.Г. отмечена тесная корреляционная связь между водоцементным отношением и показателем среднего размера.
Кроме фактора межфазовой и внутренней поверхности стойкость и сопротивление бетона зависят от микро - и макротрещин, образующихся вследствие двух разновидностей напряженно - деформированного состояния; под влиянием внутренних процессов, схватывания и твердения, а также в результате приложения нагрузки Регистрация микротрещин при переменных длительных воздействиях может быть выполнена одним из следующих способов: а) тензометрированнем; б) звукометрическим методом; в) микроскопическими исследованиями.Последние предполагают обнаружение поверхностных микротрещин в натуженном образце и внутренних трещин по шлифам после испытания или разгрузки образцов. Структурные изменения в известной мере отражены в работах, затрагивающих проблемы механики разрушений бетона, в частности, в работах К.А.Мальцева, Е.Н.Пере-сыпкина и других, в которых используется представление о зонах вторичного трещинообразования (зонах предразрушения). В вершине исходной мик-
Рис.4.2. а - вид наружного слоя железобетонного элемента при 2,5 кратном увеличении ( нормальное освещение); б  топ же образец при ультрафиолетовом освещении; предварительно бетон пропитан под давлением флуоресцирующей смолой; при УФ освещении можно видеть множество микротрешнн, вызванных замораживанием.
106
ротрещины (перед ней) возникают вторичные микротрещины, дисперсно распределенные в ограниченном объеме и повышающие податливость материала в этой области.Пористое строение, открытость пор и микротрещин определяются лабораторным путём, в том числе исследуя тонкий шлиф образна бетона (Рис.4.2)
Проблема проницаемости бетона и связь с его структурой рассмотрена на примере долговечности нефтяных резервуаров [9]. Кроме химического взаимодействия с отдельными нефтепродуктами, вызывающими коррозию бетона, важную роль играют поглощающая способность и проницаемость бетона по отношению к ним. От этих характеристик зависит возможное ухудшение прочности бетона, не связанное с химическими процессами. Исследования показали, что проницаемость бетона относительно нефтепродуктов в наибольшей степени зависит от их вязкости и от поровой структуры. В сравнении с другими испытанными материалами бетон показал меньшую проницаемость и способ!юсть к капиллярному всасыванию. На свойства бетона оказали влияние характеристики нефтепродуктов, продолжительность их складирования, вид и качество цемента.
4.3.	Механизмы образованна и накопления повреждений при силовых и несиловых воздействиях
4.3.1 Коррозионные процессы в бетоне.
Процессы коррозии бетона представляют совокупность химических и физических процессов, протекающих в поровом пространстве бетона. В основе длительных процессов коррозии бетона лежат медленнотекущие химические реакции между твёрдой, жидкой и газообразными фазами. Кроме собственно химических реакций на поверхности раздела фаз в них участвуют процессы переноса веществ, которые подводятся к поверхности раздела и затем отводятся от неё как продукты коррозии.Основные химические и физические процессы, влияющие на долговечность железобетонных конструкций, определяются следующими главными факторами: проникновением воды, водных растворов, газа ( углекислого газа СОД кислорода, агрессивных ионов. На кинетику зтих реакций, то есть на накопление повреждений в бетоне, существенно влияет скорость транспортных процессов, которая определяется механизмами изнашивания.
Одним из характерных процессов коррозии бетона является сорбция газообразного вещества жидкой фазой. При капиллярном увлажнении заполняются поры, радиус которых г = ЮА.-ПН см., при сорбции - г < !0Л см; при г > Ю1 см. поры не являются капиллярными, и поведение жидкости в них необходимо рассматривать с учетом влияния сил тяжести. При гравитационном увлажнении заполняются капилляры с г > IO’J см. Пористость бетона в процессе коррозии является переменной величиной, и в общем случае процесс влагопереноса является нестационарным [49].
107
Наряду с переносом влаги, в поровом пространстве имеет место мас-соперенос растворимых в жидкой фазе веществ в соответствии с законом переноса Фика, в отдельных случаях - с законом термодиффузии Соре [55,100].
Для коррозии бетона в газовых средах характерны диффузия газообразного агрессивного композита в поровом пространстве бетона, кинетика его сорбции жидкой фазой. Углекислый газ, находящийся в воздухе в количестве 0,03% по объему, проникая с поверхности, вступает в реакцию с цементным камнем. В результате протекающего процесса карбонизации утрачиваются щелочность и защитные свойства бетона по отношению к арматуре. Скорость карбонизации зависит от состава бетона, водоцементного отношения, вида и содержания вяжущего, заполнителей, добавок, плотности и проницаемости защитного слоя, его поровой структуры, условий твердения, то есть от технологических факторов, а также от условий эксплуатации: агрессивной среды, содержания углекислого газа, влажности, солнечной радиации, наличия трещин, температуры, направления ветра. Процесс коррозии бетона в газовых средах { карбонизации ) замедляется с повышением влажности и прекращается при полном заполнении пор водой ( или при отсутствии влаги ).
В результате исследования методического подхода к определению сроков службы бетона и подготовке предложений о количественной оценке кинетики коррозионных процессов, возникающих на контакте жидких агрессивных сред с бетоном, которые основывались на анализе природы коррозионных процессов, в работах отечественных авторов получены следующие выводы [1,100]:
-	установлено, что интенсивность коррозионных процессов определяется интенсивностью проникания агрессивных компонентов внешней среды в поровую структуру бетона;
-	движение агрессивной среды от внешней поверхности вглубь бетона осуществляется под действием гидростатического давления, молекулярной диффузии и капиллярности; давление внешней среды на открытую поверхность бетона ускоряет этот процесс:
-	такая классификация действующих сил, побуждающих движение агрессивной среды в бетоне, позволяет для стационарных условий осуществлять количественные расчеты потока агрессивного вещества через поверхность бетона и дать оценку его влияния на состояние бетона во времени для несложных граничных условий.
К близким итогам приводит анализ материалов международных организаций РИЛЕМ, ФИП, ЕКБ и других работ [105,55,59], освещающих проблему долговечности железобетонных конструкций, в которых выделяются следующие подходы под углом зрения процессов коррозии и стойкости бетона в химически агрессивных жидких и газообразных средах, в атмосферных условиях и других категориях деградационных процессов. Основная концепция европейского подхода: долговечность определется комбиниро-108
ванным переносом тепла, влажности и химических веществ через массу бетона, обменом с окружающей железобетонные конструкции средой, и параметрами, контролирующими этот транспортный механизм. Моделирование этих процессов для оценок долговечности и срока службы раскрывается с помощью механизмов переноса. Эффект переноса в основном зависит от поровой структуры, которая определяется типом, количеством лор и распределением их размеров, влиянием поверхностных трещин и микроклимата на поверхности бетона, а также механизмами взаимосвязи. Скорость переноса агрессивных компонентов и продуктов реакции зависит также от характеристик этого процесса, поскольку они являются функцией поровой структуры бетонов. Решающим фактором, контролирующим различные де-градационые процессы, за исключением деградации, вызванной механическими воздействиями, является присутствие жидкой фазы или влажности среды. В свою очередь вид и скорость физических, химических и биологических деградационных процессов в бетоне и в случае коррозии арматуры, определяют уровень сопротивления материалов, сечений и элементов, составляющих конструкцию.
Общим выводом является то, что поверхностные условия конструкции таким образом отражаются па ее безопасности, эксплуатационной пригодности и внешнем виде, то есть в целом на их эксплуатационном качестве.
Изучение механизмов деградации в вышеупомянутых работах ограничивалось коррозионными процессами без учета силовых факторов, как для незагруженных конструкций, что снижало их практическую ценность.
4.3.2. Климатические воздействия на бетон, действие отрицательных температур
К основным параметрам климатических воздействий на бетон инженерных сооружений относятся: температура, влажность воздуха и число переходов через О °C (проект международной организацией по стандартизации ISO) [153]; ( см. также [156].
Климатические воздействия разрыхляют структуру поверхностных слоев бетона, приводят к образованию замкнутых микротрещин, которые соединяясь друг с другом, образуют сквозную пористую систему, облегчая доступ последующим воздействиям ионов хлора или углекислого газа. В начальной фазе некоторых воздействий может иметь место повышение тре-щиностойкости бетона поверхностных слоев, связанное с дальнейшей гидратацией цементного камня в условиях водо нас мщения, уплотнением пор и капилляров продуктами реакций или другими процессами.
Замораживание бетона вследствие воздействия отрицательных температур сопровождается снижением его прочности и изменением других свойств в результате повреждений структуры и микротрещинеобразования. Уровень деградации существенно определяется степенью водонасыщения бетона и циклической повторяемостью процесса. Замораживание при ка-109
пиллярном подсосе и при погружении в воду приводит к более сильным повреждениям, чем замораживание в воздухе. В инженерных сооружениях этот вид повреждений бетона может проявляться в конструкциях резервуаров и других.
Общая теория процессов, протекающих при промерзании водонасыщенного бетона, находится пока в стадии своего развития. Особенности процесса разрушения при промерзании водо насыщен ио го бетона нашли отражение в работах А.М. Максимова, Г.Г. Цыпкина, В.М. Москвина, Н.Д. Голубых, Гусева В. Б., А.С .Фа иву со в и на, В. Ф.Степановой, Н. К. Розенталя и других авторов. Движение фронта промерзания и увеличение объема при фазовом переходе в лед вызывает перемещение воды. При этом резко возрастают поровые давления, что снижает температуру кристаллизации. При наличии солевых растворов в жидкой фазе бетона на нее влияет и концентрация растворов солей. Продвинутые модели процессов промерзания и разрушения водонасы щен нога бетона даны в [50,89].
Механизм образования повреждений в случае замерзания воды в порах, принятый в материалах fib и Евро норм, основан на предположении о наибольшей важности физических процессов, так как они определяют сопротивление бетона замораживанию и оттаиванию [59]. В этих условиях процессы переноса влаги в поровой системе бетона осуществляются в жидкой или газообразной фазе под влиянием капиллярных сил, температурного градиента или гидравлического давления.
В случае полностью заполненных пор переход воды в лед увеличивает объём на 9 % и это вызывает отслаивание бетона и разрушение стенок пор. Дополнительная энергия на поверхности пор является результатом уменьшения потенциальной энергии поровой воды и приводит к снижению температуры замерзания. Современные исследования выявили: неравномерность распределения повреждений в стенках пор возникает вследствие большого разнообразия диаметров пор цементного камня. Только около 1/3 поровой воды замерзает при температуре - 30 градусов по Цельсию, а 2/3 -при температуре -60 градусов по Цельсию,
Другой особенностью является то, что тонкая плёнка воды покрывает поверхность пор даже после превращения воды в лёд и это может вызвать в поровых системах образование парообразной фазы. Дополнительное следствие поверхностных энергий выражается в гидравлическом внутреннем давлении, которое развивается в самых малых порах при охлаждении воды, включая диффузионное перемещение еще не замерзшей воды в направлении от самых малых пор к большим. Это приводит к более сильным повреждениям, чем замораживание на воздухе.
Вывод об особом характере свойств влаги в порах сделан Тамразяном А,Г., который отметил, что изменение расклинивающего давления вблизи гидрофильных поверхностей объясняется изменением структуры воды в пограничных слоях.
НО
4.3-	3. Механизмы образования и накопления повреждений при химических воздействиях. Химические процессы в бетоне
Долговечность железобетонных конструкций при их работе в условиях агрессивной среды определяется скоростью, с которой разрушается бетон в результате химических реакций я происходит снижение его сопротивления.
Увеличение количества цемента, точность при подборе гранулометрического состава бетонной смеси при минимально возможном расходе воды, качественность уплотнения и надлежащая последовательность обработки, приводящие к более плотной структуре, повышают стойкость бетонов, но не могут предотвратить его повреждение или разрушение в агрессивных средах.
Механизм деградации бетонов конструкций инженерных емкостных сооружений, контактирующих с водой, отражен в известной классификации коррозионных процессов в бетоне, предложенной В. М. Москвиным [100]:
I - ый вид коррозии: растворение в водах с малой жесткостью и вынос из структуры бетона растворённых компонентов цементного камня, приводящих к снижению его прочности; 2 - й вид коррозии: химическое взаимодействие типа обменной реакции компонентов цементного камня с водной средой, содержащей химические вещества, с образованием растворимых или аморфных соединений, не образующих угрожающих структуре злемеитов в результате коррозионных процессов; 3- й вид коррозии: разрушение структурных элементов и снижение прочности бетона обусловлено возникновением внутренних напряжений в результате образования в цементном камне новых соединений типа малорастворимых солей с последующим увеличением объёма твёрдой фазы или кристаллизации соединений из окружающего водного раствора.
Внешние признаки коррозионного повреждения бетона элементов инженерных сооружений в ряде случаев совпадают с теми, которые свойственны другим типам железобетонных конструкций:
-	шелушение и послойное разрушение бетона от наружных, обращенных к агрессивной среде, поверхностей вглубь с оголением заполнителей и стальной арматуры (коррозия 1-го, 1!-го, Hl-го видов, размораживание);
-	-поверхностная и объемная, выходящая на поверхность хаотическая микро-и макротрещиноватость (размораживание, внутренняя коррозия);
-	высолы на поверхности изделий и порошковые новообразования (коррозия !-го, 11-го видов);
-	наросты кристаллов на поверхности бетона в зоне переменного Уровня агрессивных вод и влажных грунтов (коррозия бетона Ш-го вида при наличии капиллярного подсоса и испарения).
Защитные свойства бетона полностью нейтрализуются в результате процесса карбонизации под влиянием углекислого газа, находящегося в чи
111
стом воздухе или в атмосфере промышленных предприятий. Другие кислые газы и хлор вызывают разрушение защитного слоя.
В реальных условиях, как правило, наблюдается коррозия нескольких видов, однако сохраняется возможность выделить ее доминирующий вид.
С учетом анализа публикаций по этой проблеме [54,58,189] отметим следующее.
Механизм образования повреждений специфичен: во всех реакциях агрессивные компоненты ( ионы и молекулы ) транспортируются из окружающей среды. Если они присутствуют в бетоне, то перемещаются в направлении реактивной субстанции. Предварительным условием протекания химических реакций в бетоне между агрессивной субстанцией и реактивной субстанцией является присутствие воды в форме газа или жидкости.
Чтобы сделать химически активными присутствующие в цементе агрессивные соли или [ азы, достаточно собственной влажности бетона. В результате инициируются процессы выщелачивания гидроксида кальция вследствие его гидролиза, образование солей из извести, цемента, кислот или кислых растворов, что сопровождается разрушением бетона [59].
Газовая среда, проникая по каналам, трещинам и неплотностям в толщу бетона, поглощается водой, частично заполняющей капилляры, и ее адсорбционными пленками, образуя раствор невысокой концентрации, агрессивный по отношению к цементному камню.
Однако, поскольку перемещение агрессивной субстанции имеет низкую скорость, эти реакции часто продолжаются много лет, прежде чем появится их эффект.Так как жидкие или газообразные фазы наиболее часто являются следствием циклических изменений климатического или технологического происхождения, то процесс этих реакций, по - видимому, носит характер колебаний с большим периодом.
Наиболее важные из химических реакций, приводящих к снижению качества бетона: а) реакция кислот, солей аммония, магния, мягких вод в твердеющем цементе; б ) сульфатов с алюминатами в бетоне; в) реакция щелочей с реакт ивными составляющими в бетоне (Рис. 4.3).
Химической реакцией, увеличивающей риск коррозии арматуры, является реакция между щелочными компонентами цементного камня, главным образом между гидроксидом кальция Са(ОН); и СОг.Это ведёт к последовательной карбонизации слоев бетона, вызывая в свою очередь уменьшение его щелочности, при этом утрачивается защитное действие бетона по отношению к стальной арматуре. Проникание углекислого газа через карбонизированный слой происходит вследствие разности концентрации угле-кислого газа в наружном воздухе и фронте карбонизации. Скорость карбо- ' низация бетона характеризуется эффективным коэффициентом диффузии , углекислого газа через карбонизированный бетон - D, сш2/сек. Значение этого коэффициента определяется экспериментальным путем [198].
112
[luTricfitTHHC ЧИСЛИТ
ЙЧ	среды
,£ [Тоелойжх. paspyuicrtMc батина, 'jj Ц(1нрсжлемн« микрпструк1уры
Рис. 4.3, Эффект химических воздействий на бетон [59]:а - кислотных сред; б - сульфатов с алюминатами; в - щелочей и активных составляющих.
0,2 Gr РСа0
(4.2 ),
где Gr - количество цемента, г. в дм. куб. бетона; /’Cofi - количество СаО в кальцийсодержащих соединениях цемента в относительных величинах по массе,-степень карбонизация бетона, равная отношению количества вещества, связанного в карбонат, к общему количеству СаО в цементе; величина/е может быть принята рдяной 0,6; xto; - измеренная глубина карбонизации, см.,С„ -концентрация углекислого газа в относительных единицах; с- продолжительность карбонизации, сек.
Второй деструктивный процесс связан с химической реактивностью кремнезёма, который на первом этапе вступает в реакцию со щёлочью в цементе. Образованный при этом гель, на втором этапе, поглощает воду, вы-1)3
зывая расширение и гидравлическое давление, достаточное для того, чтобы наступило образование трещин. Разрушение структуры бетона усиливается вследствие циклов замораживания и оттаивания или увлажнения - высыхания.
Снижение прочности бетона при корозионных воздействиях вызвано увеличением пористости цементного камня в процессах, связанных с химическими переходами; снижением прочности при фазовых переходах, имеющих циклический характер и способствующих накоплению повреждений; другими процессами; адсорбцией.
4. 3.4. Биологические и абразионные процессы в бетоне
Биологическая коррозия бетона в изделии или конструкции вызывается жизнедеятельностью биоорганизмов.
Биологическая коррозия в наибольшей степени встречается в тех сооружениях, где с поверхностью железобетона соприкасаются органические вещества: кормозаготовительных цехах, башнях по хранению сенажа, силосных хранилищах, в пищевой и микробиологической промышленности.
Наиболее важные типы биологических реакций происходят в конструкциях инженерных сооружений, работающих в составе канализационных и очистных систем, В анаэробных условиях могут иметь место бактериологические образования сернистых кислот из сульфатов и протеинов, содержащихся в отходах, с последующим развитием кислотных или сульфатных реакций с бетоном, расположенным выше уровня воды.
Коррозионное разрушение сопровождается выщелачиванием из бетона кальция и магния в виде сульфатов [22].
Образование лишайника, водорослей, корней деревьев, проникающих в бетон через трещины и слабые места, растений могут привести к механическим повреждениям железобетонных конструкций, ускоренному росту трещин или износу. Разрушения могут быть усилены замораживанием поверхностного слоя воды при замерзании в условиях высокой влажности бетона.
Деструкция бетона вызывается также химическим воздействием кислот животных и людей, которые могут растворять цементный камень.
Дополнительные сведения по механизму процессов данного вида коррозии приведены в работе Бедова А.И., Сапрыкина В.Ф. [18].
Для отдельных частей сооружений, таких, например, как воронки силосов к бункеров для сыпучих материалов промышленного происхождения важной причиной является истирание цементного камня при выпуске сыпучих материалов. Механизм абразивных процессов при истечении сыпучего является процессом истирания цементного камня в сочетании с потерей отдельных частей крупного заполнителя. Более полно этот процесс рассмотрен в 10-ой главе.
114
4.3.5 Коррозия арматуры в бетоне
Коррозия арматурной стали является одной из распространенных причин, приводящих к дефектам железобетонных элементов всех типов емкостных сооружений в процессе их эксплуатации. Этот вид процесса особенно характерен для сооружений контейнерного типа, хранящих химически активные промышленные сыпучие материалы, резервуаров по очистке технических вод и их вторичному использованию и других систем экологического направления.
При развитии коррозии данного типа имеют место в основном 4 формы повреждений, снижающих несущую способность железобетонного элемента:
-	уменьшение площади поперечного сечения арматуры;
-	изменение свойств арматурной стали;
-	ослабление взаимодействия между бетоном и арматурой из-за снижения сцепления,-
-	образование трещин и отслоение защитного слоя бетона.
Повреждения арматуры при агрессивных воздействиях связаны с:
-	недостаточностью толщины защитного слоя бетона и понижением защитных свойств бетона по отношению к арматуре;
-	трещинами в бетоне с шириной раскрытия, превышающей допускаемую нормами по защите от коррозии;
-	наличием в бетоне составляющих, способных вызвать коррозию арматуры, в том числе при случайном загрязнении бетона, особенно хлористыми солями;
-	действием блуждающих токов.
Скорость коррозионного процесса характеризует изолирующую способность защитного слоя бетона и зависит от плотности структуры, толщины слоя, химического состава цемента.
Изучению механизмов и закономерностей процесса коррозии арматуры в бетоне посвящены работы С.Н Алексеева, Н.К.Розенталя, В.Ф.Степано-вой, Г.М.. Красовской, Г.П. Вербицкого, В.И.Новгородского, В.Я .Шаповалова, Б.И.Пинкус, А.И. Попеско, Н.Л Шашкиной, Е.А.Пучниной, В.Ю., Г.Н. Сегкова. Электрохимические принципы коррозии стальной арматуры в бетоне рассмотрены в публикациях П. Шисселя и других авторов [55,49,1,120].
С учетом поставленных в этой главе задач отметим следующие особенности этих процессов:
-	в основном рассматривается одинаковый механизм коррозии арма-зуры в бетоне, различие в вариациях скорости переноса агрессивной среды или продукта к поверхности арматуры и в их концентрации;
-	для элемента с трещинами коррозионный процесс протекает с замедлением во времени по закону, близкому к экспоненциальному;
-	в качестве меры коррозионного повреждения арматурных сталей класса А-1, А-П, A -UI допускается принять постепенное уменьшение массы или поперечного сечения стержня,
115
-	не установлена достаточно четкая количественная оценка предельно допустимого уровня безопасного коррозионного повреждения.
Характеристики состояния арматуры или степени её коррозионного износа при обследовании эксплуатируемых железобетонных конструкций обычно находится через параметры износа: характер коррозии, толщину и плотность продуктов коррозии, структуру, физико - химические характеристики стали. По своему характеру коррозия развивается различным образом и может быть условно классифицирована на следующие виды: сплошную (равномерно- и неравномерно распределённую), местную (язвы и пятна), тачечную ( питтинги), а также в виде коррозионных трещин. Внешние признаки коррозионного повреждения арматуры имеют место в виде:
-	пятен ржавчины на поверхности бетона вдоль расположения стержней;
-	трещин, ориентированных по направлению арматуры;
-	обколов защитного слоя бетона с оголением коррозии металла; ржавчины на поверхности арматуры.При наличии внешних признаков состояние арматуры оценивается при обследовании их технического состояния по следующим показателям:
-	площади коррозионных повреждений;
-	характеру коррозии (налет ржавчины, точечная, пятнами, сплошная, язвы );
-	толщине и плотности продуктов коррозии;
-	глубине поражения стали и степени коррозионной потери сечения арматуры [59,103].
Условная оценка коррозионного состояния арматуры, основанная на экспериментальных данных, может быть дана, рассматривая площадь поражённого участка: тонкий налёт ржавчины на площади - 10%; сплошная ржавчина или язвы, вызывающие уменьшение площади поперечного сечения арматурного стержня по градации: до 5%, 5 % -15%, более J5 %.
Коррозионное состояние арматуры оценивают также по косвенным признакам: по результатам электрохимических испытаний и параметрам проницаемости бетона.
В случае отсутствия внешних признаков коррозионное состояние арматуры контролируется с помощью неразрушающего электрохимического метода с замером потенциала и коррозионного тока [55].
В настоящее время сложился определённый взгляд на общий механизм коррозии арматуры, влияющий на его параметры и особенности процесса [59].
Стальная арматура в бетоне в нормальных условиях хорошо защищена от коррозии благодаря электрохимической пассивации стали, которая является следствием щёлочности бетона; водородный показатель pH поровой воды обычно превышает 12,5. При таких высоких значениях pH образуется микроскопической толщины пассивационный слой окисла железа на по-116
верхности стали, то есть пленка пассивационного слоя, которая предотвращает разрушение стали.
Коррозия стали при атом невозможна, даже в том случае, если выполняются другие предельные предпосылки для процесса коррозии: главным образом, присутствие влаги или кислорода достаточной концентрации. Эта защитная способность пассивационной пленки может быть нарушена только при воздействии углекислых сред на бетон или в том случае, если превышен критический уровень содержания хлоридов на поверхности стальной арматуры.
По данным jib [122] процессы, влияющие на коррозию арматуры, связываются с: а) карбонизацией бетона защитного слоя бетона; 6} проникновением ионов хлора; в) непосредственной коррозией арматуры посредством диффузии кислорода через поры, заполненные воздухом (рис. 4.4).
Главные свойства:
-качество защитного слоя - толщина аащитноао слоя
Проницаемость Пористость Диффузия
Рис.4.4. Внешний слой бетона как защитная оболочка, предохраняющая конструкцию от повреждений (122]
Коррозия арматуры возрастает с увеличением содержания хлоридов, бикарбонатной щелочности и температуры окружающей среды. Поэтому важна функция защитного слоя, качество которого определяется толщиной и проницаемостью.
Вследствие карбонизации бетона защитного слоя или проникновения через него ионов хлора пассивационная плёнка может быть разрушена локально или на больших участках поверхности. Другим влияющим параметром является микроклимат' на поверхности. 3-й механизм - это уменьшение Щёлочности вследствие вымывания щелочей при течении воды. На практике это может случиться в местах ослабления железобетонных конструкций; некачественных проницаемых сопряжениях конструкций, широких трещи-117
нах в комбинации с плохим качеством бетона, содержащего примеси, или при высоком водоцементном отношении.
Если показатель pH бетона уменьшается до критического уровня, равного 9 или содержание хлоридов превысит критическую величину - пас-сивационная плёнка разрушается и ее защитная способность от коррозии будет утерян. После достижения агрессивным компонентом арматуры происходит депассивация арматуры, а затем начинаются электрохимические процессы коррозии.
Соответственно, коррозия армагуры становится возможной, если имеет место достаточная влажность и присутствует достаточно кислорода. Это может быть допущено в случае железобетонных конструкций, экспонируемых на открытом воздухе.
Под карбонизацией обычно понимают химические реакции щелочных компонентов цементного камня с диоксидом углерода с образованием карбонатов, вследствие которых изменяется структура и основные свойства бетона.
Механизм процесса карбонизации бетона основан на том, что через поверхность бетона в систему пор вначале диффундирует углекислый газ, имеющийся в воздухе в естественных условиях в количестве 0,03 % по объёму за счёт выравнивания концентрации, который затем превращается в угольную кислоту. Последним шагом является реакция СО? со щелочным компонентом цементного камня (гидроксидом кальция), растворимым в поровой воде [5,59,212]:
Са(ОН)2+СО2 -»СаСО3+Н2О	(4.3)
При этом может быть утрачена щёлочность и защитное действие бетона по отношению к стальной арматуре .Поскольку при реакциях коррозии щелочные компоненты бетона превращаются в карбонаты, значение pH снижается до 9 и ниже, защитное действие щелочей бетона для стальной арматуры прекращается.
Одна из наиболее распространенных моделей процесса коррозии основана на том, что упрощенно процесс коррозии стали может быть описан аналогом, эквивалентным течению электрического тока (Рис.4.5). Коррозионный процесс в целом рассматривается как два отдельных процесса: катодный и анодный. Протекание коррозии может быть представлено формулой:
г _
гае 1С11Г- ток коррозии; U,c - потенциал катодной реакции; UtJS - потенциал анодной реакции; - поляризационное сопротивление анода; Яг - поляризационное сопротивление катодной реакции; - электролитическое сол роти алей ие бетона.
Реакция анода - Ре ср Ре2' +2е ;
Реакция катода - g,+2Я,О+4е еэ 4О/Г -
118
Катодные Лроцесе АлодныЛ Процесс
О>+2 8 IjOHe' - 4ОН ’ 7t - ₽/ • + J t'
Рис. 4.5. Электрохимические принципы коррозии стальной арматуры в бетоне: а) схема сопротивлений; б) механизм коррозии арматурной стали в бетоне
Влайосн^Леки как эпект ранет
Ге >01П астшчанкыЛ СПОЙ
Арматура
Защитный слой толщиной в нанометрах, состоящий из окислов железа и гидроокислов, не допускает прохождения ионов ^е24. Соответствен но -поляризационное сопротивление анода Ra очень велико, а /с(,г - низко.
Пассивационный слой может быть разрушен, если содержание хлора в бетоне превысит предельную величину. Тогда поляризационное сопротивление анода падает и ток коррозии растёт сразу. Этот процесс происходит локально, в то время как оставшаяся поверхность стали все ещё защищена слоем пассивации.
Площадь пассивационной поверхности стали может действовать как катод, если площадь анода будет малой. Соответственно будет иметь место большое отношение “площадь катода” / “площадь анода”, которое вызовет высокую плотность тока. В этом случае и будут образовываться точки ржавчины, в которых происходит быстрое окисление стали. Этот вид коррозии является одной из важнейших причин коррозионного износа - постепенного разрушения железобетона.
Состояние активной низкопотенциальной коррозии арматурной стали в бетоне обычно иллюстрируется диаграммой Эванса [59], благодаря которой долговечность железобетона по признаку коррозии арматуры в бетоне представляется как совокупность двух периодов: инкубационного и непосредственно коррозии стали.
Поэтому, исходя из требований долговечности, железобетонные конструкции должны проектироваться таким образом, чтобы проникновение ионов хлора не могло увеличить концентрацию хлоридов на поверхности арматуры выше критического уровня.
119
Критическое значение концентрации ионов наиболее часто относится к критерию, полученному Хаусманном [55]:
[С?}/[ОН-} - молекулярное отношение = 0.6,
Вторым важным фактором является то, что цемент обладает определёнными связующими химическими и физическими свойствами для хлоридов, зависящими от концентрации хлоридов в поровой воде. Однако не все хлориды могут быть связаны. Последующее проникновение коррозии не ведёт немедленно к ситуации, когда арматура получает значительные повреждения. Время между началом коррозии и моментом, когда эксплуатационное качество значительно снижается, приходится принимать во внимание как компоненту коэффициента безопасности конструкции.
Распределение концентрации агрессивного компонента по глубине слоя таково, что, как показали опыты, хлоридная концентрация поверхностных слоев бетона уменьшается с глубиной проникновения и следует закону квадратного корня.
Более точные оценки и наблюдения показывают, что фактическая скорость проникания меньше, чем t,/; вследствие эффекта изменения распределения пор во времени при продолжающемся процессе гидратации.
Депассивация в зоне раскрытия трещин, пересекающих арматуру, отлична от картины, рассмотренной выше. СО2 и хлориды могут проникать к поверхности стали через трещины определённого порядка быстрее, чем через бетон без трещин. Время депассивации зависит от ширины раскрытия трещин.
Исследования, проведенные Алексеевым С.Н, Новгородским В.И., Шисселем П. и Раупахом М. [ 1,55], дали новый взгляд на проблему обеспечения долговечности при проектировании железобетонных конструкций, работающих с трещинами. После локальной депассивации поверхности арматуры, вызванной проникновением хлоридов через трещины, участки арматуры в зоне трещин работают как анод, вызывая перемещение частиц железа; арматура, между трещин, действует как катод, снижая концентрацию кислорода. Поэтому скорость коррозии в зоне трещин зависит от условий на этих участках. Было показано, что стремление уменьшить диаметр арматуры, что бы ограничить ширину раскрытия трещин и снизить возможность проникновения агрессивных газов или жидкостей, приводит к более высоким потерям в поперечном сечении арматуры, несмотря на очевидное сокращение расстояния между трещинами и ширины их раскрытия. Это увеличение потерь составляет от 1 -го до 3-х раз по сравнению с отношением диаметров стержней. При отношении площадей поперечного сечения 2 0 20 мм и 12 0 8 мм, равном 0,96, среднее значение возрастания потерь сечения за год составило до 4,5. Проблема коррозии арматуры в зонах трещин, как отмечают авторы, не может быть решена за счет ограничения ширины раскрытия трещин в примерном диапазоне 0,3 -0,5 мм.; защита от коррозии должна быть осуществлена в основном посредством адекватных качества бегона и толщины защитного слоя.
120
Негативным последствием коррозии арматуры в бетоне является то, что объём продуктов коррозии арматуры, зависящий от количества кислорода, по разным оценкам, от 2,5 до 6 раз больше, чем в начале процесса. Эффект коррозии арматуры может привести к внезапному разрушению, продольные трещины образуются в районе анкеровки стержней.
На коррозионное поведение стали влияют особенности механических характеристик арматуры, ее склонность к хрупкому разрушению. В железобетонных конструкциях с ненапрягаемой арматурой классов А-1, А-И, А-1П ее коррозия приводит к образованию продольных трещин в защитном слое бетона в результате давления на него слоя растущей ржавчины.
Принято считать, что общая равномерная коррозия мягких углеродистых сталей под напряжением не изменяет их механических характеристик. Напряжение ниже предела текучести оказывает на коррозию стали незначительное влияние.
Хрупкое коррозионное растрескивание высокопрочной арматуры, находящейся в напряженном состоянии, представляет собой особый вид коррозии, связанный со спецификой структуры стали. Он характеризуется образованием нормальных к продольной оси стержня трещин или его хрупким обрывом без следов значительной поверхностной коррозии. Разрывы арматуры, как показали исследования НИИЖБ’а, могут происходить при напряжениях значительно более низких, чем расчетные.
Поведение предварительно напряженных железобетонных конструкций, армируемых сталью, обладающей способностью к коррозионному растрескиванию, менее предсказуемо, так как коррозия высокопрочной арматуры под напряжением до момента обрыва стержня может не иметь видимых признаков повреждений. Коррозия арматуры в этом случае сильно локализована и протекает без образования существенно толстого слоя ржавчины.
Внезапные обрушения ответственных предварительно напряженных конструкций наиболее опасны, так как не сопровождаются заметным нарастанием прогибов и раскрытием трещин. Поэтому в предварительно напряженных элементах рекомендуется применять высокопрочную арматуру, стойкую против коррозионного растрескивания, и в нормативные документы были введены более жесткие требования по плотности бетона и допустимой ширине раскрытия трещин. Причина такого эффекта состоит в склонности высокопрочных сталей к хрупкому разрушению при одновременном действии растягивающих напряжений и коррозионной среды.Очаговые повреждения стальной арматуры рассматриваются, с точки зрения влияния на свойства арматуры, как своего рода концентратор напряжений, локализующий пластические деформации в малом объеме.
Для пластических мягких сталей негативные последствия концентрации снижаются за счет их перераспределения. Для высокопрочной арматуры, вследствие ее малой пластичности, дефектов структуры и высокого Уровня внутренних напряжений, концентрация напряжений в пораженных местах сохраняется длительно и перераспределения не происходит.
121
Интенсивная коррозия арматуры способствует образованию трещин, приводящее к локальному росту напряжений, не учитываемых в расчетах на действие повторных нагрузок.
Формы влияния коррозии арматуры на характеристики эксплуатационного качества железобетонных конструкций даны на рис 4.6. Роль сцепления арматуры с бетоном в отношении эксплуатационных качеств конст-
руктивных элементов сооружений выяснена недостаточно полно. В существующие методы расчета прочности сцепление в явном виде не входит, хотя учет этого вида повреждений конструкций при выполнении поверочных расчетов имеет особую актуальность, так как нарушение сцепления может привести к изменению характера образования и развития трещин н напряженно - деформированного состояния сечений с трещинами, изменению характера разрушения от пластического к хрупкому [96,97],
Рис 4.6. Формы влияния коррозии арматуры на характеристики эксплуатационного качества железобетонной конструкции
Механизм коррозии арматуры в трещинах находится в стадии интенсивного изучения, представления о нём еще недостаточны. Заметим также, что продукты коррозии создают своеобразный барьер между агрессивной средой и металлом неповрежденной части сечения арматуры; вследствие этого процесс коррозии затухает во времени.
43.6.Механизм микроповреждений а бетоне при длительных малоцнк-ловых нагрузках
Прочность, плотность и деформационные характеристики среднепрочных цементных бетонов класса В20 - В40 зависят от высокой неоднородности микроструктуры материала, особенно вследствие пористой и сла
122
бой так называемой передаточной эоны, которая существует на уровне внутренней поверхности между цементным камнем и заполнителем [89,11,115]. Этот контактный слой, который формируется на границе между зернами заполнителя и цементным тестом вследствие физико- химических процессов при участии воды, существенно влияет на долговечность бето
нов.
Рис 4.7. Фазы развития кристаллической структуры при реакции гидратации цементного камня: а) - рост кристаллов в направлении частиц заполнителя; б) - проницаемая кристаллическая структура, образованная после завершения процесса гидратации
Кристаллы, растущие при реакции гидратации цементного камня, после её завершения образуют проницаемую структуру (рис. 4.7), и сопротивление бетона внешним воздействиям снижается.
При этом образование кристаллического сростка сопровождается деструктивными явлениями вследствие нарушений контактов срастания и ростом внутренних напряжений. Суммарная площадь зоны контакта и ее толщина являются количественными показателями контактного слоя. Уплотнением и усилением передаточной зоны может быть снижен риск раннего м икротрещинообразован ня и увеличена плотность бетона.
8 работах Баженова Ю.М. [8] отмечается, что введение кремнезема и Других ультратонких заполнителей уменьшает межзерновую пористость бетона и позволяет получить достаточно плотные и долговечные бетоны при низких значениях В/Ц и незначительном остаточном объеме межзернового
123
пространства. Для гарантии эксплуатационной надежности и самозалечива-ния дефектов, которые могут возникать в период эксплуатации, остаточный объем должен составлять не менее 10 % от начального объема цемента.
Исследование бетона физическими методами показывает, что до приложений механических нагрузок в бетоне уже имеются дефекты в виде усадочных микротрещин в контактной зоне между заполнителем и цементным камнем и в матрице. При нагружении бетона усадочные микротрещины расширяются, удлиняются и подготавливают процесс разрушения бетона. При условии, что S 0,_ приходят в движение вершины микротрещин. находящихся в цементном камне, и трещины перемещаются в направлении контактной зоны.
Исследования В.Г. Орехова и М.Г.Зсрцалова по проблеме механики разрушений инженерных сооружений и горных массивов, а также работы Зайцева Ю.Н., Бондаренко В.М., Гузеева Е.А., Пирадова К.А. и других авторов (63,66,111,! 15,47] обосновали представление о форме микротрещин в бетоне при сжатии как очень тонких эллиптического очертания с отношением ширины раскрытия к длине < 0,0001. В приложении методов механики разрушений к задачам долговечности бетона поры и пустоты рассматриваются как трещиноподобные дефекты структуры, имеющие длину от 10 ангстрем до 10 мм.
Когда сгм > 0,45/Jj, практически все микротрещины контактных зои объединены между собой. При дальнейшем росте напряжений сжатия возрастает интенсивность трещинообразования в цементном камне и при <тдс а 0,75начинается объединение трещин. К полному разрушению бетона ведёт лавинообразный характер развития трещин в объемах материала.
Согласно представлениям механики разрушений бетона [63] процессы уплотнения и разуплотнения происходят одновременно с самых ранних уровней напряжений. Разуплотнение бетона происходит в связи с появлением микротрещин, нарушением сцепления цементного камня с заполнителем, появлением новых дефектов. Причины упрочнения бетона объясняются дополнительным уплотнением структуры нагруженного бетона за счет пластического деформирования, дополнительной гидратации цементного камня и модификации его структуры.
В процессе длительного деформирования бетона проявляются вязкое сопротивление, сухое трение, фильтрация межпоровой влаги, образование микротрещин. В пересекающих поры микротрещннах влага из пор выдавливается; под влиянием градиента давления происходит вязкое течение парогазовой смеси.
Быстрорастущие пластические деформации в бетоне возникают вследствие микротрещинообразования как в цементном камне, так и в контактной зоне. При пластическом деформировании повышается плотность и водонепроницаемость бетона; повышается сцепление цементного камня с заполнителем; происходит самозалечивание трещин, погашается вредное 124
воздействие усадочных трещин. Постепенное накопление пластических деформаций повышает границу микротре щи необразован и я и замедляет развитие трещин перед разрушением; ползучесть цементного камня и микросдвиги в бетоне приводят к выравниванию напряжённого состояния и синхронизации разрушения бетонных участков разной плотности.
При длительном действии сжимающей нагрузки происходит постепенная передача усилий с “ микробегона обладающего ползучестью, на крупный заполнитель. После снятия длительной нагрузки в зёрнах крупного заполнителя остаются сжимающие напряжения, а в “ микробетоне “- растягивающие. Ползучесть “ микробетона “ под действием растягивающих неучтённых усилий является причиной деформаций последнего. Исследования [3,41,20,99,129] связывают процесс вязкого течения бетона под нагрузкой с количеством адсорбционной и капиллярной влаги, находящейся в объеме контактной эоны. С течением времени в условиях продолжающейся гидратации частиц цемента общая и капиллярная пористость уменьшается. Продукты гидратации занимают часть пространства, ранее занятого водой затворения. В процессе твердения общая пористость уменьшается и при завершении процесса структурообразования асимптотически стремится к некоторому пределу. При циклической знакопеременной нагрузке в процессе деформирования проявляется эффект разогрева жидкой фазы, который может быть обусловлен силами вязкого сопротивления и химической реакцией.
Влияние длительных переменных нагрузок на прочность и деформа-тивность выражается в основном через следующие факторы;!) максимальные напряжения в начале цикла загружения; 2) амплитуду цикла и отношение О'"" /; 3) возраста бетона во время приложения нагрузки первого цикла и продолжительность цикла; 4) общее число циклов.
С увеличением возраста бетона в момент приложения нагрузки растет число микродефектов в цементном камне, снижаются способность бетона к самозалечиванию и его прочность. Из этого следует, что “стареющий” бетон хуже сопротивляется переменным нагрузкам.
На упругое последействие бетона существенное влияние оказывают микротрещины и микродефекты, образующиеся при длительном действии постоянной или переменной нагрузок, а в железобетоне - также из - за нарушения связи между бетоном и арматурой и стеснённости поперечного деформирования. При разгрузке механизм накопления усложняется перераспределением усилий не только между зёрнами мелкого заполнителя и цементного камня, но и внутри цементного камня - между кристаллическим сростком и гелем.
Деформации в процессе восстановления размеров образца включают в себя составляющие в виде необратимых деформаций.В данной работе используется представление [3,27,41,73], что необратимые части упругих деформаций связаны со старением бетона, необратимая часть деформаций ползучести - с проявлением во времени деструктивных процессов в связи с
125
уплотнением цементного камня и за счёт разрушения отдельных наиболее слабых связей при первом или при последующих нагружениях.
С учетом результатов ряда исследований [41,27,64,161] принято, что неполная обратимость деформаций ползучести бетона в основном связана со старением, которое определяется твердением цементного камня. Вместе с тем, экспериментальные данные, выявившие остаточные деформации после разгрузки “старого “ бетона, показывают, что ползучесть включает также и деформации, имеющие пластический характер [108,27].
Характеристикой, позволяющей установить область нагружений, в которой процесс упрочнения превосходит процесс разуплотнения, является величина отношения напряжений в бетоне в момент времени г к призменной прочности бетона в тот же момент и связь его с нижней 4°„ и верхней границами микро грещинообразования. Особенности микроразрушений при одноосном сжатии в зависимости от уровня напряжений обычно характеризуется этими параметрическими точками [21]. Количественные соотношения между этими границами и струкзурными параметрами можно выразить, по предложению Тамразяна А.Г., через структурный критерий бетона Ф
(4.5),
имеющий смысл отношения удельной поверхности цементного -камня в бетоне к удельной поверхности пор:
40 + Ф	20 4- Ф	'
Для бетона прочности 20 - 100 МПа нижняя и верхняя границы микротрещин ообразования могут быть рекомендованы как:
7?^ =(0,15-0,45)R0;	=(0,4 -0,7)4	(40 * * * * * * 47>
Без учёта продолжительности за гружения зависимости для определения 4°, и ^4 выражаются (в кг/см2) как:
= 0,351g А, -0,50;	= 0,351g 4 -0,175 (4 g)
Для других, напряжённых состояний, разрушение структуры бетона может происходить вдоль траекторий действующих максимальных главных сжимающих напряжений [63,186]. С этой точки зрения, например, при проектировании мостовых конструкций выполняется проверка главных сжимающих напряжений на недопущение необратимых микроразрушений, реко-
мендуемая в расчётах на местное сжатие по !-ой группе предельных состо-
яний в СНИП 2.05.03.- 84 “Мосты и трубы”. Для предотвращения образования продольных трещин в мостовых пролетных предварительно напряжен-
ий
пых конструкциях расчётное сопротивление бетона отождествляется с напряжением, соответствуюим нижней границе микротрещииообразования.
Положение границ, разделяющих области уплотнения структуры бетона и ее расшатывания при переменных длительных нагрузках практически малоизучено. Результаты экспериментальных исследований состояния структуры бетона, выполненных автором, даны в главе 7.
Долговечность при усталостном нагружении, рассматриваемая в специальной литературе по этому вопросу как время до разрушения, определяется двумя периодами: 1 ) периодом инициирования ( зарождения ) трещин, который начинается с первых циклов загружения и заканчивается в момент обнаружения трещины; 2 ) периодом распространения трещин, который заканчивается, когда ширина раскрытия трещины превысила максимально допустимые значения или достигнуты другие предельные состояния. Вклад этих составляющих в долговечность сооружения зависит от типа несущего элемента: для изгибаемых элементов период распространения трещины в растянутой зоне сравнительно непродолжителен.
4.3.7 Механизмы образования трещин в бетоне и влияние трещин на процессы коррозии
Учёт влияния состава бетона на защиту арматуры от коррозии сложен из-за многообразия взаимодействующих факторов. В качестве исходной информации для прогноза состояния железобетонной конструкции служат параметры относительной влажности воздуха и содержания в нем вредных веществ у поверхности бетона { микроклимата ), другие данные об условиях среды, характеристики которой имеют большие и несистематические колебания во времени.
На рисунке 4.8 показана схема проникания хлоридов в условиях переменного увлажнения - высушивания - при абсорбции воды и диффузии агрессора через поровую и капиллярные системы открытых или незащищенных поверхностных слоев бетона. В результате испарения воды при циклически повторяющемся процессе происходит накопление хлоридов на глубине 15 -20 мм., однако, концентрация на поверхности имеет тенденцию оставаться постоянной во времени.
С практической точки зрения проницаемость защитного слоя, как фактор, влияющий на долговечность конструктивного элемента и связанный с механизмом коррозии, может быть стабилизирована путем соблюдения водоцементного отношения; надлежащим составом бетонной смеси и уходом за ней: термообработкой (проницаемость бетона вырастает в 5-10 раз, если поверхность высыхает рано); количеством и видом вяжущего; характеристикой окружающей среды.
Видимые трещины в бетоне, облегчая доступ среды к поверхности арматуры, способствуют возникновению и развитию коррозии. От ширины
127
Толщина защитного слоя бетона, мм
Рис.4.8. Зона флуктуаций влажности а защитном слое бетона железобетонной конструкции при регулярном увлажнении -высушивании (по Р. Беккеру).
принимаемого в расчёте раскрытия трещин зависит расход арматуры и стоимость изделий. Фактором, привлекающим внимание исследователей, является роль микротрещин при обеспечении долговечности и надёжности железобетонных конструкций, наличие которых ускоряет коррозионные проявления. Важная роль микротрещин в деградационных процессах вызывает необходимость обратиться к причинам их образования. Образование трещин, которые условно принято относить к физическим процессам в бетоне, наблюдается, если растягивающие деформации в бетоне превышают его способность к растяжению; последняя варьируется в зависимости от возраста и от скорости изменения деформаций или внутренних усилий. Ниже рассмотрены 3 различных механизма генерации деформаций, связанных с трещинообразованием бетона: а ) перемещения, возникающие непосредственно в бетоне: составляющая усадки, связанная с высыханием; расширение или противодействие вследствие изменений температурь!, пластическая составляющая усадки; в случаях, когда усадка бетона в железобетонных конструкциях ограничена арматурой, или если усадка элемента сдерживается посредством других элементов, с которыми он связан;
б) расширение материала, окруженного бетоном давление продуктов коррозии арматуры на стенки бетонного цилиндра
в) условия, вызванные внешними причинами: нагрузка или деформации из-за различных перемещений частей сооружения или осадок фундаментов.
Снижение трещи но стой кости бетона вследствие химических реакций наиболее часто проявляется как результат взаимодействия щелочей с кремнеземом заполнителя, из-за сульфатной коррозии, кристаллических давлений в порах и капиллярах.
128
Направление трещин относительно арматуры ( Рис. 4.9 ) существенно важно с точки зрения се коррозии ( нормальные трещины ), а так же ослабления связи и снижения контактных напряжений между бетоном и арматурой ( продольные трещины ).
Возможные случаи образования трещин во время изготовления железобетонных конструкций и за период эксплуатации сооружения суммированы в таблице 4.1 и на рисунке 4.10.
Из таблицы 4. 1 видно, что причины образования трещин характеризуются большим разнообразием, визуально и инструментально оцененное время их появления имеет значительный диапазон: от 10 мин до 5 -и и более лет [192].
Проницаемость для кислых газов и агрессивных ионов в железобетонных конструкциях, работающих с трещинами намного выше, чем для конструкций без трещин. Экпериментальные значения эффективного коэффициента диффузии углекислого газа в трещине бетона оказались на 3 порядка выше, чем для бетона средней плотности.
Проницаемость трещин, при ширине их раскрытия на поверхности конструкции, не превышающей 0,2 - 0,4 мм, не определяется однозначно только этими значениями, так как для арматуры периодического профиля наблюдается сужение трещины по мере приближения к поверхности арматуры, а вблизи сё трещина переходит в ряд микротрещин, образуя зону разрыхления структуры бетона [191].
Время появления трещин от момента времени укладки бетона
Таблица. 4.1
№ 1ПП.	Причины образования трещин	Ориентировочное время появления трещин
i	Пластическая осадка	10 мин,- 3 часа
2	Пластическая составляющая усадки	30 мин,* 6 часов
3	Раннее температурное воздействие	! сутки - 2-3 недели
4	Долговременная составляющая усадки, связанная с высыханием	несколько недель- несколько месяцев
5	Волосяные трещины, образующиеся при смещениях опалубки или при всплытии бетонной смеси	3-7 дней или значительно позже
6	Коррозия арматуры	Более 2*х лет
7	Взаимодействие щелочей с кремнеземом запел кителя; сульфатная коррозия.	Более 5*и лет
Негативное влияние первоначального раскрытия трещин с течением времени уменьшается из - за их способности к самоуплотнению в зависимости от условий эксплуатации. При благоприятном влажностном режиме микротрещины уплотняются продуктами гидратации в зоне разрыхления структуры бетона. При фильтрации воды, неагрессивной или слабоагрессивной к бетону, в трещинах откладываются структурные образования карбоната кальция как результат реакции углекислоты, находящейся в воде, и гидроксида кальция, диффундирующего в полость трещины из бетона.
129
Рис. 4.9. Схема расположения и раскрытия трещин по отношению к продольной и поперечной арматуре
Ргёош potnriyni *рн*ту™
130
Самоуплотнению трещины способствуют также взвеси частиц ила, глины, продуктов ржавчины за счёт механической кальматации. В воздушной среде трещины заполняются частицами аэрозолей и продуктами газовой коррозии бетона (гипсом при действии на конструкцию сернистого газа) [172]. При значительном засорении трещин с раскрытием 0,2 мм, её диффузионная проницаемость уменьшилась в 3 раза. Кроме того, при определённых условиях с течением времени в трещинах может восстанавливаться высокая щелочность поровой влаги и соответствующая пассивность стали.
С учетом изложенного выше важным практическим следствием, отраженным в ряде норм [59,118], является принятие положения о том, что трещины шириной раскрытия 0.15 - 0,30 мм (обычные для железобетонных конструкций 2 -3 -й категорий трещи но стой кости ) при достаточном качестве защитного слоя и отсутствии агрессивной среды, как правило, не уменьшают обычных сроков службы. Классификация трещин усадочного, температурного, осадочного, деформационного и силового происхождения по признакам причины возникновения, характера трещинообразован ия и ширине раскрытия дана О.В.Лужиным [91]. Рассматривая трещины по показателю опасности, были выделены три группы дефектов трещин: не опасных, опасных, промежуточных.
Согласно подходу Е.А.Гузеева и других авторов [115], общая теоретическая оценка разрушения бетона от совместного действия нагрузки и агрессивной среды должна рассматриваться на основе положений механики разрушения твердого тела.
Экспериментальные исследования особенностей совместного влияния агрессивной среды и нагрузки на напряженно - деформированное состояние железобетонных конструкций ограничены стержневыми элементами, работающими в кислых или сульфатных средах: опыты А.И.Попеко, Н.В.Савицкого, А.А.Тытюк, К. Адтаго, Cao Shuanguin [120].
Анализ этих публикаций выявил следующее:
I.	В условиях нагружений вода и водные растворы, находящиеся в порах и микрогрещинах бетона, оказывают влияние на его основные физико-механические свойства: увеличивают коэффициент поперечной деформации (в 1,5 -3 раза), деформации и объём бетона, снижают прочность и модуль упругости; изменяют характеристики проницаемости.
2.	Механизм явления связывается с тем, что при заполнении водой и растворами поверхности “силовых “ щелевидных микротрещин, фильтрующих капилляров и пор, расположенных в зоне коррозии, под действием растягивающих напряжений увеличиваются их размеры, вследствие ослабления связи между компонентами структуры.
3.	Используя методы механики разрушений бетона, установлена связь между изменением его структуры, заданными в форме значений напряжений относительно параметрических точек микротрещинеобразования и , и интенсивностью коррозии; [63] и рис. 4.11:
131
Рис. 4.11 Влияние напряженного состояния на интенсивность коррозии [63]:1, 3- зоны интенсивной коррозии; 2 -зона торможения
£ =	[1+0-( 1-V „/( Е Р) ]’,	(4.9)
где - показатель интенсивности коррозии при отсутствии внешней нагрузки; ст - напряжения растяжения; - начальный коэффициент поперечной деформации; £fl - модуль деформаций бетона; 0 - отношение фильтрующих капилляров и мн-кротрещнн в количестве “ п "сечением "2 d х Ьи площади 11 а " всего материала.
Влияние коррозионных процессов в сульфатных средах на сопротивляемость бетона растяжению изучено в работах Пирадова К.А. с привлечением методов механики разрушений [115]. Параметры трещи но стой кости определяются уравнениями:
„	(49),
где Xso3>/S	- коэффициенты, характеризующие влияние коррозии и
гидраггации цемента в бетоне в водной среде на изменение критических коэффициентов интенсивности напряжении при нормальном отрыве и поперечном сдвиге соответственно К,;, К11с.
Разнообразие факторов, имеющих случайную природу, и сложность схемы причинно - следственных связей между ними указывает на то, что распределение “ несиловых .микродефектов “ по объему бетона носит случайный характер.
Колебания напряжений и деформаций бетона вследствие переменных нагрузок или воздействий эксплуатационного уровня вызывает образование дополнителвной сети “ силовых “ микротрещин, которые, накладываясь иа существующую систему пор и капилляров, корректируют схему транспортировки веществ, приводят к значительному приращению внутренней поверхности бетона. Под влиянием силовых воздействий микротре-
132
шины, стохастически разбросанные по объёму, стремятся принять в целом ориентированный характер [59].
В качестве одной из основных причин рассматривается так же вторичное поле возмущений, вызванное неоднородностью бетона, которое накладывается на поле напряжений, возникающее под действием внешней нагрузки, осадки опор, температурных деформаций [41 ].
Характер напряжённо - деформированного состояния поврежденного элемента и уровень напряжений оказывает интенсифицирующее влияние на кинетику взаимодействия агрессивной среды с бетоном и арматурой элемента.
В результате анализа исследований автором предложена общая схема взаимодействия внешней среды и механических нагрузок с бетоном железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений при их эксплуатации в реальных условиях. Дополнительными элементами этой схемы, в отличие от ее прототипа, приведенного а материалах комиссии 14 РИЛЕМ [55) и основанного преимущественно на лабораторных исследованиях, яв-
) Заносят от
Связующий материал
Зависит от [
Поровой структуры
Третий' системы* (МДН); неенлавых
Перемещение потеков газом, воды и растворяющихся веществ
Типа >i размеров трешни
Типа, распрсвгигпемнм. размеров сюр н капялляров
Условий окружающей среды (микроклимата)
Концентрация воды в агрессивных веществ
Темпера* турного давления
Проницаем ост и
Рис.4.12 Схема взаимодействий внешней среды с бетоном конструкций инженерных сооружений при эксплуатации с учетом коррозионных процессов и переменных длительных нагрузок
133
ляются: включение внешних силовых воздействий постоянного и переменного характера, влияющих на проницаемость бетона вследствие его силового трещи необразован ня, и давления внешней среды, газо - воздушной или жидкой, на открытую или незащищенную поверхность инженерных сооружений и выражаемую через градиент давления ( Рис. 4.12). При этом предполагается, что влияние фактора времени меняет роль и соотношение между компонентами схемы.
4.3.8 Механизм образования повреждений в стенах железобетонных круглых силосов в виде вертикальных трещин большой
п ротяжен н ости.
Механизм образования повреждений типа вертикально ориентированных трещин большой протяженности длиной 6-18 м и шириной раскрытия до 30 см. в конечной фазе разрушения (см. также главы 3 и 8) в стенах железобетонных силосов был изучен с использованием основных положений теории образования трещин. При этом учитывался характер силовых н несиловых воздействий, а также особенности армирования стен.
Привлечен метод конечных элементов с использованием критерия механики разрушения и моделирования роста трещин.
Рассматривается напряженно - деформированное состояние участка стены в пределах высоты hm, ограниченного координатами х = ± seilJ2; z = ± где - шаг соответственно вертикальной и кольцевой арматуры, в пределах которого кольцевые максимальные растягивающие усилия NX (t) принимаются постоянными вдоль оси г.
Наличие арматурных включений в основной материал может моделироваться наложением на основную сетку стержневых конечных элементов, воспринимающих только продольные усилия.
При отсутствии дефектов и с учетом реального армирования усилия кольцевого направления NXb, и NX,, действующие соответственно в бетоне и арматуре, распределяются пропорционально соответствующим жесткостям и ESAS ( рис 4.13 ).
Источником вертикальной трещины большой протяженности рассматривается дефект ( трещиноподобный или коррозионного происхождения ), в общем случае случайно расположенный по поверхности стены. Так как кольцевая арматура выполняет функцию элемента торможения вертикальной трещины, то наиболее вероятно расположение начального дефекта в точке максимальных <т6( с координатами х= 0; z=0. Используем гипотезу о возможности распространения условий плоской деформации.С учетом подхода Ирвина - Болотина, развиваемым в механике разрушений [25,50,89, 112,113], локальный процесс разрушения (образования трещины) зависит от распределения напряжений в окрестности дефекта. Трещина не растет, если К) < К!С, где Ki и К!С - коэффициент интенсивности напряжений и его кри-134
тическое значение при нормальных темепературно - влажностных условиях при форме разрушения в виде трещины отрыва:
к,с =	(<ю)
Рис. 4.13. Напряженное состояние стены железобетонного круглого силоса в зоне предполагаемого дефекта: ЛА/#; JVZ(t) - кольцевые и вертикальные усилия на участке стены силоса; /i5idr; - соответственно кольцевая и вертикальная арматура; - шаг кольцевой и вертикальной арматуры; ЛАйг; ЛЛ^- составляющие кольцевых усилий в бетоне и арматуре
Рис. 4 14. Схема образования и п роде и же ни я верг и кал ьн ы х трещин большой протяженности в стенах железобетонных силосов цилиндрической формы: р - радиус кривизны в вершине трещины; Л - эона пластических и псевдопластически х деформаций; I - полудлина центральной трещины; I - ЛА в момент торможения трещины; 2 - ЛА с учетом перераспределения усилий; 3 - расчетная эпюра ЛА; Тт J], 111 - этапы продвижения трещины; Лсл(^о " усилие образование трещин с учетом ма-лоцмкловых длительных нагружений и неси левых воздействий
J35
В соответствии с теориями замедленного и усталостного разрушения В.В.Болотина соотношение для размера ( полудлины ) центральной трещины имеет вид [25]:
/(/) = Л.'Дл(г),ИО]	(4.11),
то есть размер трещины в момент времени I есть функция истории нагружения и процесса накопления повреждений на отрезке времени (<*; i); Tffh мера повреждений, зависящая от истории нагружения. Центральная трещина рассматривается как узкая щель ( рис 4.14 ). Переменность нагрузки характеризуется как ДЛГ.¥ = NX - NXmia .
Страгивание трещины и перемещение на длину А (рис 4.14) происходит при условии NX = У(.я(нс;(;ещ'), где Na(nr;r,env) - усилие трещи-нообразования при растяжении железобетонного элемента, определенное с учетом снижения сопротивления растянутого бетона при малоцикловых длительных нагружениях и коррозии на участке ( точка 1); NX- здесь усилие отрыва на протяжении Л ; >v. - число циклов нагрузки; env- параметр, характеризующий влияние несиловых воздействий.
Скорость рапространения усталостных трещин зависит как от величины напряжения, так и от длины трещины.
Скорость продвижения щелевидной трещины в первом приближении представим как рост усталостной трещины согласно гипотезе Пэриса [25]:
dl/dn = C(AKr	(4.12),
где	С, m - экспериментальные коэффициенты.
При циклическом нагружении рост трещин рассматривается как переход на величину Л из одного равновесного состояния ( т. I рис 4.14 ) в другое (т. II ), который происходит скачкообразно при резком уменьшении сопротивления на локальном участке. Скачок обусловлен тем, что в области вершины трещины формируется зона значительных микроповреждений с ослабленными межзерновыми связями или зона “предразрушения “ [108,111,191], которая распространяется на некоторую глубину впереди фронта трещин.
Страгивание начинается при разрыве структурных межзерновых связей в момент времени, когда обобщенные усилия отрыва принимают максимальное значение, NX = NXmal. При последующем продвижении трещина пересекает не только большое число элементов структуры бетона, но и кольцевую арматуру, которая выполняет функцию элемента торможения и формирует веретенообразный характер магистральной трещины. Предельная величина усилия отрыва в этот момент может быть вычислена в предположении наложения полей напряжений от растягивающих усилий и усилий в стержнях, пересекающих трещину [115]. После скачка рост трещин приостанавливается до тех пор, пока из - за малоциклового износа или коррозии 136
усилие трещи и «образования на участке II - Ш Ncr,(ne;t',em>) не снизится до соответствующего уровня NXft).
Значительная длина вертикальных трещин, наблюдаемых в стенах поврежденных сооружений, может быть объяснена повышенной скоростью их роста вследствие небольших изменений градиента усилий отрыва, то есть
(«Г -ЫХ0)/^	(4.13}
по длине трещины L.
Исследования Пирадова К.А., Гузеева Е.А. и других ученых [115], показали также, что ожидаемые параметры трещин в границах их устойчивого развития при постепенном росте могут иметь иной порядок: 5-30 мм, при длительном приложении нагрузки (131 сутки), 6-9 мм, при циклическом загружеиии (5000 циклов, коэффициент асимметрии = 0,3 - 0,5). В рамках теории трещин «образования Гриффитса с увеличением длины трещин значение критического напряжения o-f уменьшается:
а критическая полудлина трещины /с обратно пропорциональна квадрату напряжения
I. .	(4.15)
тог
Здесь Е - модуль упругости; у - удельная плотность поверхностной энергии ( удельная работа разрушения ).
Большая длина трещины является косвенным признаком ее неустойчивого развития, связанного с хрупким характером разрушения. К моменту выхода из строя силос находился в эксплуатации 13 лет. За этот период проявилась значительная потеря бетоном начальных пластических свойств.
Замечания
Долговечность бетона не является инвариантной по отношению к характеру напряжённо - деформированного состояния. Влияние напряжённо -деформированного состояния рассматривается как важное обстоятельство, которое должно учитываться при прогнозировании долговечности железобетонных конструкций, так как бетон и арматура меняют свойства, находясь в напряженном состоянии.
Стойкость сжатого бетона воздействиям внешней среды несколько повышается, если уровень “силовых ” напряжении не превосходит нижнюю границу микротрещинообразования. При растягивающих напряжениях проницаемость бетона растет и его стойкость быстро уменьшается, разрушение может происходить при снижении прочности бетона на растяжение.
137
Реакция железобетонных конструкций при их длительной эксплуатации на влияние внешней среды отличается от последствия только силовых воздействий.
Долговечность бетонов железобетонных конструкций оценивается в широком диапазоне от 3- 10 до 500 - 700 лет, что свидетельствует о высокой чувствительности бетона в смысле его долговечности к условиям внешней среды, дефектам структуры и нагрузкам.
Опыты при разных типах воздействий на бетон, анализ поведения при эксплуатации железобетонных элементов, при совместном действии агрессивных компонентов внешней среды и статической нагрузки показали, что:
-	существующая очевидная связь стойкости бетона с напряжениями может быть объяснена влиянием последних на структурные характеристики, уровень дефектности и проницаемость;
-	в результате изменения свойств бетона существенно и необратимо меняются напряжённо - деформативное состояние в сечениях и важнейшие параметры элемента: размеры сжатой и растянутой частей сечения, их соотношение, уровни напряжений в них, положение равнодействующей усилий в сечениях, деформативность, прогибы и несущая способность.
С точки зрения долговечности арматура является важным и очень чувствительным элементом железобетонных конструкций.
Последствия коррозии арматуры проявляются в несколько иных формах, влияющих на характеристики эксплуатационного качества. Процесс коррозии может привести к уменьшению площади поперечного сечения арматуры, ее коррозионному растрескиванию и отслоению защитного слоя бетона.
При уменьшении поперечного сечения арматуры несущая способность снижается примерно в линейной зависимости, в то время как деформационные свойства и сопротивление усталости ( выносливость ) могут уменьшаться более существенно даже при незначительном уменьшении поперечного сечения.
Влияние трещин на долговечность железобетонных конструкций дифференцируется в зависимости от их характера. Важным фактором является роль микротрещин при обеспечении долговечности и надёжности железобетонных конструкций, наличие которых ускоряет коррозионные процессы. Оценки параметров структуры бетона показали, что” силовые ‘‘микротрещины, образованные от механических нагрузок, по своим размерам в ряде случаев близки или совпадают с “несиловыми микродефектами играющими, наряду с другими, наиболее важную роль при транспортировке реагирующих агрессивных компонентов внешней среды.
8 случае нормальных трещин шириной до 0,4 мм. процесс самозале-чивания, как результат отложения продуктов химических реакций, механической кальмагации, а также отходов ржавчины, может привести к тому, что 138
ограничивается скорость коррозии арматуры. С позиций долговечности толщина защитного слоя становится, невидимому, величиной более важной, чем влияние поперечных трещин шириной менее 0,4 мм, в то же время трещины, ориентированные вдоль арматуры, рассматриваются как более опасные из - за возможного отслоения бетона.
Стремление к уменьшению диаметра арматуры, которое при проектировании иетре щи нестойких элементов инженерных сооружений обычно реализуется с целью ограничить ожидаемую ширину раскрытия трещин и снизить возможность проникновения агрессивных газов или жидкостей, приводят к более высоким коррозионным потерям в поперечном сечении арматуры, несмотря на уменьшение расстояния между трещинами и ширины их раскрытия.
Климатические ( атмосферные ) воздействия разрыхляют структуру поверхностных слоев бетона, создают замкнутые микротрещины, которые, соединяясь друг с другом, образуют “ сквозную “ пористую систему, облегчая доступ последующим воздействиям агрессивных по отношению к бетону составляющих окружающей среды.
139
Глава 5. АНАЛИЗ МОДЕЛЕЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ДЛЯ ОСНОВНЫХ ДЕГРАДАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ В БЕТОНЕ И АРМАТУРЕ
5.1. Состояние вопроса. Исследование моделей долговечности для оценки срока службы
Взаимодействие конструкций и сооружения в целом с окружающей средой выражается посредством моделей внешних воздействий как важной составной части обшей расчетной схемы. Под внешним воздействием здесь понимается действие нагрузок, климатические, агрессивные и другие воздействия и их сочетания.
Рассматриваемые модели (полуэмпирические модели в терминологии В.В,Болотина [24,25] ) связывают скорости постепенного накопления повреждений с действующими силовыми и несиловьтми воздействиями.
Оценка долговечности железобетонных конструкций существенно зависит от правильности выбора модели, которая должна обладать способностью отразить влияние агрессивной среды на процессы, протекающие в структуре железобетона.
К деградационным моделям относятся математические выражения, которые описывают увеличение во времени уровня деградации вследствие накопления повреждений при изменении соответствующих расчётных параметров [55,107].
Де градационную модель можно представить в виде:
p(D) = D(x|;x};...x„U)	(5.1),
где д (D) - среднее дградации; xt; хг;...х„ -параметры материалов, железобетонных конструкций и окружающей среды, t - возраст конструкции.
Эти модели используются в расчёте долговечности в тех случаях, когда предельное состояние выражается через максимум деградации.
Существенным отличием расчетов сроков службы от традиционных расчетов несущей способности является, как отмечено в [55], введение в расчет скорости протекания процессов нагружения и изменения внутренних свойств железобетонной конструкции.
Практическая интенсивность износа, как правило, величина непостоянная, зависящая от времени.
Величина Г, обратная скорости деградации, характеризует сопротивление износу и является объективной характеристикой мероприятий, направленных на увеличение срока службы, в вероятностной форме имеет вид:
_ предельный уровень снижения износа
(^-2)-
140
где vp = vp + 1г,,У; vp - медианное значение скорости изнашивания, зависящее от типа конструкции и условий эксплуатации; и? - квантиль ( среднее значение величины отклонения, зависящее от заданной вероятности ) нормального распределения при заданной вероятности Р; vp - коэффициент вариации скорости износа.
Математическое выражение, показывающее снижение эксплуатационного качества, как функцию времени и расчётных параметров, называется моделью эксплуатационного качества. Модель эксплуатационного качества имеет вид;
= Р( x,;x,;...x„;/)	( 5.3 ),
где р гР/среднее эксплуатационного качества.
Этот тин модели используется при оценке долговечности, если предельное состояние выражается через минимум эксплуатационного качества.
Оба типа моделей могут быть рассмотрены на уровне материалов, конструктивных элементов иля сооружения в целом.
Де градационные модели дают возможность оценить изменения в материалах и железобетонных конструкциях, связанные с временем. Основные преимущества деградационных моделей: они могут помочь понять природу механизма деградации; их можно использовать для прогнозирования в широком диапазоне изменений расчётных параметров. Последние включают в себя; размеры железобетонных конструкций; свойства материалов; параметры окружающей среды и другие воздействия.
Когда известны максимальная деградация или минимальное эксплуатационное качество Р„„, то соответствующий средний срок службы может быть получен из следующих моделей:
р (^.)=ДЦ;^;....тя,£)тя)
или	(5 4 >
р	...
где р ftj- среднее значение срока службы.
Математическое выражение, которое показывает срок службы железобетонных конструкций как функцию различных расчетных параметров, называется моделью срока службы. Они могут быть получены из деграда-ЦМЛННЫХ МПГТППРЙ НИМ МГ>Л(*Т1(*Й ^ьгГ.ПГ^ятатттлпъгилгл	млгпо гТтта
имущество подхода состоит в том, что не требуется параметров или допущений для выбора типа распределения и, если используется линейное программирование, может быть сделан оптимизационный анализ для минимизации стоимости ремонта и составления расписания операций ремонта.
При прогнозировании долговечности железобетонных конструкций эксплуатационное качество - не всегда линейная функция деградации материалов, если в эту модель включён более чем один параметр. Модель эксплуатационного качества, используемая для оценки несущей способности железобетонной колонны, зависит от площади арматуры Л, и площади поперечного сечения бетона Аь. Поэтому модель деградации бетона и арматуры записывается в математических функциях or Ав которых ширина колонны и диаметр арматуры становятся факторами второго порядка.
Специфическая сторона обоснованного выбора модели состоит в том, что реальные процессы деградации являются сложными и нуждаются в дальнейшем изучении, поэтому модели рассматриваются как приближенные.
Кинетику коррозионного износа можно описать моделями коррозии, представляющими собой законы изменения положения границы между неповрежденной и пораженной коррозией частями сечения.
При исследованиях процессов коррозии бетона принято считать, что долговечность железобетонных конструкций определяется промежутком времени от формирования фронта химического превращения в защитном слое бетона до достижения им рабочей арматуры. Поэтому обычно принимается, что длительность безопасной эксплуатации железобетонных конструкций в агрессивных средах определяется продолжительностью продвижения фронта химического превращения в защитном слое бетона.
Прогнозирование долговечности железобетонных конструкций по одному из признаков реализуется применением деградационных функций, которые здесь описывают процесс послойного изменения свойств бетона защитного слоя и непосредственной коррозии арматуры.
Расчетным параметром, характеризующим износ, принимается глубина коррозионного повреждения, отсчитываемая от поверхности. В качестве таких параметров также используют уменьшение площади поперечного сечения, дополнительные эксцентриситеты, увеличение податливости сопряжений и других показателей повреждаемости, приводящих к снижению прочностных и деформативных характеристик сечений или конструкции в целом.
Известные экспериментальные и теоретические исследования по коррозии железобетона [1,2,3,4,9] показали, что важными параметрами при учете влияния агрессивной среды на железобетонные конструкции являются: а ) скорость проникания агрессивной среды в тело бетона; б ) глубина нейтрализации бетона агрессивным веществом, которое изменяет физико -механические свойства бетона и характеризует его защитные функции по отношению к арматуре;
144
в ) глубина разрушения бетона, через которую выражается уменьшение поперечного сечения конструкции при повреждениях бетона агрессивной средой.
Математические модели данного типа получили преимущественное развитие при изучении: а) скорости проникновения агрессивной среды в бетон; б) скорости химической реакции и физических процессов, и в разной степени они отражают закономерности деградационных процессов. В части моделей игнорируется роль напряженного состояния в конструкции или взаимодействие параметров. Для отдельных процессов, как коррозия, действия сульфатов, воздействие отрицательных температур и других деградационных процессов, контролируемых проникновением воды, солей, газов через бетон конвекцией или диффузией, разработаны модели, позволяющие прогнозировать срок службы бетона в конструкции по одному из признаков [1,47,50,29,30,100].
Вопросами моделирования коррозионных процессов занимались многие исследователи, число работ ио отношению к железобетонным емкостным сооружениям ограничено.
Полуслучайная модель коррозии для тонкостенных пространственных конструкций введена С А.Тимашевым [190], который в качестве статистической модели использовал так называемый веерный процесс вида:
h(f) = al	(5.9),
где а - случайная скорость коррозии, распределенная по некоторому закону Д«), / - неслучайный параметр времени.
Петровым В.В., Овчинниковым И Г- разработаны методы расчета конструкций, взаимодействующих с агрессивной средой. Здесь широко использована теория деградационных процессов и выделен ряд моделей: формы, материала, нагружения, а1'рессивной среды и наступления предельного состояния, которые включены в расчетные схемы конструкций [ 110].
В.Д. Райзером и его учениками развиты представления об износе как о воздействии, которое помимо детерминированной основы имеет характеристики, являвшиеся случайными величинами или случайными функциями [154-156]. Это обуславливает необходимость применения вероятностных методов. Установлено, что локальный тип коррозии существенно влияет на напряженно - деформированное состояние и устойчивость оболочек и в этой связи требует корректировки уравнений равновесия и разрешающих уравнений. Учет коррозионного износа в расчетах оболочек при различных типах процесса можно выполнить, рассматривая их как конструкции переменной во времени толщины. Особенности равномерного и неравномерного износа приводят к отклонениям толщины оболочки, имеющим случайную природу, поэтому изношенная поверхность представлена в виде случайного поля износа. В. Д. Райзером и А. Рафиком [155] предложен закон изменения толщины оболочки вследствие износа в виде
145

(5.10),
где: h(x,y) - случайная функция толщины оболочки; h„ - начальная толщина оболочки; </> (I) функция, характеризующая коррозионный износ во времени;
- случайное иоле, характеризующее коррозионный износ по поверхности оболочки.
Оценки расчетных сроков службы бетона в условиях деградации из -за выщелачивания извести при фильтрации воды, при действии кислот и сульфатов рассматривалась также В.М. Москвиным, С.Н. Алексеевым, В.П. Чирковым, Г.Т. Вербецким, Е.Л. Гузеевым. В. И. Новгородским, А.И.Попеско и другими.
Механизм и физические модели повреждений стен железобетонных цилиндрических силосов цементных заводов стран СНГ изучены и обоснованы Молодченко Г.А. Изменение эксплуатационных качеств в первые 5 - 8 лет эксплуатации объяснено влиянием внецентренного разгружения и комбинированным воздействием горячего сыпучего материала [102,103]
Развитию методов моделирования коррозионных воздействий для бетона посвящены работы Л.Невилля, М. Биби, 3. Базанта, Ф.Виттмана, Р. Дира, Фагелукда Б., Сомервилл Г., Туутги К., Хаккинена Т., Шисселя П., Везн-кари Е., Сарья А,, Е.Бильчека, Р.Дайяратнама, П.Мехта, М. Гупта, С. Модри Л. Паррота, Р. Клифтона и других учёных (13,14,38,43,55,54,77,105,96,97].
С практической точки зрения расчетная оценка скорости передвижения фронта коррозии наиболее часто находится, исходя из предположения, что скорость процессов коррозии лимитируется скоростью процессов диффузии газа в поровом пространстве бетона.
Диффузия диоксида углерода в бетон при допущении стационарности процесса впервые была сформулирована в 1955 г. А. Фиком и названа 1 -ым законом Фика [38,55].Этот закон устанавливает связь между глубиной карбонизации бетона и временем от момента изготовления конструкции.
Глубина карбонизации рассчитывается также по формуле Я.Б. Зельдовича.
Модель коррозии арматурной стали в бетоне для описания основной схемы повреждения этого типа предложена Тутти [55]. Она основана на последовательности коррозии, схематически показанной на рис.5.7, из которого следует, что процесс активной коррозии начинается после завершения инкубационного периода. Процесс инициируется диффузией ионов хлора на глубину арматурной стали из - за снижения pH поровой жидкости контактного слоя с арматурой, вызванной процессом карбонизации, или соответствующим действием того и другого.
Недостатком модели Тутти является то, что другие процессы переноса не охватываются этой моделью; процесс сорбции мог быть другим важным процессом, который, как и диффузия, следует зависимости t в степени 1/2.
146
Другим существенным ограничением модели Тутти является то, что напряжённо - деформированное состояние конструкции, существующее при её эксплуатации, не нашло отражение в процессе, описываемой этой моделью.
В дальнейшем рассматривается только эффект воздействия ионов хлора е период инициации и допускается, что диффузия является главным транспортным процессом. Продолжительность периода инициации в основном контролируется скоростью диффузии ионов хлора в бетоне защитного слоя. Одномерный диффузионный процесс следует 2-му закону диффузии Фика:
8 е, / д г = D8~ с, / 8 х1	(5.11)
где D • коэффициент диффузии, л -расстояние, i -время.
Согласно модели Тутти скорость коррозии контролируется: I) скоростью диффузии кислорода к катоду; 2) сопротивлением в порах, и 3) температурой. Период проникновения фронта агрессивных сред обычно значительно больше, чем 2-й период; отношение длительности первого периода к второму, например при оценке срока службы пролётных строений мостов, более 5-и. Следовательно, консервативная оценка срока службы может быть сделана, рассматривая только инкубационный период.
Общее решение уравнения Фика для бетонного элемента при п-0, приведено к виду:
С/Со = 1-ег/^=2	(5,12)
где erf- функция ошибок Гаусса; г ~ Dt/l.1'. t- время; е~ (L-x) / L; х- толщина защитного слоя, L - размер элемента; 1 - е = х / L.
Общий вид функции ошибок erf г- -jL- f е~‘ d: , табулированные
значения функции приведены, например, в таблице 18.8 - 10: Г.Корн, Е.Корн «Справочник по математике».
Задача была решена для случая, когда концентрация хлоридов С, на поверхности арматуры равна 0,4 % от массы цемента; концентрация ионов на поверхности бетона Со - 0,7 %; х= 50 мм; L =300 мм. С( рассматривалось при {=8. Анализ расчетов показал, что эффект защитного слоя пропорционален квадрату его толщины, то естьх2.
Аналогичные модели коррозии арматуры в бетоне, находившемся в условиях морской воды, были развиты 3. Базантом, а затем 3. Клифтоном для прогноза значений коэффициента диффузии ионов хлора и толщины защитного слоя [77].
Случай диффузии и химической реакции рассмотрен Лиангом М.Т. На основе одномерного линейного уравнения диффузии получено аналитическое решение, отражающее как процессы диффузии, так и химической реакции (Лианг МТ. -2001):
147
C(x,t)= Ci+(C?-C^erf'.
(5. 13),
где К - коэффициент химической реакции; С, - начальная концентрация хлоридов а бетоне; С. - концентрация хлоридов на глубине .г, t - время; - коэффициент диффузии.
В результате исследований, проведенных Бамфортом, разработан метод прогнозирования срока службы, в котором учтены параметры: уровень хлоридов на поверхности, хлоридпая коррозионная концентрация, эффективный коэффициент диффузии и толщина защитного сдоя.
Метод, основанный на предпосылке о продолжительности времени активизации арматуры, равной 75 годам, позволил с помощью номо!-рамм проектирования выбрать необходимые класс бетона и толщину защитного слоя, чтобы обеспечить гарантированную защиту при воздействии хлоридов. Для гарантированного обеспечения срока службы по этому показателю толщина защитного слоя бетона С 60, изготовленного на портландцементе, должна быть не менее 100 мм. При использовании добавок смешанного типа в виде зол уноса тот же результат получен при толщине слоя бетона С 50 - С 30, равной 50-75 мм.
Расчёт допустимого повреждения бетона в условиях коррозии I -го вида (выщелачивание извести при фильтрации воды через бетон ), был рассмотрен С.Н. Алексеевым в [1-3], используя следующее выражение:
Г = ^ИЛ;.,'С„.
(5.14),
где д,,„ - количество извести (СаО), которое может быть удалено из единицы объема без потери основных эксплуатационных качеств, г/см1; - количество воды, фильтрующее в единицу времени через единицу объёма бетона, см1; - средняя концентрация извести в воде за время службы железобетонной конструкции; г -продолжительность времени фильтрации воды до достижения предельно допустимого выноса извести, равная безопасному сроку службы сооружения.
Методика оценки изменения прочности и де формативност и бетона железобетонной конструкции при воздействии переменных температур, влажности разных уровней, вида и уровней напряжённого состояния и степени агрессивности среды разработана В.О.Алмазовым [4,5], вначале применительно к проектированию ледостойких платформ, а затем и других конструкций. Линейное накопление повреждений в бетоне вследствие комбинированных воздействий внешней среды и нагрузок учтено, по предложению В.О.Алмазова, коэффициентом надёжности в виде:
Г =	Z[Cr + "Mw	(5. 15)
148
5. 2. Модели долговечности для отдельных деград анионных процессов
Общая схема распределения зон повреждений при взаимодействии бетона с кислыми средами, вызывающими его “ нейтрализацию “ (Рис. 5.2} предложена С.Н. Алексеевым [2] и применительно к проблеме расчета железобетонных конструкций, одновременно подверженных коррозии бетона и арматуры, рассмотрена А.И.Попеско [120].
Практическая модель для оценки толщины слоя при его карбонизации и / или проникновения ионов хлора, а так же коррозии арматуры предложена С.Бобом (Рис. 5.3).
Рис. 5.2 Схема взаимодействия бетона с кислыми газами:1 - слой, нейтрализованный SO,, НС1, С1^; 2 -слой, карбонизированный газом СОт; 3 - нормальный слой
СО; в или СГ
Уелоки я оиружаклцгй с-редье: температура;
Состаигииощис бегона
СО, ‘СаСО, С1~ . Хлорал юмипат
влажность
Рис. 5.3. Теоретическая модель взаимодействия бетона железобетонной конструкции при карбонизации и / или в присутствии ионов хлора [23]
Анализ скорости коррозии выполнен здесь на основе вероятностного метода и статистик параметров процесса. Достоверность модели обоснована удовлетворительным совпадением расчетных значений слоев коррозии бетона и арматуры с данными оценки долговечности изгибаемых и сжатых элементов существующих железобетонных конструкций, срок эксплуатации которых составил от 14 до 80 лет..
Рассмотренные ниже модели обладают тем преимуществом, что позволяют минимизировать погрешности, связанные с их приближённостью и поэтому оцениваются как наиболее предпочтительные для включения их в Евронормы [61].
149
5.2.1,	Действие отрицательных температур. Виды деградации
Под действием отрицательных температур понимается ослабление или нарушение сплошности поверхностного слоя бетона в результате повторяющегося замораживания и оттаивания, которое наблюдается во влажных и морозных условиях в форме снижения прочности бетона, дезинтеграции и полной потери материала вблизи поверхности.
Задача рассмотрена для случая действия отрицательных температур и других видов деградации поверхностных слоев бетона под воздействием климатических ( погодных ) условий. Предполагается, что сопротивление бетона повторяющемуся замораживанию и оттаиванию зависит от других свойств бетона, таких как его класс по прочности, морозостойкость, проницаемость, объём воздуха в порах и других. Скорость роста повреждений здесь зависит не только от качества бетона, но так же от агрессивности условий окружающей среды.
5.2.1.1.	Моделирование повреждений бетона при действии отрицательных температур.
В явном виде повреждения проявляются в снижении прочности бетона в поверхностных зонах железобетонных конструкций. Модель, отражающая степень снижения прочности бетона, имеет вид [55]:
fAd) = f\t I 5 1 j |	(5.16),
( I \ “ / J J
где_/€/d) - нормативное ( характеристическое) значение прочности бетона иа глубине </; нормативное ( характеристическое ) значение прочности неповреждённого бетона; d - глубина рассматриваемого слоя от поверхности; Н - глубина влияния; tj - коэффициент, зависящий от числа циклов повторяющегося замораживания и опаивания ( или времени ).
В расчетах конструкций снижение прочности бетона в поверхностных зонах может быть приведено к уменьшению сопротивления бетона по всему сечению или к уменьшению расчётной площади поперечного сечения бетона.
Скорость процесса оценивается уравнением ( Везикари, 1995 ):
г =	(А + 8) М	(5-1 7)
dm’ 1'W' agp \Jfit S	\	/
{5.18),
где г - скорость дезинтеграции ( потеря конструктивно эффективного бетона, мм/ год); ceHV - коэффициент влияния окружающей среды; сС1|Г - коэффициент, зависящий от характеристик ухода ( обработки ) бетона; а  объём вовлечённого воздуха в %;/*- характеристическое значение кубиковой прочности неповреждённого бетона на 28 день в МПа; s - потеря конструктивно эффективного бетона при снижении прочности бетона в поверхностных зонах сечений железобетонных конструкций*. et.wr. - коэффициент, зависящий от характеристик ухода за бетоном, находится как 150
с™ 0,85 + 0,171ogl0< d)	(5 |9)’
где d- время ухода за бетоном в днях. Коэффициент ^^определяется как _	__________1_______________
“ 1-0,045Р у-0,008р „-0,001 р „	(5-2°)’
гдеpsf~ объём добавок кремнезёма но отношению к полному весу связующего (%); a plt и pjj соответственно объёмы добавок доменных шлаков и золы уноса (%).
Коэффициенты ceml c,.ur cagc выполняют функции калибровочных коэффициентов для корректировки несоответствия между эффектом негативного воздействия внешней среды на опытные образцы и на реальные конструкции.
Данная формула рассматривается как консервативная но отношению к прочности бетона, так как фактический эффект уменьшения сопротивления бетона выше, чем предлагаемый по (5.16). Коэффициент влияния окружающей среды оценивается по данным таблицы 5.1.
Классификация условий и значения коэффициентов влияния окружающей среды при действии окружающих температур [55 [.
Таблица. 5.1
Класс	Условия	Значение коэффициента влияния окружающей среды
1	Очень суровые: мороз, снег, лсд, большое число циклов замораживания и оттаивания, солесодержащие грунтовые воды; колебания температуры и влажности с диапазоном 60 г 5 -	80 -160
2	Суровые: морм, снег, ледг большое имело циклов замораживания и оттаивания, постоянный контакт с водой ( без хлоридов), колебания температуры и влажности с диапазоном 60 ±10'.	40-80
3	Средине: нормальные условия на открытом воздухе, эффект замораживания и оптаивання; колебания температуры н влажности с диапазоном 60 ±]0\	2(М0
4	Благоприятные; отсутствие эффекта замораживания и оттаивания	<20
5.2.2.	Поверхностный износ. Формы износа.
К поверхностному износу железобетонных конструкций относятся различные типы механизмов влияния погодных условий при эксплуатации конструкции на открытом воздухе, за исключением влияния отрицательных температур. Эти механизмы включают температурные флуктуации и флуктуации влажности, растворение и вымывание минералов из бетона и физическое действие солей.
151
Колебания дневных температур, особенно на поверхностях, находящихся на солнечной стороне, способствуют образованию трещин на концевых участках конструкций. Циклы увлажнения и высушивания из -за климатических колебаний влажности сопровождаются ростом пористости и проницаемости бетона, видимых трещин из -за несовместимости деформаций крупных заполнителей с цементно - песчаной матрицей. При контакте воды с поверхностью бетона происходит также вымывание минералов с участием газов и ионов, таких как СО;, SO; и Mg, при этом текущая вода повышает скорость этих потерь.
Разрушение бетона при попеременном насыщении раствором солей и высушивании характеризуется многообразием механизмов и ассоциируется с кристаллизацией солей в порах бетона. Эти механизмы обычно включают капиллярный подсос грунтовых вод, содержащих соли, или морской воды, благодаря чему в порах и полостях прорастают кристаллы солей после испарения влаги. Аналогичный механизм имеет место при расширении и усадке кристаллов в результате процессов гидратации и дегидратации, вызывающих трешинообразование и нарушение сплошности бетона.
5,2.2.1.	Моделирование поверхностного износа.
Этот вид деградации поверхностных слоев бетона характеризуется уменьшением несущей способности конструкции и оценивается через потерю эффективного поперечного сечения бетона или через снижение сопротивления. Для среднепрочных и высокопрочных бетонов с гарантированным сопротивлением 30-100 N / кв.мм скорость потери эффективного конструктивного сечения бетона рассматривается как постоянная величина, пропорциональная степени сопротивления сжатию. Чтобы оценить этот вид деградации, было использовано уравнение Рилайявара ( 1994 ) [55].
г =	(5.21)
где г- скорость дезинтеграции ( потеря конструктивно эффективного бетона, мм/год); - коэффициент, зависящий от характеристик ухода (обработки ) бетона; сгтг - коэффициент влияния окружающей среды; ,/ti - характеристическое значение Кубиковой прочности бетона.
Значения коэффициентов влияния окружающей среды приведены в таблице. 5.2 [55].
Выражение для определения коэффициента ухода за бетоном имеет тот же вид, как для модели в случае замораживания и оттаивания.
5.2.3.	Коррозия арматуры
При определенных условиях окружающей среды стальная арматура имеет склонность к коррозии. Образованию и развитию такого рода повреждений способствует влажная воздушная среда железобетонных конструкций.
152
Классификация условий и значения коэффициентов влияния окружающей среды при поверхностном износе
Таблица 5.2
Класс	Условия	Значение коэффициента влияния окружающей среды
1	Очень суровые: размах температур 20 ±10 ; конструкция	с	капиллярным	подсосом; солееодержащнс грунтовые волы; колебания температуры н влажности.	100 000- 500 000
2	Сурояые: конструкции с капиллярным подсосом; сопесодержащие грунтовые воды; колебания температур 40 ±10 , колебания температуры н влажности	10000^ 100 000
3	Нормальные условия на открытом воздухе, небольшие климатические изменения с колебаниями температур 40 ±Ю .	1000-10 000
4	Благоприятные: постоянно сухой воздух, нет прямых солнечных лучей	«юоо
Для железобетонных конструкций с неналрягаемой арматурой характерно постепенное разрушение, отдельные признаки которого, например, в виде изменения цвета бетона, шелушения и продольных трещин в бетоне защитного слоя, могут достаточно легко контролироваться.
Для конструкций с напрягаемой высокопрочной арматурой, которая имеет склонность к хрупкому обрыву, то есть более опасной форме разрушения, коррозия арматуры имеет локальный характер наиболее часто со стороны, противоположной защитному слою, что затрудняет определение её фактического состояния. Поэтому для выбора критериев проектирования конструкций с напрягаемыми или ненапрягаемыми арматурными стержнями рассмотрен различный подход.
Одной из основных причин этих повреждений является слабое защитное дейст вие бетона из -за отклонений в толщине защитного слоя и снижения его плотности.
S.2.3.1,	Бетон как защитный материал для арматуры
Совместная работа бетона и арматуры частично основана на том, что бетон обеспечивает химическую и физическую защиту арматуры от коррозии, Химический эффект бетона выражается в его щелочности, которая побуждает к образованию окисленного (пассивационного) слоя на поверхности арматуры, предохраняющего от продвижения коррозии. Физический эффект заключается в роли бетона как барьера по отношению к агентам, которые способствуют коррозии, таким как вода, кислород и хлориды.
Как показывают обследования и материалы международных конференций f 12,23,33,79,52], наиболее интенсивные повреждения, связанные с
153
воздействием агрессивных внешних сред, вызываются углекислым газом, образующим кислоты при растворении в конденсате, несвязанной поровой жидкости или в виде водных кислотных растворов, а также хлоридами.
Воздействие агрессивной среды приводит к появлению наведенной и изменяющейся с течением времени неоднородности свойств по объему или по поверхностным участкам железобетона, особенно в зоне защитного слоя. Эти изменения носят необратимый характер.
Деградация бетона может быть представлена также как снижение эксплуатационного качества конструкции. Параметром качества бетона в конструкции является его проницаемость, которая в конкретных условиях окружающей среды зависит от пористости структуры.
Проницаемость защитного слоя бетона при эксплуатации конструкций, которая в значительной степени определяется микро- и макротрещинами или начальными дефектами его структуры, является одним из важных факторов, способствующих коррозионному поражению арматурных стержней.
Диффузия О2 в бетон возможна только в порах, наполненных воздухом, поэтому для полностью погруженных частей конструкций нейтрализация в форме корбонизации не рассматривается.
Поэтому наиболее важными химическими изменениями в защитном слое бетона, по-видимому, являются его нейтрализация из-за карбонизация бетона при диффузии СО_, в его поры и проникновение агрессивных анионов, особенно таких как хлориды.
Кинетика процесса карбонизации бетона описывается первым законом Фика, в соответствии с которым дается оценка глубины нейтрализации бетона:
х - глубина карбонизированного слоя; эффективный коэффициент диффузии углекислого газа в карбонизированном бетоне, см.кв /секунда; Сп - концентрация углекислого газа у наружной поверхности бетона (относительная величина по объему ); тп - количество углекислого газа, поглощенного единицей объема - реакционная способность ); t - время, с.
Расчетная формула (5.22) исходит из предположения, что доминирующим является процесс диффузии углекислого газа в поровом пространстве ( при низкой концентрации углекислого газа или высокой степени водо-насыщеяия бетона ).
Болес поздние исследования В.Б.Гусева, А.С.Файвусовича, В.Ф.Сте-пановой, М.К.Розенталя показывают {49], что скорость коррозии бетона сильно зависит от степени заполнения пор жидкой фазой и лимитируется процессами массопереноса в жидкой ((Щ£= 0 - 0,8) и газообразной ( й)/в = 0,8 - 1,0) фазах, и - объемное влагосодержание бетона; е - коэффициент по-154
ристости бетона. Если учитывать фактические значения коэффициентов диффузии и концентрации углекислого газа в газовых и жидких средах, то в условиях нестационарных влажностных полей координата подвижной границы фронта химического и фазового перехода задается как
^{/) = а7г	(5.23)
Здесь а - коэффициент, характеризующий скорость процессов коррозии ( карбонизации), определяется как [49]:
а=
^„+€.(1-^/2)
(5.24);
 конечное ( полное ) значение коэффициента пористости бетона; 1У - коэффициент степени запоя нения пор водой, зависящий от влажности газовоздушной среды, fK=l при полном заполнении пор.
При высоком заполнении пор водой ( W< 0,8; <р <0,95 ) практически возможно исключение газовой коррозии бетона и характеристика скорости коррозии име'ет вид:
[ityCf.JV
а,= 1--------—	(5.25),
V mu
где fy- эффективная пористость; б} - концентрация агрессивного компонента в жидкой фазе; D, - молекулярный коэффициент диффузии в жилкой фазе.
При IV > 0.8 и <р < 0,95, то есть преимущественно газовой коррозии
^СА/(1-ИО
(5.26)
Для условий стационарной влажности
Приближенное значение тд можно найти по формуле [Харьковский ПСП, 1990]:
жа = 0,4С	(5.28),
где /]. =0,6 - степень карбонизации бетона ( отношение СаО, связанного в карбонат к общему количеству СаО в цементе ); Gc- количество цемента на 1 куб.дм бетона; Рсм - относительное содержание СаО в кальцийсодержащих соединениях в Цементе.
Привлечение структурных, массообменных, кинетических характеристик физических и химических процессов коррозии бетона позволили установить ограниченность используемых в настоящее время формул простого типа: величина ошибки достигает более 30%. Перемещение фронта коррозии во времени в координатах £ и Vr характеризуется зависимостью, близкой к экспоненциальной; - координата подвижной границы.
155
Классификация математических моделей коррозии бетона на основе анализа структуры уравнений, описывающих явление переноса, дана в [49]. В классификации отражены: вид конечного состава продуктов реакции; выполнен учет степени водонасыщен йога порового пространства.
Предельное значение глубины повреждения поверхностных слоев бетона за 50 лет эксплуатации регламентировалось ранее действующем руководством по определению скорости коррозии цементного камня, раствора и бетона в жидких агрессивных средах ( М.: Стройиздат, 1978 г.), для следующих сред: I см, - для неагрессивной; 2 - 4 см - для слабоагрессивной; более 4-х см _/для сильноагрессивной. Ориентировочная оценка скорости коррозии бетона для незащищенных конструкций, обоснованная натурными исследованиями, приведена в работе [2].
Скорости коррозии поверхностных слоев в мм / год по результатам трехлетних натурных обследований, лабораторных испытаний и экспертной оценки представлены в таблице 5.3.
Скорости коррозии бетона
Таблица 5.3
Степень агрессивности среды	Глубина разрушения поверхностного слоя бетона» мм/год	Среднегодовая потеря несущей способности при эксплуатации конструкций» %	
		подземных	несущих и ограждающих
Слабая	До ОД	3	5
Средняя	0,4 - |р2	5	10
Сильная	1,2	8	15
В таблице 5.6 даны средние скорости проникания агрессора полученные через значения глубины разрушения при различных водоцементных отношениях бетонов на портландцементе, экспериментально установленных для расчетного срока службы в 50 лет. Таблица составлена по материалам публикации В. М. Бон дарен ко, В. Н. Прохорова, В.И. Римшина [30].
Н.К. Розенталем (НИИЖБ Госстроя РФ) получены оценки скоростей коррозии в водной и газовой средах за длительный период эксплуатации сооружений (10-50 лет). Коррозия 1 вида в водной среде: питьевые резервуары, платины и мосты на чистых реках: 5 -10 мм за 50 лет; коррозия [I вида - до 1 см/год; коррозия II! вида - до 10 см за 50 лет для бетонов с низкой проницаемостью.
Коррозия в газовых средах: углекислая среда при возрасте бетона 50 лет: 5-10 см для бетонов с высокой проницаемостью (W<4); 1-2см для бетонов с W4 и выше; серосодержащая среда: от 0,1 см/год до 1,0 см/год в зависимости от степени концентрации газов; хлоросодержащие среды; 1-2 см за 10 лет.
156
5.2.3.2.	Моделирование коррозии арматуры
Кинетику развития процессов коррозии арматуры в бетоне железобетонной конструкции можно представить несколькими вариантами. Эти варианты отличаются различными скоростями коррозии, а также периодами времени, необходимыми для достижения арматуры фронтами карбонизации или хлоридной агрессии и называемыми инкубационными. Инкубационный период хлоридной агрессии включает продолжительность диффузии ионов хлора через бетон защитного слоя и время повышения их концентрации до критических (пороговых) значений; достижение этого уровня - одно из условий начала процесса коррозии арматуры. Инкубационный период карбонизации может определяться временем поступательного перемещения фронта карбонизации через защитный слой до рабочей арматуры, с последующей депассивацией и началом коррозий арматуры. При моделировании коррозии в формате метода предельных состояний арматуры могут быть предложены два предельных состояния по долговечности конструкций.
Первое предельное состояние определяет завершение срока службы конструкции в том случае, если арматура депассивирована. Этот положение используется в случае, если:
а ) сохраняется высокая неопределённость в отношении скорости и периода проникновения агрессивной среды при локальной коррозии;
б ) коррозия вызвана влиянием хлоридов.
Срок службы здесь ограничивается только периодом инициации, то есть временем, необходимым для достижения агрессивными компонентами поверхности арматуры и индуцирования депассивации.
Это правило применяется к предварительно напряженным арматурным сталям, в связи с тем, что напряжения растяжения в стержнях и канатах обычно высоки, поэтому с позиций гарантии безопасности не допускается уменьшение площади поперечного сечения арматуры. Поверхностная коррозия в этом случае повышает риск неконтролируемого образования трещин, вызванных коррозией. Предварительно напряженная высокопрочная проволока при действии агрессивных компонентов проявляет тенденцию к хрупкому разрушению без заметного уменьшения площади поперечного сечения. Коррозия развивается в очень малых поверхностных трещинах, поэтому образование трещин в напрягаемой арматуре принято считать неприемлемым.
При условии, что коррозия арматуры непосредственно не рассматривается, срок службы находится как
4 = te	(5.29),
где I, - срок службы; t0 - время инициации коррозии.
Второе предельное состояние относится к случаю образования трещин в защитном слое бетона, вызванных продуктами коррозии арматуры
157
(оксидами). Этот подход применяется в тех случаях, когда общая коррозия вызвана карбонизацией бетона. Опытные данные, характеризующие связь между толщиной слоя продуктов коррозии Д</ и шириной раскрытия трещины в бетоне появившейся под давлением 3301-0 слоя в результате коррозии, по материалам А.И.Попеско [120], приведены на рисунке 5.4.
Рис. 5.4 Зависимость - Дг/ [120]
В этом случае в срок службы включается определённый период проникновения коррозии, в течение которого поперечное сечение арматуры уменьшается, её связь с бетоном ослабевает и эффективное сечение железобетона сокращается вследствие отслоения защитного слоя. Продолжительность срока службы определяется временем образования продольных трещин в защитном слое бетона и определяется как сумма времени инициации и времени трещи необразованна в защитном слое бетона до заданных пределов:
+ h	(5.30)
где tj- время образования, распространения и развития трещин.
Принято, что период tf завершается при достижении заданных, максимально допустимых, значений потерь в площади поперечного сечения, характеристик сцепления или ширины раскрытия трещин.
При наличии трещин, появившихся до начала эксплуатации конструкции, срок службы определяется временем инициации fy, более коротким, чем в случае работы защитного слоя бетона без трещин или при 0. В этом случае:
tL = h	(5.31)
где Г/ - время свободной коррозии.
Для моделирования коррозионных процессов в арматуре используются характеристики: параметра поврежден пости ^дубина разрушаемого слоя или скорость коррозии), напряженно-деформированного состояния конструкции, взаимодейсвующей со средой.
Классификация моделей коррозии металла предложена ИТ. Овчинниковым, а также содержится в работах В.Д. Райзера [110,154].
158
5.2.3,3 Модели для оценки периодов инициации tn и развития ti-
Время инициации коррозии определяется по формуле, основанной на втором законе диффузии Фика [55]:
С1к= С,
(5.32),
где С,Л - критическое содержание хлоридов на глубине; С, - концентрация хлоридов на поверхности бетона; erf - функция ошибок; с - толщина защитного слоя; ta - время инициации коррозии.
Формула может быт ь упрощена, если вместо erf использовать параболическую функцию:
(5,33)
(5,34)
Тогда	.	,2
_ 1 I с МйслГ
Ряд национальных норм и стандартов [33,59] ограничивают предельные значения содержания хлоридов и устанавливают значения CI не выше, чем 0,4% от веса цемента для железобетонных конструкций и 0,2% для предварительно напряженных железобетонных конструкций (соответственно 0,05%- 0, 07% и 0,025% - 0, 035% от веса бетона).
По данным натурных испытаний [188,1 89,198] соответствующие предельные концентрации С, ограничиваются значениями 0,3% - 0,4% от веса бетона. Коэффициент диффузии принимается равным I0'71C scm2/c.
Начальный период коррозии определяется как время, необходимое для завершения карбонизации защитного слоя бетона. В ряде работ [38,29,14] допускается, что глубина карбонизации может быть выражена зависимостью как корень квадратный от времени:
d = К; Г1'2	(5.35),
где d -глубина карбонизации за время <; Кс -коэффициент карбонизации; г время или возраст. Время инициации коррозии может быть определено как:
Аналогичная формула предложена А.И. Попеско [120].
Коэффициент карбонизации зависит от сопротивления бетона, вида вяжущего, состава цемента и параметров окружающих сред ( влажности и температуры ). Существует несколько различных моделей скорости карбонизации; П. Шисселя, Баккера, Туутти, Фагерлунда, Д.Сомервиля, Хаккине-
159
на, Паррота [551, Для описания глубины карбонизации Р. Шнсселем (1976) получена следующая формула, основанная на первом законе Фика:
2Д(С, -С;)Г а J
(537),
где х -глубина карбонизации в м.; а - значение ( объем ) щелочной субстанции в бетоне; Dt - эффективный коэффициент диффузии для СО, при заданном распределении влажности а порах (м3/с),С, - С2 - разница концентрации СО; между воздухом и фронтом карбонизации (кг/м’); 1 - время.
Согласно Хаккинену [55], глубина карбонизации может быть определена, используя следующую зависимость:
К-с~^errv catr	(538)
где ст - коэффициент влияния окружающей среды; cJ(r - коэффициент содержания воздуха;/с„ - среднее значение кубиковой прочности бетона при сжатии в МПа; a. h- параметры, зависящие от состава вяжущих.
Характеристическое значение гарантированной прочности бетона при сжатии здесь определено с учетом среднего значения кубиковой прочности по следующей зависимости ( СЕВ, 1988):
(539)
Для оценки толщины слоя нейтрализации бетона при воздействии углекислых сред на основе рассмотрения проницаемости кислорода в бетоне Парротом (1992) получена формула:
, 64К°Д
(5.40)
где К -кислородная проницаемость бетона при 60 % относительной влажности; I- время: с- содержание щёлочи в цементе; п- коэффициент.
Скорость коррозионного процесса в защитном слое бетона является функцией главных факторов, влияющих на данный процесс в периоды инициации и непосредственной коррозии.
На стадии проектирования долговечности бетонных и железобетонных конструкций в основных требованиях Евроиорм выделены следующие доминирующие факторы: водоцементное отношение, минимально допустимые расход цемента и содержание вовлеченного воздуха, сопротивление составляющих бетона замораживанию, вид цемента и величина защитного слоя бетона.
Исследования последних лет [23] обозначили, что в этих условиях толщина защитного слоя бетона а сильной степени зависит от трех базовых факторов: сопротивления бетона сжатию, параметров окружающей среды и требований к сроку службы.
Использование сопротивления бетона сжатию, как детально изученного фактора, влияющего на долговечность, было выбрано потому, что в 160
нем отражены такие характеристики, как качество и расход цемента, водо-цементное отношение, характеристики заполнителей, условия изготовления и укладки. В рамках существующей практики толщина защитного слоя бетона нормируется в зависимости отего класса. Кроме того, сопротивление бетона сжатию является основным критерием при оценке качества бетона на стадии проектирования конструкций.
Формула (5.39) дает приближённое представление о процессе, её применение ограничивается только постоянной и низкой влажностью.
Для оценки глубины проникания газовоздушной агрессивной среды в бетон С, Бобом [23] предложена зависимость:
X = (150Krf/	(5.41),
которая получила значительное экспериментальное обоснование путем сравнения результатов расчета с реальными повреждениями конструкций со сроком эксплуатации от 14 до 80 лет.
Здесь среднее значение глубины проникания, К - параметр окружающей среды, d - параметр, отражающий процент содержания СО, в воздухе, t - время в годах,/- характеристическое сопротивление железобетона сжатию для образцов цилиндрической формы (N/кв. мм.).
В таблицах 5.4-5.5. даны численные значения коэффициентов с, к и d, входящие в (5.41) в зависимости от параметров агрессивной среды при нейтрализации бетона СО, и при воздействии хлоридов С1.
Значения коэффициентов с, к и d при нейтрализации бетона кислой средой
Таблица 5.4
Тип цемента	Р 55;50	Р45:40	Ра35	МЗО	F25
с	0.8	1.0	1.2	1.4	2.0
к -условия окружающей среды					
Условия окружающей среды		Внутри помещения	Вне помещения		Мокрый бетон
			С защитой	Среднее	
RH, %		<60	70-75	80-85	> 90
К		1.0	0,7	0,5	0,3
d - концентрация СО;					
СО, в	%	0,03		1.0	
	g/m куб	0,36		1.2	
d		1.00		2.0	
161
Значений коэффициентов с, к и d при воздействии ионов хлора С!
Таблица 5.5
Тип цемента			Р I Ра35		ИЗО	F25
С			1.0 1 0,9		0,75	0,67
к -условия окружающей среды						
Условия окружающей среды		Значение к= к, к.				
Температура	С"	0 -5	5- 15	15-25	25-35	35-45
	к,	0,67	0,75	1,0	1,25	1.5
RH, %	%	50	85		КЮ	
	к,	0,75	1,00		П.75	
d - концентрация С1						
Концентрация на поверхности. %		0	20	50	65	85
d		2,00	1 ,(Ю	0,50	0,33	Г 0,16
Примечания: I ) Р - портландцемент; Ра, М, ОРС  портландцемент с добавками смешанного типа, соответственно равными 15 %, 30 % и 50 %;
2) концентрация в % на поверх пости представляет критическое значение концентрации хлоридов, примерно О, 2 % пт ясеэ цемента при нейтрализации бетона и соответственно 0,4 % - для бетона, не пораженного агрессивной средой.
Другие формулы для определения средней глубины карбонизации, основанные на данных о влиянии сопротивления бетона сжатию, были предложены Д. Парротом (1987):
т = >/52 Ir ехр(-0,05 fr ,8)
н Р.Дювалем (1992):
X = (--!= - 0,0б7зб5?)
2.1^
(5.42)
(5.43)
Если границей предельного состояния будет принято предельно допустимое снижение радиуса армагуры, то второй период тогда может быть определен как (Алонсо, К. Андграде ):
(| _	(5.44)
Г
где /j - время коррозии в годах; • максимальная потеря радиуса арматурного стержня, г- скорость коррозии в бетоне, мм/ год.
В случае общей коррозии арматуры время образования трещин в защитном слое бетона может быть аппроксимировано зависимостью, основанной на предельно допустимой величине уменьшения радиуса кривизны арматурного стержня при трещи иообразовании защитного слоя бетона (Си-смене, Врувенвельдср, Ванденбукель);
t ,=80 —	(5.45)
Dr
где С - толщина защитного слоя бетона, мм,; D - диаметр стержня ( мм,); г - скорость коррозии бетона.
162
Так как скорость коррозии в значительной степени зависит от относительной влажности и температуры, для разных температурных условий скорость коррозии арматуры в бетоне может быть оценена, используя формулу:
Г = ст	(5x46)
где с'у - температурный коэффициент; г0 - скорость коррозии при +20 °C.
Процессы коррозионных потерь металла в различных средах и арматуры в бетоне имеют общую феноменологическую основу. Коррозионное уменьшение сечения арматурного стержня в плотном бетоне, а также в бетоне с силовыми трещинами, согласно предложению Л.Я Цикермапа [110,154], можно аппроксимировать выражением
<5, =й'„(1-е,;т)	(5.47)
или
=^г/(Т+т)	(5.48)
где - глубина слоя коррозионного разрушения, т - время воздействия среды, Т- константа
5.2.3.4. Продолжительность периода коррозии арматуры в трещинах бетона.
ОпределеЕше скорости коррозии в трещинах представляет проблему, которая еще не нашла исчерпывающего решения.
Скорость коррозни стержневой или проволочной арматуры характеризуется глубиной пораженного слоя в единицу времени, мм / год, и зависит от рядя факторов: степени азрессивиости и температуры среды, водоцементного отношения, раскрытия трещин, периодического изменения влажности, Для конкретных условий эксплуатации скорость коррозии арматуры определяется экспериментально.
Если защитный слой бетона получил трещины в начальный период эксплуатации конструкции вследствие усадки или механических напряжений или перемещений и ширина раскрытия трещины превышает 0,1-0,3 мм, то коррозия арматуры в трещинах бетона может начинаеться без какого -либо периода инициации. Тогда ограничения для минимального диаметра арматурных стержней или соответственно максимальной глубины коррозии рекомендуется устанавливать, исходя из практики проектирования в зависимости от типа и расположения арматуры, а также напряжений в ней.
Продолжительность периода локальной коррозии арматуры в трещинах бетона определим как:
(5-49) или
где t|- время проникновения коррозии в трещинах; г- скорость коррозии в трещинах; дтах - максимально допустимая глубина коррозии;  минимальный диаметр арматурного стержня.
163
При допущении, что средняя скорость коррозии арматуры в этом случае имеет такой же порядок разброса, что и в случае бетона без трещин, рекомендуется использовать для вычислений следующие средние значения скоростей коррозии в трещинах ( К. Андраде, 1994 ):
I) если единственным агрессивным воздействием окружающей среды является карбонизация: при значении относительной влажности R.H -90-98% скорость коррозии рекомендуется принять 5 -10 < ц м/год; при R.H < 85% скорость коррозии < 2 fj м/год;
2) при воздействии хлоридов: при относительной влажности R.H-100% скорость коррозии должна быть < 10 р м/год; при RH- 80 - 95 % - скорость коррозии составляет 50-100ц м/год; при RH< 70% скорость коррозии ограничивается величиной < 2 fj м!тоя.
При скорости коррозии до 5 м / год на любом участке арматуры снижение эксплуатационных качеств железобетонных конструкций рассматривается как несущественное [59].
В таблице 5.7 содержатся данные о средних скоростях коррозии арматуры для разных условий окружающей среды, предложенные С. Боб ом 123]. Анализ этих данных показал, что скорости коррозии арматуры в высокой степени зависят от колебаний влажности и температуры среды: размах колебаний значений скорости коррозии составил от 0,04 - 0,05 мм / год до 1,8 - 2,04 мм / год, в среднем в 43 раза. С учетом этого при назначении расстояния между средними и характеристическими значениями скорости коррозии арматуры назначены равными двум стандартам, то есть 2 S.
Скорости проникания агрессивной газовоздушпой среды ( НС I), по данным [30]
Таблица 5. (>
Концентрация HCJ		Скорость разрушения И* = Z' /50 и мм/ год при В / Ц			
Относительная	Абсолютная, г / л	0,4	0,5	0,6	
0,1	3,0	1,72	1,84	1,94	2,04
0,01	0,3	0,54	0,58	0,60	0,64
0,001	0,03	0,172	0,184	0,194	0,204
0,0001	0,003	0,054	0,058	0,06 0	0,062
По данным [59], эффективный коэффициент диффузии углекислого газа в трещине шириной в 0,2 мм равен коэффициенту его диффузии в воздухе, равному D-0,14 см.кв/сек. Это значение примерно на три порядка выше величины коэффициента диффузии в бетоне средней плотности, не имеющем трещин (D = 104 см.кв / сек ).
164
Средние значения скоростей коррозии арматуры
Таблица 5.7
Условия окружающей среды	Влияние скорости коррозии	
	Количественная характеристика	Значение Ус,мм. / гпд
Внутри помещения	Отсутствие следов коррозии при RH < 60 %	-
Открытая поверхность	Незначительная скорость коррозии в стандартных атмосферных условиях	0,04
а не помещения	Средняя скорость коррозии в условиях промышленной среды	0,10
Интенсивные воздействия среды	Высокая скорость коррозии в условиях присутствия солей	0,20-0,30
	Очень высокая скорость при сложных и интенсивных агрессивных воздействиях	0,60- IJJO
Для конструкций резервуаров скорость коррозии бетона 1 - го вида, при которой происходит растворение компонентов цементного камня и вынос извести, характеризуется коэффициентом фильтрации Кф, см ./сек. С помощью этого коэффициента устанавливается допустимое суммарное количество гидроокиси кальция, удаление которого существенно не нарушает ЕфОчность бетона.
Для сроков службы не менее 100 лет, как показали расчеты для практически реальных условий коррозии I -го вида [ Алексеев, Шиссель ], и возможного содержания цемента в бетоне, толщины конструкции, градиентов iianopa и концентрации извести в фильтрующей воде, практический ин герес представляют бетоны с коэффициентом фильтрации Лф=- 10 6 - 10 |п, см/сек.
Классификация процессов воздействий на конструкцию и ориентировочные значения скоростей дана в работе Чиркова В.П.[!98], часть данных приведена ниже (Таблица 5.8).
Построение моделей изменения прочности бетона под влиянием агрессивных сред на основе анализа экспериментальных данных [120] показало, что существует нелинейная зависимость для конкретной агрессивной среды между степенью изменения прочности бетона Яс/Я и временем воздействия среды в виде воды, щелочных растворов или растворов кислот,
Я<./Я = от‘	(5.51),
где a, b - коэффициенты модели, ^-сопротивление бетонных образцов ( кубов ) сжатию после длительной выдержки в исследуемой агрессивной среде.
165
Ориентировочные значения скоростей процессов воздействий на конструкцию
Таблица 5.8
№№	Вид воздействий	Ндммепцва-нке показатс--Чн	Обозначений	Алинина измерения	Величина
1	2	3	4	5	б
1	Коррслия Г го вида (выщелачивание бетона.)	Кслф. фнлы рации	*«.	см/сек	10Е-6 - I0F-I0
2	Карбонизация бетона защитного слоя	Эффективный коэф, диффузии углекислого газа	D	см. ка^сек	(0.50- 3,5)Е4
у	Коррозия арматурV' 3.1 Обычные условия эхсллуа'1ЭН.ин; 1,2 Неблагоприятные условия эксплуатации	Глубина поражения коррозией За единицу времени	S	мм/ гол	0.] 00
Для сульфатных сред зависимость между изменением прочности бетона и временем воздействия агрессивных компонентов выражается нелинейной моделью, полученной А.И.Попеско:
Rc! Я = aemibl +сГ)	(5.52)
Коэффициенты моделей а, b и а, А с - принимаются по данным соответственно таблиц 2.1 и 2.2 [120].
5.2.4. Абразивные процессы в бетоне. Формы износа
Железобетонные конструкции силосов, бункеров и резервуаров при эксплуат ации подвергаются воздействию нескольких деграда ционных факторов, отражающих различное влияние и соотношение механических, физических или химических процессов.
На характер зависимости гидро -или газоабразивного износа заметно влияег кинетическая энергия удара твердых частиц или кусков породы, диссипация энергии удара, скорость потока абразивных частиц, продолжительность воздействия и другие факторы.
Абразивное изнашивание приводит к разупрочнению материала поверхностного слоя из-за различия физике  химических свойств. Для отдельных частей сооружений (воронок, выпускных отверстий, днищ и стен силосов и бункеров) причиной является истирание поверхностных слоев бетона при выпуске сыпучих материалов, которое с точки зрения механизма накопления повреждений проявляется в нескольких формах.
Чаще всего механизм абразивных процессов при истечении сыпучего является процессом истирания цементною камня в сочетании с потерей отдельных частей крупного заполнителя. Абразивный износ вызывается по
166
следствиями удара падающих, крупных фракций сыпучих материалов или их скольжения по поверхности бетона.
Разрушение поверхностных слоёв бетона отдельных частей резервуаров также вызывается воздействиями тяжёлых частиц, находящихся в воде пли жидкости, особенно при большой скорости истечения.
Математические модели этих детрадационных процессов приведены в 10 -ой главе.
5.3. Деград анионная модель железобетон пьтх конструкций инженерных сооружений при малоцикловом нагружении н коррозионном воздействии среды.
Скорости силовых и нссиловых воздействий могут быть различны и последовательности их приложения разноврсменны. Наиболее типичная ситуация характеризуется первичностью приложения нагрузки.
Комбинированный характер силовых и коррозионных воздействий в ряде случаев приводит к возникновению недостаточно изученных, но более заметных эффектов возрастания скорости повреждаемости, чем суммарный эффект от отдельных воздействий. Наиболее опасна коррозия в сочетании с действием механических напряжений: начальных; возникающих в процессе эксплуатации; остаточных. В данном разделе рассмотрены основные положения, связанные с разработкой такой модели.
Эффект влияния напряжений на сплошную коррозию открыт в начале 20-го века. Одной из моделей, достаточно адекватно описывающих скорость коррозии, является модель типа [154.155]:
v = т0 + *<т;,	(5 53)
где Ор -интенсивность расчетных фибровых напряжений, к - коэффициент пропорциональности.
Предложенная ниже автором схема и модель механизма накопления повреждений в эксплуатируемой железобетонной конструкции отражает повторяемость процесса в целом и взаимосвязь циклов трещинообразования - коррозии - приращения трещинообразования (Рис 5.5 ). Это упрощенная физическая модель явлений, происходящих в конструктивном элементе. Она учитывает два взаимовлняющих процесса. Процесс деформирования и разрушения, который, как правило, ускоряется вследствие изменения свойств материала, вызванного прониканием агрессивной среды. В свою очередь развитие процессов деформирования, трещинообразования и разрушения оказывает влияние на кинетику проникновения среды и скорость взаимодействия с конструкцией [135,138-144,209]
В модели использованы положения, получившие экспериментальное подтверждение: система микротрещин, образованная при малоцикловых
167
Рис 5,5. Схема и модель механизма накопления повреждений длительных нагрузках, “разрыхляет “ структуру бетона, дополнительно повышая ее проницаемость для внешней среды.
Значительная часть информации о проницаемости бетона получена путем лабораторных испытаний незагруженных образцов в условиях отсутствия силовых микротрещин. Это контрастирует с состоянием бетона реальных конструктивных элементов. Испытания проницаемости бетонов были выполнены в университете г. Эдинбург, Шотландия, С. Тайтом и другими учеными [189] для оценки влияния структурных изменений при напряжениях сжатия, равных 0; 0,4; 0,7 от предельных. Показано, что начиная с уровня относительных напряжений р = ст, /	= 0,3^-0, 4 наблюдался ин-
тенсивный рост проницаемости (Рис. 5.6).
Предполагается, что величина напряжений не влияет на максимальную глубину проникновения коррозии, а только иа скорость перемещения фронта коррозии.
Скорость коррозионного процесса в арматуре можно выразить следующей зависимостью
168
6) yflOMHh относительны! lUCipUMXHirFt п
ф  6ervH hr портландцементе A * Сетон с до6йеьы*и золы
 порнювашсыЛ бетон
Рис, 5.6 Влияние уровня относительных напряжений и гидростатического давления на проницаемость бетона
dS / dt = f(tf)5kk’
(5.54)
гас До) = । ’ аа " линейная функция величины внутренних напряжений; <5 - величина коррозионного износа; к, к* - эмпирические коэффициенты.
Воздействие среды моделируется слоистой моделью, то есть образованием слоя со сниженными прочностными и деформативными характеристиками, закон движения которого принимается согласно схеме (рис. 5.7). Модель является развитием предложений Туутти -Эванса [59]. Первый период эксплуатации железобетонных конструкций, соответствующий пассивному состоянию стали в бетоне, определяется как инкубационный, в течение которого под действием среды бетон защитного слоя начинает терять способность пассивировать поверхность арматурной стали, происходящую под влиянием контакта с поровой щелочной жидкостью бетона. В течение этого периода практически сохраняется несущая способность и эксплуатационные качества конструкции.
Второй период связан с началом процесса коррозии арматуры и соответствующим растрескиванием и раскалыванием защитного слоя бетона, потерей сцепления с арматурой. При этом происходит снижение несущей способности и эксплуатационных качеств. Третий период соответствует развитию “ свободной “коррозии арматуры в трещинах до состояния, обеспечивающего минимально допустимый уровень безопасности; защитные функции поверхностного слоя бетона исчерпаны.
В качестве критерия проектирования может рассматриваться требование о неприемлемости повреждения по условиям недопущения об-169
Рис 5.7. Модель долговечности железобетонного элемента по признаку совместного действия коррозии арматуры и повторяющейся нагрузки: ts продолжительность проникновения среды в бетон (инкубационный период): г, - продолжительность скрытого периода коррозии арматуры до образования продольных трещин и откола бетона; б - продолжительность развития «свободной» коррозии арматуры)
разевания трещин или их чрезмерного раскрытия, потери или снижения святи между бетоном и арматурой вследствие образования слоя продуктов коррозии, деградации профиля ребер арматуры или образования продольной трещины вдоль арматуры.
В отдельных случаях выбор этого критерия более предпочтителен, чем критерия по прочности, назначаемого с учетом уменьшения площади поперечного сечения арматуры из-за ее коррозии, так как, прежде чем произойдет коррозия арматуры и железобетонная конструкция снизит сопротивление, могут проявяться другие значительные и неприемлемые потери ее эксплуатационного качества.
Процесс накопления усталостных малоцикловых («силовых») повреждений, происходящий в условиях агрессивных сред, претерпевает качественные изменения (см. 2 на рис. 5.7). В общем случае знак и величина приращений скорости процесса являются функцией характера напряженного состояния и уровня напряжений в бетоне. Для отражения этого феномена в деградацяонные уравнения введены коэффициенты, учитывающие разрыхление структуры бетона на участке t < t„ или снижение сопротивления бетона растяжению при давлении продуктов коррозии арматуры на участке
170
Рассматриваемая де градационная модель выражается дискретной деградацией ной функцией:
- для предельных состояний ио трещи постой кости -
8 = (
(5.55)
- для предельных состояний по безопасности
8 =
О ;	I < /„
А-,	!,<<^'3;
(5-56)
Здесь d-толщина коррозионного износа; ki = J1D константа скорости карбонизации (ионизации); кг = rf//80 - константа скорости окисления арматуры (свободная коррозия ); D = т3// - значение коэффициента карбонизации; х - глубина карбонизации; D = Z^C/rt; De - коэффициент диффузии бетона, «Ат1; С - концентрация СО2 в воздухе, а - коэффициент, определяемый ио содержанию гидроокиси кальция в бетоне, \ I - время, возраст; ds - диаметр арматурного стержня; г - скорость коррозии бетона р м/год; с - толщина слоя бетона, м.; m = 0,5.Скорость коррозии определяется при температуре 20 °C. Скорости коррозии бетона с учетом разрыхления его структуры выразим как:
г* = г+ Лг = г(| +Дг/,)»г|(*	(5.57)
В качестве первого приближения, с учетом [63], для сжатого бетона принимаем, что:
[I- к <т(1 - г с)/ (£ ( fi )]1, при 0 <<тЛ. < /£.
к.
пропорционален <
I -к ^(1-2ип + ^}
, при с С; <5 58)
Для растянутого бетона:
Л, пропорционален [I + cr^ (1 - v(l /(Е /?) ]\	(5.59)
где && - средние значения напряжения сжатия или растяжения в бетоне, равные значениям тренда временного ряда; vn -начальный коэффициент поперечной Деформации; Ео - модуль деформаций бетона; /3 - отношение фильтрующих капилляров и микротрещин в количестве “ п ‘се <ением “2db” к площади “а“ всего материала; /?’	- параметрические точки микротрещинообразования.
171
При сжатии к3 учитывает влияние напряжений на скорости проникновения агрессивных веществ в зону коррозии вследствие закрытия щелевидных микротрещин и уплотнения пор, капилляров и других дефектов структуры, вызванных разрушением внутренних связей.
Предполагается, что выражение справедливо, если составляющая периодических колебаний напряжений мала ( коэффициент асимметрии напряжений в бетоне рь > 0,75) по сравнению со средним значением напряжений в бетоне
- _	,	(5,60)
"	2
Мерой накопления повреждений, повышающих проницаемость структуры бетона в условиях повторных нагружений при рь < 0,75 принято, как показано в [63,29,68], соотношение коэффициентов интенсивности напряжений K,iKlC!i. Данный подход использует основные положения механики разрушения, позволяет оценить критерии деградации бетона и определить её числовые параметры.
* =/ 1	,	(5.61)
2 к
Ли.’Л )
где - коэффициент интенсивности напряжений после воздействия N циклов нагрузки: К7СЛ - критический коэффициент интенсивности напряжений.
K/cr “ рассматривается как константа бетона и определяется экспериментально по ГОСТ 21 243 -75 «Определение прочности бетона методом отрыва со скалыванием»:
—Й==.	(5.62)
' 1а
где Pcg - усилие отрыва (вырыва ) бетона анкерных стержней в МН, /0 -диаметр конуса вырыва вы.,/- ширина конуса, в м.
Критерий прочности для растянутого бетона может быть записан как;
<7™ (г) < R6,(zTr) ,	(5.63)
где СГ™"(/) - максимальное значение суммы циклических напряжений н напряжений, вызванных давлением продуктов коррозии на стенки бетонного цилиндра; Л(,(Г,т) - остаточная прочность бетона при растяжении в момент времени t.
кл - коэффициент, учитывающий снижение прочности бетонного цилиндра, расположенного вокруг арматурного стержня, на участке (рис 5.8 ).
Продолжительность процесса образования трещин t, в бетоне защитного слоя может быть также оценена на основе модели, предложенной Бажангом (Bazant Z.P.) (Рис.5.9).
172
Рис 5.8. Распределение напряжений при давлении продуктов коррозии арматуры (14]
Давление продуктов коррозии. рг
Рис. 5.9. Модель процесса образования трещин в бетоне защитного слоя вл вдета ие коррозии арматуры
Замечания
Для прогнозирования срока службы железобетонных конструкций инженерных сооружений не существует стандартных моделей. На практике обеспечение заданного срока службы контролируется путем рецептурной регламентации максимально допустимых значений водоцементного отношения, класса бетона по прочности, морозостойкости, толщины защитного слоя, коэффициента диффузии, уровня концентрации агрессивных составляющих.
Из -за влияния большого числа параметров, а также потому, что коррозионные процессы с трудом моделируются во времени и требуют особо длительных испытаний, проблема прогноза сроков службы железобетон-
173
яых конструкций при их эксплуатации может быть решена для ратных условий взаимодействия среды и конструкции в основном приближенными методами.
В математических моделях, наиболее часто применяемых для расчета долговечности железобетонных конструкций, используется положение о том, что деградация является следствием проникания воды, ионов и газов в бетон в результате конвекционных и диффузионных процессов. Исходя из этого разработаны приближенные модели прогноза срока службы конструкций, рассматривая: а) скорость проникания агрессивной среды в бетон; б) скорость химических реакций и процессов в нем. В аналитических зависимостях раздельно учтены основные параметры газовоздушных и жидких сред, соответствующих инженерным сооружениям, по слабо освещены особенности их ориентации по отношению к направлению фронта воздействия сред.
Уточнение прогнозных оценок срока службы конструкций связано с разработкой моделей коррозии бетона, более полно отражающих случайную природу, неравновесность, нестациопариость и взаимодействие деградационных процессов, развернутых во времени, а также моделей коррозии арматуры в трещинах.
i 74
Глава 6. ИССЛЕДОВАНИЕ СТАТИСТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ НАГРУЗОК
ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ
6.1.	Состояние вопроса, цели и задачи исследований
Основными временными нагрузками силосных сооружений являются давления статистически неоднородной сыпучей среды на несущие элементы сооружений.
Процессу изменения зерновой нагрузки присущ в определенной степени вероятностный характер. Наличие случайности определяется сложным переплетением параметров системы, влиянием большою числа взаимодействующих факторов, действующих в разных направлениях и неизвестных. Вероятностный характер изменения давлений зерна обусловлен в основном случайной природой геометрических и физико - механических свойств зёрен, связанной с недетерминированным характером природно -климатических факторов, сортовой изменчивостью; и случайными процессами заполнения зерном ёмкости [26,181,142].
Это приводит к большой вариации показателей, в том числе физико -механических характеристик сыпучей среды; плотности, коэффициентов внешнего и внутреннего трения.
Прогнозирование долговечности железобетонных конструкций, работающих в условиях переменных длительных нагрузок и воздействий внешней среды, связано с изучением статистических данных об их характере, продолжительности и величине.
Необходимость учета времени в явном виде при разработке расчётных наложений требует систематизации и единообразного представления основных типов встречающихся временных нагрузок, то есть их классификации и аналитической формы записи.
При математическом описании нагрузки могут быть представлены в виде случайных величин, случайных функций времени, или в детерминированной форме [32,156].
В 1961 г. Н. С. Стрелецкий, составляя перечень областей для вероятностного обоснования норм расчёта, на первое место поставил статистическое изучение нагрузок. В настоящее время достаточно глубоко изучены только климатические нагрузки, а из технологических - крановые. Многие нагрузки, особенно нагрузки от оборудования, складируемых материалов, Людей, животных до сих пор не полно описанв: статистическими методами и их учёт при проектировании в большей степени опирается на инженерный опыт.
Важные направления и наиболее значимые аспекты анализа и нормирования нагрузок на сооружения на вероятностной основе разработаны Бо
175
лотиным В.В., Ржанициным А.Р., нашли дальнейшее развитие в работах Райзера В.Д., Соболева Д.Н., Складнеаа Н.Н., Тимашёва С.Л. и других учёных; в их приложении к нагрузкам на железобетонные конструкции большая заслуга принадлежит Кудзису А.П., Чиркову В.П.. Подробный обзор работ по этим направлениям дан в [154,179].
Нагрузки и воздействия, действующие на конструкции инженерных сооружений от давления сыпучих материалов и жидкостей были изучены в работах X. А. Я нее на, М. Кенай а, П. Коллинза, Д.Ленцнера, К. Пипера и Ф. Венцеля, К. Такахаси, X.Гапмахара, Д.В. Шумского, ГА. Гениева, А.В.Дженике, И ,Р. И о Гансе на, А.М. Трухлова, С.С.Сафарьяна, В.С.Кима, П.Н Платонова, С.Г. Тахтамышева, Г.И. Бердичевского, Ф..А.Иссерса, М.М.Осипова, Б.А.Скорикова, А.Н.Простосердова, В.И. Карева, Л.П.Жда-хина, Л.Б. Львина, В.В. Со кол о веко го, Н.И. Карпенко и С.Е. Беловой, Г.Е. Панкратовой и др. Обзор теоретических и экспериментальных исследований по определению давления сыпучих материалов в ёмкостях составлен А.М. Курочкиным, К.М.Гутьяром, К Пипером, Молодченко Г. А. [72,53,60,67,127,88,121,137,1 ].
Основными направлениями этих работ были:
-	получение и корректировка зависимостей по нахождению величин давления, большей частью на стены и днища емкости в зависимости от условий и режимов эксплуатации;
-	анализ нагрузок и усилий, установление взаимосвязи характера истечения и давления на основные конструктивные элементы сооружения;
-	теоретические исследования напряженно - деформированного состояния и давления сыпучей среды, основанные на рассмотрении ее предельного состояния н моделей перемещения сыпучего тела внутри емкости;
-	оценка и совершенствование конструктивных решений силосов;
-	регулирование напряженно - деформированною состояния стен и днища силосов путем направленного формирования технологических воздействий;
-	исследование отказов, работоспособности, границ безопасности, обоснование достоверности нормативных и расчетных нагрузок и других параметров на базе общих положений теории надежности.
Менее изученными являются изменения временных характеристик давления сыпучего материала на стены и днища силосов в зависимости от условий и режимов эксплуатации при загрузке, разгрузке, состоянии покоя { выдержке ).
Различные схемы переменных режимов нагружений рассматрива- . лись в работах Александровского С.В. Бондаренко В.М., Карпенко Н.И. : [74.3].	;
Согласно [153] для большинства статических расчётов приемлемо ; дискретное представление нагрузки в виде стационарной случайной последовательности, что позволяет рассмотреть следующую модель нагрузки;
176
^„(F) = {l-Pf[l-W)]}”	(6.1 ),
где - функция распределения максимальной нагрузки за срок службы
Т, который разбит на п промежутков времени из условия
л = Т/ г	(6. 2 )
при г - продолжительность промежутка; Pt - вероятность появления нагрузки в промежутке г.
При этом приняты предпосылки:
I. При разных значениях тв г, нагрузки статистически независимы.
2. Значение нагрузки в течение каждого интервала не меняется и представляет случайную величину с функцией распределения Р/27).
Для временных нагрузок, обладающих свойством изменчивости, число интервалов п>1 иРг> 1.
Одна из первых попыток классификации переменных нагрузок была предпринята А.Я. Барашиковым. Им предложено все переменные нагрузки разделить на ступенчато меняющиеся (длительный тепловой импульс, внезапное приложение нагрузки ) и непрерывно меняющиеся ( вес снега, давление ветра ).
Частным случаем нагрузок 1-го типа является постоянная нагрузка, которая рассматривается как бесконечный импульс с началом в точке t = О или t = г.
В дискретной форме для конечного импульса уравнения для воздействий записываются с помощью комбинации единичных функций Хевисайда:
ЛО = Р„ [«('-*,	(6.3),
[О при I < О
где »(/) = <	- функция Хевисайда;
[1 при I >1
а ступенчатое изменение нагрузки имеет вид:
Л [и(Г-Л)-«(/-г,.,)]	(6.4)
Одной из характерных нагрузок 2-го типа предложено считать циклические нагрузки: температурные напряжения от сезонных и суточных колебаний температур; эта нагрузка возникает в колоннах, стенках и днищах резервуаров, бункеров и силосов, в рамных конструкциях перегрузочных эстакад.
Анализ схем загружения конструкции, периодически, дополнительно к постоянной нагрузке, загружаемых временными нагрузками, продолжительность действия которых мала ( крановые и ветровые ншрузки, нагрузки от транспортных средств), а также достаточно продолжительными ( снеговые нагрузки, нагрузки на перекрытия жилых и общественных зданий) с позиций изучения трещи но стой кости изгибаемых предварительно напряженных элементов, выполнялись Гущей Ю.П., Ларичевой И.Ю., Хабаровой Н.В.
177
Модели давления на стены силосов статистически неоднородной среды типа зерновой и связанные с ними вероятностные задачи рассматривались В.Д.Райзером и М.У.Ушицким [154], которые выделили ряд важных факторов, характеризующих реальные процессы давления. Принимая, что горизонтальное давление зерна на единицу площади силоса цилиндрической формы является функцией случайных величин 5, = ^(7,/, ср) и используя модель стратифицированного отбора, были определены вероятностные физико - механические характеристики зерновой сыпучей среды. Показано, что флуктуация свойств сыпучей среды биологического происхождения является функцией способа засыпки, влажности, территориально -сортовой изменчивости, жесткости стен. При достижении влажности зерна 15% заметно проявляется внутреннее сцепление материала. Другой важный результат состоял в том, что среднеквадратичные отклонения давления, вызванные изменчивостью угла внутреннего трения, имеют экстремум в средней части силоса. Эволюция статистических характеристик давления на стены силоса объясняется не только увеличением веса столба засыпки, но и изменением свойств сыпучего материала по высоте силоса.
Иссерсом Ф. А. и Вершининой Н. И. при проведении ускоренных испытаний были получены данные о циклическом характере изменения горизонтального давления при выгрузке и проточном режиме работы силосов [181,37]. Были выделены следующие колебания величины горизонтального давления: 1) низкочастотные, с максимальной амплитудой Ли< = ('• 1 ~ 1- 2) ’ и периодом Т= 1-6 часов; 2 ) высокочастотные, с минимальной амплитудой = 1,05 Д и периодом от нескольких минут до трёх секунд.
Внутренние напряжения в стенах силосов имеют неравномерно изменяющийся во времени знакопеременный циклический характер, связанный с колебаниями давления от сыпучего материала.
Коэффициент асимметрии циклов напряжений в арматуре Р =crs,СПРП по данным Вершининой Н.И. при колебаниях первого рода в случае наличия в сечении нормальных трещин был принят равным 0,6-0,7, а при отсутствии трещин - 0,95. Для колебаний второго рода в предварительно напряженных конструкциях р, лежит в пределах 0,995 -1,0.
Курочкиным А.М. было установлено, что при выгрузке и проточном режиме период изменения максимальных деформаций составляет несколько часов, и это изменение вызывается низкочастотными колебаниями давления. Также отмечены высокочастотные колебания с периодом пульсации 2 -5 сек. Пульсация прекращается после вытекания 2/3 массы зерна. Влияние пульсации на величину горизонтального давления незначительно и составляет примерно 10 %. За время эксплуатации силосов количество колебаний первого вида может составить от 1000 до 10000, что характеризует эти изменения как мал о цикловые.
178
Исследованием нагрузок от сыпучего на подсилосные конструкции зерновых элеваторов посвящены работы А.Зухайли, Ф. Джха, О. В. Зенина, А.Ж. Акматова [131,128,136].
Метод априорной оценки продолжительности статистических испытаний эксплуатационных нагрузок и получения оптимальной продолжительности эксперимента при достаточной представительности полученного объема информации рассмотрен Зайцевым Ю.В. [63]. Данный метод основан на определении времени стабилизации числовых характеристик («особых» точек) исследуемых случайных процессов: среднего числа превышений процессом Х(г) заданного уровня, общего числа максимумов ш, среднего числа максимумов выше и ниже заданного уровня с, общего числа перегибов.
На основе статистического материала Почтовиком П.Г. [117] получены значения параметров циклического изменения временных нагрузок от давления жидкости. Методика получения этих характеристик и статистической оценки реальных режимов изменения уровня заполнения эксплуатируемых резервуаров перекачивающих станций для нефти и продуктов ей переработки позволила провести их квалификацию по назначению и по группе режима.
Годовая цикличность нагружения в зависимости от назначения резервуара и вида режима изменяется в диапазоне от 1 - 3 до 350 - 1200 циклов в год (табл. 6.1 }. Для распределительных и перевалочных резервуаров эта периодичность за год составляет 7-25 циклов.
Классификация производств по режиму нагружении резервуаров [117] Таблица 6.!
Производство	Годовая цикличность нагрузки	Режим
Резервуары нефтебаз: резервные распреде л и тел ь н ы е перевалочные	1 -3 3 - 10 10-40	Лёгкий Легкий Лёгкий
Нефтедобыча	120-300	Средний
Нефтепереработка: резерву ар ы под бензин резервуары под сырую нефть	60- 120 200 -400	Тяжёлый Тяжелый
Нефте пере качка: режим через “резервуар” режим с “подключенным резервуаром “	350 -1200 200 -800	Тяжёлый Лёгкий
179
Основными характеристиками нагрузок на строительные конструкции являются их нормативные значения, устанавливаемые согласно главе СНиП 2.01.07 - 85 «Нагрузки и воздействия» [185] с определенной доверительной вероятностью.
Для отдельных силосов и силосных корпусов характеристики нагрузок регламентируются в главе СНиП 2.10.05-85 [ 184] и в “Пособии по проектированию предприятий, зданий и сооружений для хранения и переработке зерна" [121]. Рассматриваемые характеристики дня других сыпучих материалов охватываются главой СНиП 2.09.03 - 85.
При проектировании силосов и бункеров должна учитываться изменчивость временных длительных нагрузок - веса сыпучих материалов, равномерного и длительной части неравномерного горизонтального давления на стены; давления сыпучего на днище и трение этих материалов о стены силосов; кратковременных - нагрузки при изменении температуры наружного воздуха, от кратковременной части горизонтального неравномерного давления сыпучих материалов, скоростной напор, статическое давление воздуха внутри ёмкости.
Нормативные нагрузки от сыпучего материала или жидкости принимаются с учетом ожидаемых наибольших значений для предусмотренных условий эксплуатации и срока службы.Статический режим работы отдельного силоса включает давление неподвижного сыпучего материала.В этом случае для временной нагрузки максимальное значение ограничено сверху размером емкости. Динамическая составляющая реализуется при загрузке, прогонке и выпуске засыпки и рассматривается как кратковременная нагрузка.
Верхние границы средних и максимальных значений действующих нагрузок были определены при обеспеченности 0,9986.
Для зерновых силосов рекомендовано за длительную часть нормативной нагрузки ( нормативного давления зерна) принимать верхнюю доверительную границу средних значений горизонтального давления после загрузки. Численно это значение можно аппроксимировать формулой Янсона, создавшего в конце XIX века теорию, учитывающую силы трения по внутренней поверхности силоса, с учетом добавочных коэффициентов [53,179,181]:
Л=<7 Р//) О-ехР (-Л/z/p) ]	(6.5)
где - горизонтальное давление сыпучей среды на стены силоса; р -гидравлический радиус силоса; z -вертикальная координата, на которой вычисляется давление Л = (g:(45' -<р/2). Суммарная величина нормативной нагрузки ( длительно действующая и кратковременная ) принята равной верхней доверительной границе средних значений горизонтального давления при движении зерна ( разгрузка, проточный режим ) в силосах и может быть представлена в следующем виде [121]:
180
Л, =	= АО-л)
(6.6);
Р,„ =ара	<6-7)’
где а ~ 0,2. За расчётное горизонтальное давление принята верхняя граница максимальных значений при проточных режимах и разгрузке:
Ррг = Р^ = S, p" = Sfpo<] + a'>	(6Я )
В этом случае обеспеченность коэффициента надёжности }у= 1,3 составляет 0,9772...0,9986, что приемлемо для данного вида нагрузки.
В соответствии с нормами проектирования при расчёте силосов и бункеров для предельных состояний как первой, так и второй групп должна быть учтена изменчивость нагрузок и воздействий, которая вызывается пульсацией, изменением давлений сыпучих материалов при заполнении -опорожнении, температурными воздействиями (см.п.5.1 [184] ).
Учет изменчивости, отражённый в нормах проектирования, сводится в основном к расчёту на выносливость стен силосов с коэффициентом асимметрии цикла напряжений ps - 0,85 при стенах с предварительным напряжением и ps = Pt, = 0,7 для конструкций без предварительного напряжения.
Опасные с точки зрения долговечности сооружений медленно изменяющиеся нагрузки и вынужденные колебания деформаций во времени в нормах практически не учитываются.
Основной объём исследований посвящён изучению статистических параметров снеговых, ветровых нагрузок и нагрузок от оборудования, а также от сейсмических воздействий, и разработке моделей для этих нагрузок. Для прогнозирования эксплуатационной пригодности и долговечности важными становятся не только значения нагрузок, но также их характер и продолжительность .Число работ, отражающих переменность и длительность воздействий от сыпучих материалов в случае “ наполнения - опорожнения “ силосов и бункеров или от жидкостей в случае “ налива - слива” резервуаров невелико в силу ограниченности фактических данных, охватывающих достаточно представительный период эксплуатации сооружений. При вероятностном обоснований норм расчёта железобетонных конструкций сооружении по предельным состояниям и разработке метода оценки долговечности необходима информация об изменчивости параметров нагрузок и воздействий, которые представляют наиболее неопределенные величины, обладающие большим статистическим разбросом.
Важной методикой для определения закономерностей рассматриваемых процессов и их описания является корреляционный и спектральный анализ реализаций нестационарного случайного процесса.
Целью настоящей главы является изучение фактических режимов работы силосных корпусов зерновых элеваторов в процессе их длительной эксплуатации, получение статистических характеристик временных длительньтх нагрузок при “ наполнении - опорожнении” ёмкостей; разработка моделей нагрузки.
!81
6.2	. Выбор основных типов железобетонных конструкции и классификация нагрузок
Основными критериями для отбора железобетонных конструкций приняты характеристики изменений временных нагрузок по амплитуде, частоте и продолжительности воздействий.
Первый из них характеризуется отношением временной нагрузки к полной нагрузке или отношением соответствующих воздействий, величина которого находится в пределах 0,25 - 0,75. Вес фактора частоты оценивается числом общих циклов «нагрузка - разгрузка» за расчётный период их эксплуатации. Наиболее интенсивным кратковременным и длительным воздействиям в процессе эксплуатации подвергаются:
в	сооружениях башенного типа, водонапорных башнях: конструкции опор и ёмкости;
в	цилиндрических и прямоугольных в плане наземных, полу заглублённых и подземных резервуарах для хранения жидкостей, нефти и нефтепродуктов и газов: покрытия, колонны, стены и стеновые элементы;
в	резервуарах питьевого водоснабжения: резервуары и ёмкости для очистки промышленных вод: покрытия, стены, опорные конструкции;
в	биореакторах закрытого типа: конструкции оболочки и опор сооружения;
в	бункерах для хранения или перегрузки сухих сыпучих материалов ( песка, щебня, руды, угля ): стены, днища и опоры;
в	силосах и силосных корпусах для хранения и переработки зерна: стены, днище, опоры, фундаментная плита.
В качестве малоцикловых (повторо-статических) нагрузок принимаются нагрузки функционирования зданий и сооружений при их эксплуатации, обладающие следующей спецификой:
1.	Для стен и днищ силосов кратковременные малоцикловые нагрузки возникают при выпуске сыпучего или при проточном режиме эксплуатации.
2.	Длительные малоцикловые нагрузки характерны для железобетонных инженерных сооружений в первую очередь емкостного типа, таких как железобетонные силоса, резервуары, бункеры и другие, элементы которых подвержены переменным горизонтальным и вертикальным давлениям сыпучего материала или гидростатического давления жидкости при нормальном режиме эксплуатации.
3.	Это повторяющиеся нагрузки систематического характера, которые могут быть приведены к периодическим нагрузкам. В отношении числа циклов малоцнкловые нагрузки занимают место между однократным приложением статической нагрузки и многократно повторными нагрузками.
4.	К малоцикловым нагрузках отнесены воздействия с общим числом циклов в диапазоне от 2-3 до 1000-50000, Верхняя граница числа циклов воздействий ограничена значениями 1000 - 100 000 в течение периода эксплуатации.
182
5.	Малоцикловое нагружение предполагает процесс малоцикловой усталости материала конструкций, при котором происходит усталостное повреждение или разрушение при у пру го-пласта чес кой деформации. Малоцикловая усталость здесь рассматривается как явление, которое воздействует на прочность материалов и вследствие этого на прочность конструкций.
Предполагается, что воздействие этих нагрузок сопровождается снижением качества конструкций из-за их износа и повреждений; при этом конструкция может сохранять остаточный ресурс несущей способности.
6.3	Определение и оценка статистических характеристик загруженности силосов зерновых элеваторов.
Для проведения расчетных оценок долговечности случайный процесс нагружения был заменён схематизированным регулярным режимом, моделирующим эксплуатационный [44,48,65,90].
Обработка данных выполнена по методике, адаптированной к этой проблеме, которая предусматривала представление загруженности в упрощенном виде для получения статистических характеристик на основе определенных допущений; оценку статистических характеристик. В качестве такой модели было рассмотрено блочное нагружение с применением методов схематизации случайного процесса, представляющее собой детерминированную модель рассматриваемого явления.
На втором этапе работы применялись: а) методы непосредственной схематизации загруженности; б) приложения теории случайных процессов.
Обработка статистических данных и их анализ были выполнены с привлечением пакетов программ “Дейтапроцессинг”, “Статограф” “Арм-стат”, “Эвриста” на ЭВМ ЕС 1033 и !ВМ PC.
6.3.1.	Схематизация загруженности и статистические характеристики для периода первичного загруження
Долговечность конструктивных элементов силосных корпусов зависит от порядка первичной нагрузки, цель которой “ постепенное и равномерное включение в работу всех конструктивных элементов и основания путём их обжатия, недопущения перенапряжений в отдельных зонах и неравномерных осадок и деформаций, обеспечение наиболее благоприятного режима загруження, выявление и устранение скрытых дефектов “[170].
Специфика загруженности силосных корпусов заключается в преобладании зерновой нагрузки в общей массе сооружения и возможности благоприятного варьирования нагрузок для того, чтобы регулировать процессы деформирования и осадку сооружения.
Рекомендованный порядок первичной загрузки - разгрузки характеризуется этапами:
183
1.	Силосный корпус загружают ярусами в несколько очередей; высота яруса < !/ 3 высоты силоса и не более Юм.
2.	Последовательность загружения отдельных силосов в каждом ярусе принимается такой, чтобы обеспечить наиболее благоприятный режим деформирования основания.
3.	Загрузка производится а течение 1 месяца с одинаковым временем загружения каждого яруса, после 30 - дневной выдержки осуществляется разгрузка корпуса в той же последовательности. Схема загружения сил-корпуса №3 зернового элеватора в г. Юрьев -Подольский с силосами квадратного плана приведена на рис.б. I [26]:
Данная схема позволяет обеспечить равномерное обжатие грунтов основания в
Рис.6.1. Схема первичкой нагрузки -разгрузки силосов.
эксплуатационный период работы силоса, а также уменьшить опасность по-
явления крена сооружения вследствие неравномерных осадок. При этом усилия, которые возникают в его элементах, обусловленные прогибом или выгибом, имеют тот же порядок, что и усилия от других основных воздействий .
Болтянским Е.З. и Мещеряковой С.К. предложена [26] другая схема, непосредственное загружение по которой (Рнс.6.2) начиналось поэтапно с
184
щего способа преимущество заключается в том, что при различных параметрах жесткости сооружения и основания совместный прогиб был близок к нулю. (См. также работу Крамера Е.Л. (83]).
Обе схемы отдают приоритет выполнению условия равномерности осадки силосного корпуса, снижению последствий общего деформирования элеватора, ио при этом не достигают такого же результата в отношении усилий и деформаций в отдельных элементах сооружения. Реализация рациональных схем связана со значительной неравномерностью внутренних усилий в конструкциях подсилосного этажа по ширине корпуса, в том числе в колоннах, если рассматривать их расположение при последовательном удалении от периметра сооружения.
Экспериментальные оценки перераспределения внутренних усилий в сжатых элементах подсилосных этажей (см. главу 7) выявили заметное влияние первых циклических воздействий на формирование напряжённо - деформированного состояния, что обосновало необходимость построения циклической модели для условий первичной загрузки силосных корпусов..
Удовлетворяя требованиям [45], предложен график нагрузки от давления зерна для каждого силоса в составе сооружения. Этот график рассматривается как схематизированная модель циклического изменения зерновой нагрузки на стадии обкатки сооружения, имеющая вид равнобокой трапеции (Рис 6.3)
Величины X, ~ 0 суток; X, = 30 суток; Xi = 90 суток представляют собой временные параметры изменения нагрузки на составляющих одного цикла за1‘ружения, общей продолжительностью 90 суток.
Однако в реальных условиях могут встречаться заметные отклонения в отношении соблюдения рекомендуемого режима в связи с нерегулярностью поступления зерна нужного количества и качества, а также по другим причинам. Ниже рассмотрена методика и результаты обработки фактических данных при испытании Ново - Таллиннского элеватора. Схема развития осадок этого сооружения за 3 - летний период эксплуатации дана на рисунке 6.4.
Методика статистической обработ ки лабораторных данных по заполненности силосов основана на предположении о статистической независимости составляющих цикла и на том, что скорости загрузки - выгрузки одинаковы, то есть предложенная модель имеет вертикальную ось симметрии.
185
Рисю 6.4. Схема развития фактических вертикальных перемещений ( осадок ) силосного корпуса Ноао- Таллиннского элеватора за 3 -летний период
Продолжительность цикла X определяется по формуле:
Х= [X2-(^Xj)]/2	(6.9),
где А7]; Л"г; Х3 - длительности составляющих цикла в сутках.
На первом этапе находились выборки параметров циклической нагрузки отдельно для каждого из 7 уровней нагрузки, разбиение которых выполнено через I500kH.
Результаты обработки массива данных по продолжительности составляющих цикла даны в таблице 6.2 для периода первичного загруження 4 -х силосных корпусов за годичный отрезок времени и демонстрируют заметный статистический разброс параметров.
6.3.2.	Определение структуры загруженности для эксплуатационного периода
Используемые методы определения структуры загруженности представляют совокупность разных приёмов регистрации и обработки основных характеристик процесса загруження.
Статистические характеристики горизонтального и вертикального давлений в основном получают экспериментально в процессе испытаний силосов или их моделей. В этом случае объём статистической информации 186
ограничен относительно небольшой продолжительностью испытаний или существенным влиянием масштабных факторов.
Парамет ры циклических нагрузок для Ново-Таллиннского элеватора при первичном нагружении.
Таблица 6.2.
Циклы воздействий	Интервала нагрузки, кН.	Параме-три цикла	Статистические характеристики	
			Среднее	Среднеквадрзтическое отклонение
			7,6	6,4
1	0-1500	X,	7,3 5,3	11,3 12т0
			6,4	3,7
3	2501 -3500	xt X,	14,8 27,9	13,9 18т5
		X,	6,2	5,2
5	4501 -5500	х2 X,	19,3 48,9	15,1 27,9
			6,3	5.5
7	6501 - 8000	у,	23,7 49,3	20,0 23,6
Другим способом для нахождения статистических характеристик является использование регистрационных записей заводских лабораторий действующих элеваторов, контролирующих уровень заполнения, вместимость и массу сыпучего регулярно в течение всего периода эксплуатации. Преимущество состоит не только в возрастании объёма информации, но и в более представительной выборке.
В качестве первого этапа была выполнена оценка соотношений временной и постоянной нагрузок на уровне проектных решений типовых силосных корпусов зерновых элеваторов и зданий мельниц. Уровень максимальных и минимальных нагрузок, характеризующих амплитуду колебаний и коэффициент асимметрии цикла были оценены по проектным данным 3-х объектов, разработанных институтом ЦНИИПромзернопроект.
В таблице 6.3 приведены величины постоянных и временных нагрузок, действующих на конструкции подсилосного этажа. Соотношение между ними неодинаково для различных по высоте сооружений уровней силосного корпуса. Это обстоятельство может быть охарактеризовано с помощью коэффициентов асимметрии по нагрузке
(6.10),
где G„j„ - включает только постоянную нагрузку на конструкции подсилос-ных этажей, а - постоянную и зерновую нагрузки.
187
Соотношение постоянных н временных нагрузок на конструкции подсилосных этажей.
Та&тца б.З
Нагрузка	Сил корпус тнпз СКС-3, размером в плане 31т6 х!9,6 м	Мельница мощностью 500 т./ сутки, сетка 3x6 М-	Сил корпус №2 Ново-Таллиннского элеватора, размером в плане 37,9x50 м.
Постоянная	44 541	520	26 551 000
Временная включая нагрузку от зерна	186 100	2544	7 101 000
Зерновая нагрузка	140 000	24S6	701 000
Отношение зерновой нагрузки к полной	0,61	0.82	0,72
Коэффициент асимметрии цикла	0,38	0.17	0,27
По отношению к конструкциям подсилосного этажа и фундаментной плите временные длительные нагрузки от давления массы зерна при полностью наполненных силосах составляют до 75% от полной вертикальной нагрузки. В наибольшей степени такие соотношения относятся к работе воронок, кольцевых балок, подсилосных колонн и их сопряжений, колонн пространственных каркасов мельниц, а также к работе днищ.
Предварительная оценка продолжительности полной загрузки-разгрузки для силосов мелькомбината № 1 г. Москвы дана ниже. Работая в режиме "наполнение - опорожнение" каждый силос группы силосов № 2 -12 в состоянии полной нагрузки находился 52 % времени, в состоянии полной нагрузки - разгрузки - 12 %.
Так как силосы рассматриваемых групп имели разные вместимости, конструктивные особенности и другие параметры, для отыскания общих закономерностей был построен временной тренд ( рис 6.5 ).
Рис 6.5 Основная тенденция изменения во времени зерновой нагрузки ( тренд) 188
Координаты тренда записаны в относительных единицах загруженности (отношение массы зерна к его полной вместимости силоса ) и времени ( т = tlt-p, где ir - длительность тренда; t - время ). Вид тренда отражает тенденцию повторяющихся стадий загрузки, выдержки и разгрузки для каждого цикла.
6.3.3.	Методика первичной обработки исходных данных за эксплуатационный период
Статистическому анализу параметров длительности и уровней нагрузок от веса зерна предшествовала первичная обработка эксплуатационных данных об изменчивости массы сыпучего материала в силосах. Были собраны и использованы данные за 4-е года эксплуатации 120 силосов вместимостью 600-1400 тонн каждый мельничных комбинатов №1 и №4 г. Москвы н Ново-Таллиннского элеватора, работавших в режиме эксплуатации или первичной нагрузки в связи с высокой оборачиваемостью зерна на этих предприятиях.
В качестве исходной информации принимался уровень заполнения силоса в данные сутки по замерам заводской лаборатории.
Характерный вид графика изменения массы зерна за 8 месяцев эксплуатации силоса № 121 приведен на рисунке 6.6.Следуя рекомендациям по выбору вероятностных моделей климатических и технологических нагрузок [44,45], исходная реализация измеренных значений массы зерна классифицируется как недифференцируемая, ступеньчато - импульсного типа со связанными импульсами. Максимальное значение нагрузки оглавлений массы сыпучего биологического происхождения ограничено сверху размером емкости.
Определение параметров загрузок выполнено на основе разработанной методики, реализующей в основных чертах метод максимумов [45].
Рис 6.6. Характерные графики загрузки - разгрузки силосов
189
i-й этап. Построение графиков изменения веса зерна в каждом сил< се: нагрузка в пределах одних суток считается постоянной.
2-й этан. По каждому силосу основной группы силосов, за исключ< нием работающих в проточном режиме, выделялись характерные состояни в отношении его заполнения: а) силос полностью опорожнен и находите ограниченное время в таком положении; 6} силос наполнен на всю расчёт кую вместимость и сохраняет её определенное время; в) происходит наполнение или разгрузка силоса во времени.
График изменения загрузки рассматривался как состоящий из отдельных частей ( циклов ). Границы цикла определялись расстоянием по оси времени между полными разгрузками. Из цикла выделялись следующие четыре участка: роста нагрузки; максимальной нагрузки; снижения нагрузки и полной разгрузки; размер участка устанавливался в качестве параметра цикла нагрузки в отношении её продолжительности.
3 -й этап. В пределах каждого цикла принималась модель нагрузки в! виде равнобокой трапеции при условии равенства скорости роста и уменьшения нагрузки, а также при неотрицательном значении коэффициента асимметрии цикла ( рисунок 6.7). Дискретная функция закономерности из- • менения зерновой нагрузки G^r] имеет вид [127]:
Сг(Г) =
О
gj;
о
(6.11),
где fj - ф = XI - продолжительность в сутках пребывания силоса в полностью разгруженном состоянии; t;-tj = Х2 - полная длительность одного цикла; t} -12 ~ ЛЗ - продолжительность полностью засуженного силоса.
190
Для проверки условия вертикальной симметричности одноцикловой модели и обоснования представления участков нагрузка - разгрузка линейной зависимостью G^r)-/ выполнен анализ значений параметров Х2 и ХЗ отдельно для силосов №№ 1)1- 117 из сборного железобетона и силосов №Xs 2 - 11 из монолитною железобетона комбината № 1. Эти значения находились соответственно на уровнях от 1999 кН до 6830 кН и на уровнях от 1000 до 5720 кН с шагом 1000кН. Результаты статистического анализа позволяют сделать вывод о допустимости представления одноцикловой модели а виде равнобокой трапеции при незначительном (13,9%) нарушении вертикальной симметрии.
4-й этап. Составляющие цикла рассматривались как случайные величины с функцией распределения плотности вероятности. Изменчивость нагрузки в каждом силосе принималась статистически независимой от изменчивости нагрузки других силосов. Собранные с каждой группы значения представляли массив чисел ( случайных величин ) и формировались в числовой ряд.
5 -й этап. Для каждого ряда данных, относящихся к составляющим цикла, находились числовые статистические характеристики. Затем оценки давались по массиву чисел, собранных со всех силосов на основе допущения о статистической азан м о независимости нагрузки. С целью отыскания эмпирического закона распределения было предусмотрено построение гистограмм распределения ( рисунок 6.8 ), на которых по оси абсцисс отложены значения составляющих цикла XI; Х2; ХЗ в сутках. Для анализа параметров нагрузки была использована программа “ Дейтапроцессинт разработанная на кафедре строительной механики МИСИ -МГСУ. Назначение программы - обработка статистической совокупности, определение её основных числовых характеристик, выбор данного из 11 теоретических законов распределения плотности вероятности ( от распределения Стьюдента до распределения Лапласа - Шарлье), которому подчинена случайная величина, а также проверка гипотезы через критерии согласия по показателям асимметрии и эксцесса.
Средняя оценка параметров распределения для массива: Л] -5,1 сут, (распределение Лапласа, критерий согласия Колмогорова), XI = 36,7 сут., Xi = 13,6 сут. (равномерное распределение, критерий согласия Колмогорова).
Параметры модели изменения нагрузки для эксплуатационного периода Московского мелькомбината Ns 4 найдены путем анализа выборок и вариационных рядов для силосов №№ 111 - 129 старого корпуса. Из диаграмм (рисунок 6.8) виден различный характер распределения плотности для АЗ, Х2, Xi. Параметры приняли следующие значения: XI = 2,0 сут.; XI = 30,1 сут.; АЗ = 15 сут. При построении гистограмм и оценке численных значений статистически установлено, что временные параметры цикла имеют левостороннюю, а нагрузка - правостороннюю асимметрии.
191
11 p4ta*w№ixitocTL £2 «yhf и
В рамках данной методики в качестве расчетной была принята схематизированная модель длительных малоцикловых нагрузок в виде дискретной последовательности равнобоких трапеций, каждая из которых представляет цикл повторения нагрузки. Этот вариант схематизации исключает из анализа некоторое число более низких промежуточных циклов, которые также вызывают повреждения, поэтому рассмотренная схема отражает несколько изменённые условия по сравнению с реальными условиями эксплуатации.
6.4.	Анализ загруженности методами нестационарных случайных процессов
6.4.1.	Основные положения теории случайных процессов
Закономерности процесса изменения зерновой нагрузки наиболее полно проявляются во временных рядах, характеризующих изменение параметров зерновой нагрузки и представляющих наблюдённую реализацию рассматриваемого случайного процесса. Для того, чтобы выявить общую тенденцию явления в течение изучаемого периода, следует произвести сглаживание временного ряда, так как помимо влияния ряда главных факторов, которые формируют конкретный вид случайной компоненты ( тренда ), на них действуют большое число случайных факторов, которые вызывают отклонение фактических уровней от тренда.
Чаще всего основная тенденция есть результат влияния комплекса причин, действующих постоянно на изучаемый процесс в течении длительного периода, то есть она характеризуется детерминистской составляющей временного ряда.
192
F
Другой важной задачей является отыскание правильного соотношения между долгосрочными и краткосрочными тенденциями. Для сглаживания временных рядов с целью выявления тренда ( основных тенденций ) применяются эмпирические методики, чаще всего на основании графического анализа или аналитическим путём за счёт использования отдельных критериев [17].
Третья задача заключается в поверке сезонности, то есть явлений, которые в своём развитии обнаруживают повторяющиеся закономерности.
Основные сведения о применении теории случайных процессов к различным задачам расчёта сооружения и анализ временных рядов обобщены в [ 19,24,48,53,901.
Ниже рассмотрены отдельные положения данной теории под углом зрения их приложения к проблеме оценки статистических характеристик и моделирования процесса зерновой нагрузки.
Численные характеристики случайных режимов нагружения представляют собой в общем случае функции. Моментом первого порядка или математическим ожиданием процесса X (t) называется функция
m,(t)	(6.12)
Величина
м	п]г}=
Г>»г	7	(6.13)
[Дх-тцДО]/, (х, ()^х = П1( Г)
называется вторым центральным моментом одномерного закона распределения или дисперсией случайного процесса. Функции mx(f) и DJt) являются простейшими характеристиками случайного процесса X (г).
Наряду с типом закона распределения они являются основными расчётными характеристиками при оценке долговечности конструкций, работающих в условиях случайных режимов нагружения. Поэтому важной задачей исследования действительной загруженности является определение этих характеристик на основе анализа реализаций процесса Х(().
Однако тх(1) и D^t) не могут характеризовать частотный состав рассматриваемого случайного процесса. Взаимосвязь между значениями случайного процесса загрузки силоса Л((;) = X, и Xii-X = Х} в моменты времени t; и t2 оценивается корреляционной функцией
<0, ;Ч) = М <х(г|)-^(/1)][да)-1Ч(^)]}=
=L ОХ|	*;<6Л4>
Корреляционная функция случайного процесса представляет функцию корреляционного момента X(ts} для различных сочетаний (| и г2. При rt = t2 корреляционная функция случайного процесса равна его диспер-
193
сии ЕДО.Для оценки статистической связи двух случайных процессов Х(Г> и Т(/), протекающих в разных силосах, вводится взаимная корреляционная функция
^(>1^) =	(г,) - т(0][ДГ:)-т^( £,)]} =
= L L [* fr" У41 tjdxdy
Здесь у^(х; у- t,-, t,) -совместная плотность распределения случайных процессов X(t) и f’(i), она определяет вероятность того, что при f =/|Y(0 <х, н при / = /гЧ'(1;) < у, ,
Автокорреляционная функция процесса нагружения применяется для исследования зависимости значений процесса в некоторый данный момент от значений процесса в некоторый момент в прошлом. Функция является средством для выявления детерминированных процессов, которые могут маскироваться случайным фоновым шумом.
По виду корреляционной функции можно судить о характере исследуемого процесса. Если функция имеет вид экспоненты, то это свидетельствует о преобладании в процессе элементов случайности. Наличие колебаний означает, что в составе процесса имеется элемент периодичности. Строгое повторение значений корреляционной функции по истечении некоторого времени означает, что исследуемый процесс не случайный, а периодический, влияние которого оценивается коэффициентом регулярности
| 2D,
где Dp - дисперсия регулярного процесса; Dc = Dt - дисперсия чисто случайного процесса. При к < 0,7 влияние периодической составляющей несущественно.
С помощью функций спектральной плотности случайный процесс можно разделить на сумму гармоник с непрерывно меняющимися частями. Спектр случайного стационарного процесса представляет собой распределение дисперсий амплитуд по разным частотам, а функция спектральной плотности S (и>) характеризует распределение энергии всего процесса по отдельным частотам разложения.
В частном случае эргодического случайного процесса корреляционная функция может быть представлена интегралом Фурье. Косинус - преобразование Фурье корреляционной функции - определяется равенством
5 ,( 0 ) = 2 г р ,( т ) cos в г Л	(6.17),
где (д>) - неслучайная функция, называемая спектральной плотностью процесса X (/).
Нормированная корреляционная функция, которая является функцией коэффициента корреляции между Дс,), Да) для различных сочетаний 194
lh 1г, в первом приближении может быть принята в виде £ф(т) = е “lrl cos Р (г) , а функция спектральных плотностей
_ а а2 + р2 + аГ
ф “7(д- + д2+й)2};~(2^7	(6Л8)’
гас а> - частота
При статистическим исследовании процесса автокорреляционная функция ( АкоррФ), Автоковар на циоиная функция (АКоврФ), взаимная корреляционная функция (ВКоррФ), спектральная плотность S процесса являются важным инструментом корреляционного и спектрального анализа, которые помогают выявить факторы, определяющие характер изменения, величину и повторяемость нагружений.
6.4.2,	Анализ временных рядов для отдельного силоса и для силосного корпуса
Цель этой части работы состоит в получении статистических характеристик, необходимых для построения вероятностных моделей нагрузок эксплуатационного периода работы зерновых элеваторов на основе теории нестационарных случайных процессов, адекватно описывающих это явление. Получение моделей важно, так как они могут помочь понять природу системы, генерирующей временные ряды, их можно использовать для прогнозирования будущих значений ряда. Ранее показано [136], что используя метод непосредственной схематизации, в качестве первого приближения для прогнозирования напряженно-деформированного состояния элементов сооружения может быть принята упорядоченная последовательность простых одноцикловых моделей нагрузки в виде равнобоких трапеций [149]. За границей анализа остались некоторое число неполных циклов, влияющих на периодичность процесса ( скрытые частоты ).
Более полной представляется расчетная схема нагрузки в виде регулярной последовательности блоков циклов с постоянными или различными максимумами для каждого блока, которая рассматривается в качестве простейшей модели нестационарного случайного процесса. Основным подходом для анализа временных рядов была использована методика корреляционного и спектрального анализа, а средством - пакет программ «ЭВРИС-ТА1>, подготовленный в Московском государственном университете, использующий прикладные аспекты теории массового обслуживания [17].
Практическое определение спектральной плотности по эмпирическим данным сводится к численному определению корреляционных функций, используя косинус - преобразование Фурье,
Схематизация нагруженности методами теории случайных процессов в зависимости от вида перехода в предельное состояние, структуры на-груженности, свойств элементов и оценка статистических характеристик 195
выполнены с целью замены реального процесса нагружения схематизированным по выбранному методу схематизации ( рабочая модель временной нагрузки). Изучались: среднемесячные и годовые изменения нагрузки, законы распределения флуктуаций, годовой ход математического ожидания, выявление и оценка параметров наиболее встречающихся нагрузок.
Анализ нагрузок выполнялся как для отдельного силоса, так и для |-руппы силосов, объединенных в силосный корпус мелькомбината № 4 г. Москвы. Выборки основаны на экспериментальных данных эксплуатируемых силосов.
Обработка данных выполнена по методике [44], адаптированной к этой проблеме, которая предусматривала следующие этапы: определение структуры загруженности эксплуатационного периода работы сооружения, схематизация нагружен но сти, то есть представление ее в упрощенном виде для получения статистических характеристик на основе определенных допущений: оценку статистических характеристик.
Изучение структуры загруженности показало, что по характеру загруженность является комбинированной, состоящей из кусочной и непрерывной составляющих для описания стадии выдержки при загруженном или пустом силосах и для стадии наполнения или опорожнения.
Шаг дискретизации во времени, то есть разбиение непрерывных значений нагружен пости Х{ t) на ряд дискретных значений Х{1} ) был принят равным 1-м суткам, что соответствует числу замеров уровня зерна в сутки по данным заводских лабораторий. Этот шаг был выбран также на основании максимальных значений частоты колебаний. Продолжительность наблюдений определялась состоянием заводского контроля и в среднем находилась в пределах от 6 месяцев до трех лет.
Визуальный просмотр реализаций нагружеиности показал, что она нестационарна по математическому ожиданию, Общий вид принятой математической модели нестационарного случайного процесса X (t), I = 0, 1, 2... имел вид [17]:
X(t) - m(t) + S(t) + Yft)	(6.19),
где т ( I [-непериодическая неслучайная функция { тренд ); £ (I) - сезонная компонента; Y(I) - стационарный случайный процесс.
Проверка на наличие тренда производилась также мепараметрнчес-ким методом “Критерий серий”. Тест стационарности показал, что фактическое число серий относительно медианального значения стандартного отклонения находится за пределами допускаемых границ, то есть процесс должен рассматриваться как нестационарный.
Статистические характеристики случайного процесса: средние значения (средние квадраты), дисперсия, ковариационные функции, спектральная плотность определялись для временных рядов 25 силосов вместимостью 1000-1300 тонн каждый, входящих в силкорпус мелькомбината № 4 г. Москвы (ряды СП 1-С143), (рис. 6.9).
196
Значения характеристик были вычислены на ЭВМ по формулам (6.12 - 6.19) с применением аппарата теории случайных процессов [17].
В качестве основной техники определения периодичности случайно-to процесса был использован статистический анализ ее спектральной плотности, позволяющий охарактеризовать распределение энергии всего процесса по отдельным частотам разложения (Рис.610-6.13)
Рис.6.10. Теоретическая модель С113.Ml ряда данных СИЗ
На рис.6. 10 изображена теоретическая модель С113. Ml флуктуаций вертикальной на!рузки от массы зерна в тоннах на подсилосные конструкции, взятых относительно среднего значения нагрузки. Модель построена на основании эмпирических показателей, полученных за 930 суток эксплуатации силоса СПЗ.
На стадии предварительной оценки для определения эффективной частоты загруженности и анализа процесса с точки зрения его широкопо-лосности при выборе наиболее достоверного метода непосредственной схематизации были вычислены корреляционные функции и спектральные плотности.
Вид корреляционной функции, приближающейся к экспоненте, показывает наличие элемента периодичности в составе процесса (рис.6.12 - 6.13).
Изучение простых периодограмм выявило наличие нескольких пиковых частот, не дающих возможности корректной оценки доминирующих значений колебаний.
197
Так как простые периодограммы не всегда являются самостоятельной оценкой спектральной плотности и не позволяют установить скрытые частоты, то периодичность ряда была выявлена при его анализе в частотной области с помощью сглаженных периодограмм (рис. 6. II), при построении которых учитывалась М - ширина корреляционного окна, отвечающая за степень сглаженности, устанавливаемая из условия минимума среднеквадратичной ошибки. Сглаживание временных рядов позволило установить тенденции (частоту) колебаний; применены методы наименьших квадратов, скользящей средней, полинома Лагранжа.
Рнс.6.11 Сглаженные периодограммы исходного ряда CI13. ВУЕК (1) и его модели
СПЗ. Ml. 113. ВУЕК - (2)
Стационарный случайный процесс
Xt =	,t = 0,±I,±2	(620)
k'J-x'
является смесью гармонических колебаний с частотами А* и случайными амплитудами 4*- Здесь - независимые случайные величины с нулевой средней и дисперсией о которые можно трактовать как мощность гармонических колебаний по частоте
По горизонтальной оси (рис. 6.11) отложены значения частоты колебаний зерновой нагрузки (число цикло в/су тки); по вертикальной оси дана оценка функции спектральной плотности стационарного случайного процесса (мощность гармонического колебания нагрузки ).
Для получения информации по всей полосе частот и отыскания значимых частот, присутствующих в процессе, нагруженность была представлена суммой высокочастотного процесса и процесса изменения низкочастотной составляющей нагруженности. Удаление низкочастотной компоненты было выполнено с помощью оценки тренда и привлечения метода скользящих средних [17], который наиболее часто трактуется как процесс, связанный с фильтрацией или отсеиванием.
С учетом особенностей исследуемых рядов численным экспериментом было установлено, что для анализа данных рекомендуется число членов скользящего среднего (СС) т = 20 т 30.
198
Простые и сглаженные периодограммы имели пики в диапазоне частот 0,0101-s-0,114 циклов / сутки, что охватывает период колебаний нагрузки от 91 до 7,5 суток.
Значение пиковой частоты сглаженной периодограммы исходного ряда С113, DTR ( без тренда ) и ее модели СС113, Ml, DTR были соответственно равны 0, 0410 циклов / сутки и 0, 0429 циклов / сутки, то есть достаточно близки к совпадению (95,6 %), что позволяет сделать предположение об эффективности данной методики.
Выборочное среднее значение определяет уровень, относительно которого флуктуирует случайный процесс, а выборочная дисперсия измеряет размах колебаний относительно этого уровня.
В таблице 6.4 приведены статистические характеристики периодичности, полученные по предварительно обработанным данным по каждому из силосов в количестве 25 штук, входящих в силосный корпус. Для указанной группы силосов период колебаний нагрузки от зерна по выборочному среднему лежит в диапазоне 18,0+25,7 суток, а по выборочной моде - 17,1 + 24,4 суток.
Характеристики периодичности рядов силосов С111-С142 (25 силосов).
Таблица 6 4
Простейшие характеристики	СС-20	СС-30
Выборочное среднее	3 7/37	2572
Выборочная медиана	17,67	24.39
Выборочная мода	17,10	24.63
Максимум	31,32	35.33
Минимум	15,29	20,04
Выборочная дисперсия	3,07	15,73
Стандартное отклонение	1.75	3.97
Выборочная дисперсия имела значение 3,07+15,7 сут. Отношение стандартного отклонения к выборочному среднему изменялось от 0,096 до 0,15, а отношение выборочной моды к выборочному среднему - соответственно - от 0,98 до 0,95.
Результаты проверки гипотезы об адекватности теоретической модели и исходного ряда данных иллюстрируются на примере силоса СИЗ (табл.6.5 и рис.6.12 и 6.13 ). Оценки выполнены на уровне основного ряда, сглаженных периодограмм, рядов без тренда и автокорреляционных функций. Из таблицы 6.5 видно, что наилучшее сближение дают результаты вычислений для сглаженных периодограмм.
Для определения статистических характеристик изменения во времени уровня зерновой нагрузки в силосном корпусе в целом была использована методика усреднения выборочных функций, соответствующих каждому из 25 силосов. Процесс нагружения для силкорпуса рассмотрен как ансамбль реализаций нестационарного случайного процесса (рис. 6.14). При-199
меры реализаций для силосов С 113 -С 138, каждый ёмкостью 1000 тонн, от-! носящихся к периоду эксплуатации продолжительностью I год, были отоб-i раны для четырёх дискретных значений времени, с интервалом равным 3-м' месяцам. Результаты оценки статистических параметров, приведенные в таблице 6.6, показали, что отношения стандартного отклонения к выборочному среднему, то есть коэффициент вариации, изменялись от 0,05 до 0,7, принимая значение 0,34 для силосного корпуса в среднем за год. Отношение среднего выборочных мод за год к вместимости силоса, характеризующее загруженность силосного корпуса, составило 0, 01, а отношение выборочных мод - 0,81.
Проверка гипотезы об адекватности теоретической модели С113.Ml.
Таблица 6.5
Уровень проверки	Критерий хи-квадрат	Р-значение
Основной ряд CU3 и его теоретическая модель CI13.MI	3.797	0,704
Сглаженные периодограммы С1 ]3 и Cl IJ.M1	0,027	(1.869
Ряды без тренда Cl 13.DETR. 30 и Cl 13M1.DETR 30	8,806	0,843
Сглаженные периодограммы рядов без тренда Cl I3.DETR; Cl I3M1 DETR	0,0199	1т00
Автокорреляционные функции рядов без тренда 113.DETR.30 и CU3 Ml.DETR.30	0,034	0,854
tl,?2
S' 0,16

о
ЧЩР  -
•, ; , ~ I ; ;

22
88
no
Рис.6.12. Автокорреляционная функция CS13.0УЕК исходного ряда СИЗ
0,72
5 0,44 £
I 0,16
0.12
-0г4
22
44	66	УВ
ПО
'^адсржхн
Рис.6.13. Автокорреляционная функция модели СП З.М1 .ВУЕК исходного ряда Cl 13 200
Гистограммы интенсивности зерновой нагрузки по данным силосов С111-СJ1 б вместимостью 1300 тонн каждый даны на рис.6.15.
Рис. 6.14. Ансамбль реализаций процесса нагрузки - разгрузки для силосов М> 113.
114, US, 138, входящий в состав силосного корпуса из 25 силосов

Рис.6.15. Гистограмма интенсивности зерновой нагрузки по данным силосов C113-C1I6
В отдельных зонах массива сыпучего фактические значения плотности зерна могут иметь разброс по отношению к средним значениям, которые были приведены в исходных таблицах заводских лабораторий; таким
201
образом Ёмкость могла иметь локальную перегрузку при условии не превышения полезного объёма силоса.
Оценки М.У.Улицкого относительно изменчивости давлений на стены силосов, связанные с разбросом физико - механических характеристик разных сортов зерна, показали [156], что колебания значений коэффициента надёжности по нагрузке при двухстандартном доверительном интервале составляют + 5,3% -г -5,3%.
Изменение статистик загруженности по силосному корпусу ( СИЗ - С138 ) за год
Таблица 6,6
Статистики	Дата измерения; (день, месяц)			
	1.06	1.09	1.12	1.03
Выборочное среднее	601	756	933	877
Выборочная медиана	758	929	993	956
Выборочная мода	853	853	1010	941
Максимум	1024	985	1082	1041
Минимум	0	194	938	446
Выборочная дисперсия	177700	96700	1739	32530
Стандартное отклонение	422	304	41,7	180
Коэффициент асимметрия	-0,523	-1,003	0,59	-1,45
Коэффициент эксцесса	-1,44	-0.813	-0,36	0,87
6.5.	Модель изменения во временя горизонтального давления зерна на стены круглых силосов при эксплуатационном режиме
Анализ исследований, посвященных вопросу давления сыпучих на стены силосов, показал, что формула Янсона, применяемая для расчета бокового давления, не в полной мере отражает процессы, происходящие при его работе в эксплуатационном режиме. Основные положения, обобщающие результаты исследований, сформулированы в работах [60,72,179,181], где установлено, что: а) процесс выпуска зерна сопровождается повышением горизонтального давления на стены от 1,5 до 3,7 раза в сравнении с максимальным давлением при загрузке; б) максимальное горизонтальное давление наблюдается в средней трети силоса выше уровня (2-3)р , где р - гидравлический радиус, а в верхней и нижней трети силоса величина этого давления не превышает теоретического значения, определенного по формуле Янсена; в} циклический характер усилий и напряжений в железобетонных стенах вызывается изменением горизонтального давления по высоте и периметру силоса во времени при движении зерна в связи с пульсацией, а 202
также колебанием давлений при заполнении, выгрузке и работе в проточном режиме.
Отмечены колебания 2-х видов: низкочастотные с периодом Т~ I - 6 часов и амплитудой ~ (1,1 - 1,2) высокочастотные с периодом от 3 секунд до нескольких минут при JM(iI = 1,05 г) величины изгибающих моментов, возникающих в одном и том же сечении при разгрузке силоса и соответствующие деформации меняют знак, что приводит к возникновению мал о цикловой усталости.
Неравномерность изменения горизонтального давления по периметру и высоте силоса отражена в нормах проектирования 1184] с использованием расчетных схем, предложенных Иссерсом Ф.А. и Курочкиным А.М. (рис. 6.16, 6.17).
Рис. 6. 16. Схема равномерного и локаль- рисб 17 Схема разбиения силоса по вы-ного давлений сыпучего материала на соте на зоны стены круглого силоса
Учет изменения горизонтального давления по высоте круглого силоса производится делением на четыре зоны Л,, б;, Л3, hmt, а горизонтальное давление на стены круглых силосов во время наполнения и опорожнения емкостей, а также в процессе их хранения принимается равным сумме равномерного давления р\ и локального давления р\г.
К + л".= =у0-^Л'РК1+й:)	(6.21)
где у- удельный вес сыпучего материала; р - гидравлический радиус;/- коэффициент трения сыпучего материала о стены силоса; Л - коэффициент бокового Давления сыпучего материала; z - (дубина от верха засыпки.
Локальное горизонтальное давление на стены круглых силосов считается распределенным по двум диаметрально противоположным площад
203
кам, равным md/12 * я d/i2 (d - внутренний диаметр силоса). Нормы проектирования не делают привязку площадок локального давления к определенному месту по периметру, отражая случайный характер воздействий.
Коэффициент а2 учитывающий местное повышение давления, зависит от отношения высоты силоса h к диаметру d, принимает значения 0,03 -1,25.
Схема, отражающая изменения во времени горизонтального давления и в соответствии с п. 4.22 [184], предполагает, что кратковременная часть горизонтального неравномерного давления зернасоставляет 0,7 соответствующих местных повышений давления, остальная часть неравномерного давления ph,”а также равномерное давление pi," рассматриваются как временные длительные горизонтальные давления и учитываются при расчете сечений стен круглых железобетонных силосов по 1 н [I группам предельных состояний посредством коэффициента с, в формулах (10)и(11) [ 184]. Нормы прямо не регламентируют частоту колебаний phf-sl‘.
На основании анализа данных по действительным режимам нагружения железобетонных силосов рассмотрена дискретная форма модели изменения горизонтального давления зерна во времени при статистической оценке ее параметров.
График изменения бокового давления при эксплуатационном режиме представляется состоящим из последовательности циклов; в пределах каждого цикла принимается модель эксплуатационного изменения горизонтального давления зерна на стены круглых силосов в виде сочетания длительного ph и серии кратковременных импульсов p^h (рис.6.18).
Рис.6.18. Модель изменения во времени горизонтального давления зерна на стены круглых силосов при эксплуатационном режиме: 1,2 - кратковременная и длительная части неравномерного давления ; 3 - длительное равномерное давление
204
Дискретная закономерность изменения горизонтального давления зерна в пределах одного общего цикла имеет вид:
[о;	с < г <
К (г) +	‘); U-I 1 < <

Д," ( О + 0,3	< t <
Л” (') + п; (О; i; S I < fij,4 — I ^о.еи-1
где /о tn ^,.2 - время начала соответственно 1-го и 2-го циклов;
сусг ~ !cyct = ^i * продолжительность полной ра31*р>зки; ta ^г2 -= Хт - длительность цикла в сутках; fs - to с?,ьЧ - длительность кратковременного импульса в часах; t2 - t, - длительность промежутка между импульсами в часах.
В дополнение к [121] предлагаемая модель учитывает:
-	медленно изменяющиеся воздействия, связанные с общим циклом “нагрузка-разгрузка” силосов (“длинная волна”};
-	низкочастотные колебания, отражающие особенности процессов, происходящих при частичных разгрузках, как серии кратковременных импульсов в пределах одного цикла. Высокочастотные колебания с периодом частот от нескольких минут до 2-3 секунд не отражены в модели, так как они не оказывают заметного влияния на сопротивление стен циклическим нагружениям из-за значения р5 ~ 1, где р, - а."™ I о!'ша - коэффициент симметрии цикла напряжений в арматуре.
Для изучения частоты колебаний горизонтального давления и связанных с ними величин внутренних усилий при разгрузках была проведена статистическая оценка параметров изменения веса зерна по данным заводских лабораторий, фиксирующих ежесуточный уровень заполнения силосов при их эксплуатации на 4-м мелькомбинате г. Москва и мелькомбинате г. Бишкек [136], (таблицы 6.7; 6.8.).
Объем выборок получен по данным изучения работы 48 силосов вместимостью от 600 т до 1400 т за 4 года эксплуатации.
Общий цикл характеризуется параметрами: XI - продолжительностью времени полностью разгруженного силоса; Х2 - продолжительностью между полными разгрузками; ХЗ - продолжительностью времени полностью загруженного силоса; Х4 - продолжительностью разгрузки (в часах); Х5 - продолжительностью времени частично разгруженного силоса. Параметры XI, Х2, ХЗ, Х5 определялись а сутках. Величина этих параметров зависит не только от характера технологического процесса, но и от производительности оборудования для загрузки и разгрузки. Оборудование силосных корпусов позволяло производить загрузку со скоростью 350 ч- 500 т/час, а выгрузку 100 ч- 350 т/час.
205
Статистическая оценка параметра Х4
Таблица б.1
Номер интервала	Интервал час	Середина интервала	Число значений в интервале	Xj rrij
1	0-1	0,5	102	5!
2	I -2	1,5	138	207
3	2-3	2,5	103	257,5
4	3-4	3,5	101	353,5
5	4 - 5	4,5	69	310,5
6	5-6	5,5	39	214,5
7	6-7	6,5	34	221
8	7-8	7,5	16	120
9	8-9	8,5	27	229,5
10	9-10	9,5	7	66,5
11	10- 11	10,5	1	10,5
			1 = 637	£=2041,5
Статистическая оценка параметра Х5
Таблица 68
Номер жгтервала	Интервал сутки	Середина интервала	Число значений в интервале	Xj гл.
1	0-J	0.5	17	8.5
2	1 -2	1,5	216	324
3	2-3	2,5	62	155
4	4-4	3,5	50	175
5	4-5	4,5	23	103,5
6	5-6	5,5	9	49,5
7	6^7	6,5	6	39
8	7-8	7.5	14	105
9	8-9	8,5	5	42,5
10	9- 10	9.5	4	38
11	10 - и	10.5	10	105
12	И - 12	11,5	9	103,5
13	12 - 13	12,5	7	87,5
14	13 - 14	] 3.5	10	]j5
15	Ц.15	14,5	6	87
16	15 - 16	15,5	4	62
17	16 - 17	16.5	7	] 15,5
			V ^459	173S,5
206
ив
Продолжительность времени разгрузки Х4 находилась как отношение изменения за 1 сутки веса зерна в силосе к производительности оборудования. Гистограмма частоты для времени разгрузки силоса Х4 для зоны силоса высотой Лт, при скорости выпуска 100 т/час. показана на рис. 6.19. Выборка данных проводилась по 13 силосам за 4 года эксплуатации. При проведении обработки не учитывались изменения величины объема зерна в пределах высоты (нижняя треть силоса). При определении времени разгрузки учитывался объем зерна от верха засыпки до высоты которая была принята равной 5мс учетом рекомендаций [184] для силоса высотой 30 м.
Время разгрузки Х4 находится в пределах от 0,5 до 5,0 часов. Наибольшая частота повторений времени разгрузки приходится на интервал I -2 часа (табл, 6.7), а период между разгрузками (полными и частичными) составляет I сутки.
Значения Х4 находятся внутри интервала значений низкочастотных колебаний, равных 1 - 6 часов, полученных в результате обработки данных натурных испытаний давлений зерна методами теории случайных функций [136].
207
Замечания
Установлены критерии и выявлены основные типы емкостных инженерных сооружений, конструкции которых во время эксплуатации подвержены малоцикловым воздействиям, приводящим к образованию и накоплению повреждений, снижающих ресурс.Наиболее нагруженными являются следующие основные элементы сооружений; стены, днища и опорные конструкции, конструкции фундаментов.
Изучены режимы работы железобетонных силосов зерновых элеваторов, даны оценки повторяемости нагружений на уровне проектных решений. Временные длительные нагрузки составляют до 75% от полной вертикальной нагрузки по отношению к конструкциям подсилосного этажа и фундаментной плиты с коэффициентом асимметрии по нагрузке pv = 0,17ч-0,27.Число циклов нагружения зависит от грузооборота элеватора и отдельных силосов, его назначения и принятой конструкции, режима его работы. Наибольшая повторяемость характерна для перевалочных припортовых элеваторов и производственных элеваторов при мелькомбинатах.
Рис. 6.20. Схематическая модель нагружений; а) на стены силоса; 6) на подсилосные конструкции. (i) - длительное малоцикловое горизонтальное давление силоса ;
<t) - кратковременное малоцикловое давление зерна на стены силоса ;	(I)
- длительное малоциюювое вертикальное давление на лодсилосные конструкции
208
Разработана методика оценки частотных характеристик реализаций зерновой нагрузки как нестационарного случайного процесса. Предлагаемый метод анализа спектральной плотности посредством сглаженных периодограмм позволил выявить скрытую периодичность колебаний зерновой нагрузки и установить пиковые значения частот. Проверка адекватности теоретической модели временного ряда и исходного временного ряда выявила, что наибольшее сближение даёт сопоставление на уровне сглаженных периодограмм (таблица 6.5). Сравнение указывает на приемлемую точность методики и свидетельствует о возможности оценки скрытой периодичности колебаний зерновой нагрузки методами теории случайных нестационарных процессов.
Для изучения загруженности в целом для силосного корпуса комбината № 4 г. Москвы в форме ансамбля реализаций использована методика усреднения выборочных функций, соответствующих каждому из 25 силосов. Установлены диапазоны значений выборочного среднего для характеристики периодичности нагрузки ( 18 -26 суток ) и соответствующих значений дисперсии (3,1-16 суток).
Наиболее часто встречающиеся нагрузки смещены в зону максимумов н составляют 90 % от вместимости силосов. Распределение плотности вероятности зерновой нагрузки по её интенсивности соответствует, по - видимому, кривым Пирсона 1 -го типа.
На основе фактических данных по заполнению - опорожнению 120 силосов за период от 6-и месяцев до 3-х лет их эксплуатации и статистического анализа параметров продолжительности и интенсивности зерновых нагрузок показана возможность использования единых математических моделей, Общая схематизированная модель нагружений представлена в виде упорядоченной блочной последовательности одноцикловых моделей в виде трапеций или прямоугольников (Рис.6,20).
По мере накопления статистического материала данный подход может быть использован для нахождения статистических характеристик и построения расчётных моделей для других видов сыпучих материалов и жидкостей .
209
Глава 7. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО - ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ МАЛОЦИКЛОВЫМ ДЛИТЕЛЬНЫМ НАГРУЗКАМ
7,1 Сопротивление бетона и железобетона деформированию и разрушению при длительных переменных нагрузках: состояние вопроса
Длительные циклические деформации бетона связаны с механизмом явления, который изучен еще недостаточно [32,205].
Под влиянием малоцикловых нагрузок в конструктивных элементах инженерных сооружений возникают остаточные деформации, которые могут быть рассмотрены как индикатор процесса. Накопление остаточных деформаций и усилий в бетоне и железобетоне представляет собой особенность деформирования при переменных длительных нагрузках. Необратимые деформации рассматриваются как универсальный критерий накопления повреждений, в первую очередь - скрытых.
Воздействия малоцикловых нагрузок на железобетонные конструкции в условиях агрессивной среды особенно заметно влияет на деформатив-ные свойства и трещино стой кость конструкции.
Значительное число исследований посвящено длительному загруже-нию бетона и железобетонных элементов постоянной нагрузкой. Число работ отражающих переменность длительного загружения, сравнительно невелико; большая часть их выполнена по стандартным методикам. Соотношение усилий, вызываемых длительными и кратковременными нагрузками в конструктивных элементах, как правило, не совпадает с теми частными случаями загружения, которые встречаются при стандартных испытаниях образцов.
Исследование циклической ползучести бетона при некоторых вариантах переменной на^узки: немногократно повторном, малоцикловом, блочном и других воздействиях отражено в работах Александровского С.В., Байкова В.Н., Берга О.Я., Бондаренко В.М., Бондаренко С.В., Гвоздева А.А., Забегаева А.В., Попова Н.Н., Зайцева Ю.В., Карпенко Н.И., Кудзиса А.П., Расторгуева Б.С., Яшина А.В., Саталкнна А.В., Арутюняна П.Х., Сигалова Э Е, Львовского Е.Н., Маиляна Д.Р., Назаренко В.Н., а так же других авторов [3,21,4,15,74,129,132,116,150,151,1,205]. Анализ работ показал, что деформационные свойства бетона здесь являются следствием связи между исходными факторами: напряжением, режимом и длительностью нагружения.
Влияние длительных мал о цикловых нагрузок стационарного типа на прочность и деформативность бетона и железобетонных конструкций выражается в основном через следующие факторы: 1) максимальные напряжения в начале цикла загружения; 2) амплитуду цикла и отношение ст”" /crf“ ; 3) возраст бетона в момент приложения нагрузки первого цикла и прсщал-210
жителъность цикла ;4) общее число циклов.
Изменение этих свойств определяется как старением бетона, то есть учётом возраста, так и уровнем и продолжительностью действующих в бетоне напряжений, то есть его “наследственностью’'. В прикладной теории ползучести на основе феноменологических признаков, характеризующих старение бетона, принята классификация [3,161]:
а)	старый бетон: т > 300 суток; Е (т) =Е= const ;
б)	стареющий бетон: 28 < т< 300 суток; Е( г) =Е ~ const ;
в)	интенсивно стареющий бетон: 0 < г < 28 суток; Е( т) * const.
С увеличением возраста бетона в момент приложения нагрузки растет число микродефектов, связанных с уменьшением объема тела в цементном камне, снижается способность бетона к самозалечиванию. В этом смысле стареющий бетон хуже сопротивляется переменным нагрузкам. Уменьшение прочности бетона также происходит в соответствии с уменьшением продолжительности цикла, наиболее четко для бетонов высокой проч но ст и. Другими важными характеристиками являются запаздывание и частичная необратимость деформаций. Это отражено в работах О.Я.Берга, Бондаренко В. М., Бондаренко С.В., Баршикова А.Я [27,209], показавших, что обратимая часть деформаций может быть представлена в виде:
. О =	j ст (/) -^ с‘ ((, г )Л (7.1),
£J>) J d‘
где и соответственно коэффициенты обратимости мгновенных деформаций и деформаций ползучести.
Яшин А.В. отметил, что наибольшее влияние на величину деформаций ползучести оказывают напряжения, действующие совсем недавно, а также напряжения, которые действовали на бетон в более раннем возрасте.
Карапетян К.С., Котикян Р.А. пришли к выводу, что предшествующее длительное сжатие приводит к уменьшению его последующих деформаций, если деформации ползучести относятся к линейным или быстронатекаю-щим нелинейным деформациям.
Мурашко Л.А. показал, что, если максимальные напряжения в бетоне на полу цикле нагрузки <т4	< Rh, то кривая графика деформаций ползу-
чести при приложении постоянных напряжений такого же уровня будег огибающей для всех других кривых деформаций при переменных на1рузках независимо от продолжительности цикла, уровня разгружения и других факторов. Однако полные относительные деформации ползучести бетона при периодических напряжениях с отношением ст<,1ЯЙ/<7д1ЯЩ= 0, 69 (опыты Ново-тарского И.П.) и с отношением	= 0,6 (опыты Юсупова З.Х.) пре-
вышают аналогичные деформации постоянно загруженных образцов соответственно на 7% и 10%.
211
Колышко Н.Н. для описания процесса деформирования при ступенчато повторном нагружении использовал закономерность изменения деформаций ползучести постоянно загруженных образцов (простая ползучесть), уровень напряжений которых равен максимальному уровню напряжений ступеней. Аналитическое выражение, приближённо описывающее изменение средней величины характеристики ползучести бетона, имеет вид:
р(/, %,) = (? (п>, г,)[1 -е'г "" ‘ ]а(Г, т)	(7.2),
где коэффициент уменьшения характеристик ползучести при полных разгрузках А(Лт) определяется как:
}, Xi 0.2(t-г)
Л Г ”100 + (/- т)
Расторгуевым Б.С., Юсуповым З.Х и другими исследователями показано [149], что потери предварительного напряжения в напрягаемой арматуре при переменных длительных нагрузках больше, чем при постоянных длительных нагрузках.
Изучение особенностей сопротивления железобетонных конструкций этим силовым воздействиям показало важную роль характера армирования; влияния степени статической неопределимости, накладывающей ограничения на деформации; кратковременного к длительного перераспределения усилий.
Переменные длительные натрузки при максимальном напряжении сжатия в бетоне сц - (0,4 - 0,7)Л6 вызывают снижение прочности от 1% до 12 % по сравнению с элементами, загруженными постоянной нагрузкой. В то же время в случае неполных разгрузок отмечено увеличение прочности до 7% при уровне напряжений ст* S 0,25/?Л .
В основе подхода лежит представление о том, что состояние железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений можно характеризовать с помощью U- образной функции, показывающей интенсивность развития деградации и характер накопления повреждений во времени (Рис.7.1)
Эта модель предполагает три характерных периода а работе конструкции, отражающих основные стадии жизненного цикла сооружения; приработки, эксплуатации и выхода из строя. Накопление повреждений интенсивно увеличивается в начальной стадии, скорость роста деформаций практически постоянна в средней стадии и заметно нарастает перед отказом.
Функция накопления повреждений D во времени для 2-го типа процесса может быть выражена в дискретном виде как:
212
Рис. 7.1, Схематическое представление основных этапов жизненного цикла инженерных сооружений: а - изменение вертикальных постоянных и переменных нагрузок; бив* временные интервалы наиболее интенсивного развития усадки и ползучести; г - изменение во времени интенсивности накопления повреждений вследствие силовых и несиловых воздействий; д - накопление повреждений при ускоренном разрушении (I} и монотонном развитии процесса (2)
213
a,t‘‘  a3i +c4-, a 5 e°
D =
(7.4),
где: Г, - ta - начальная стадия ( период обкатки ); /2 - г, - стадия нормальной эксплуатации; /5 - - заключительная стадия ( разрушение); г3 - fa - длительность нагружения, Qj - аа - эмпирические коэффициенты деградации.
С учетом [85] изменение скорости сопротивления для расчётных сечений процесса принято в ваде
vf(0 = v//) +уД0 +vr(0	(7Л\
где, vy(r); vtf(^); v*(f) составляющие, зависящие от возраста бетона и продол* жнтельности нагружения; износа от ыалоцикловых воздействий: отрицательного влияния окружающей внешней среды.
При таком допущении срок службы железобетонных конструкций инженерных сооружений может быть рассмотрен как l/v/Oy^, где - коэффициент сочетания нагрузок.
С позиций энергетического подхода необратимость силовых деформаций; мгновенных и ползучести, обуславливается рассеиванием энергии деформирования.
Скорость снижения силового сопротивления при длительных переменных воздействиях vr(t) определена как отношение между приращением остаточных деформаций за один цикл воздействий к длительности жизненного цикла Дг, когда / -> оо, то есть v/r) = de;ej/dt. Это отношение пропорционально отношению диссипации энергии за один цикл Е^ t к полной диссипации энергии - Ею1. Тогда приращение диссипации энергии за N; циклов выразим как:
Д£. = Д£„ exp- (N, - 2) i А	(7.6J,
где приращение диссипации энергии за I -ый и 2 -й циклы - число полных циклов нагрузки; А - коэффициент, зависящий от свойств материалов, уровня напряжений, продолжительности нагружения.
Характер этой закономерности, оценка скоростей изменения свойств железобетона в условиях длительных силовых воздействий циклического характера, значения коэффициентов для железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений требовали дополнительного изучения.
7.2.	Задачи экспериментальных исследований
Экспериментальные исследования поведения инженерных емкостных сооружений с учетом малоцикловых силовых воздействий и фактора времени представляют сложную задачу. Использование крупномасштабных моделей для изучения процессов структурных изменений, деформирования, 214
трещи необразованна и разрушения связаны с большими трудностями в осу-ществлении подобия физических процессов, так как в этом случае практически невозможно воспроизвести неоднородность бетона по толщине стенки и характер армирования.
При испытании моделей до разрушения возникает проблема сохранения подобия предельного давления, которое можно получить: а ) увеличивая высоту столба сыпучего, но отклоняясь при этом от исходной расчетной схемы сооружения; б ) используя при испытаниях искусственный сыпучий материал, регулируя его удельный вес или плотность.
Поэтому для изучения работы рассматриваемых сооружений был принят комплексный метод экспериментальных исследований, который включает исследование физико - механических, реологических свойств бетона при постоянных и переменных нагрузках, исследование обобщенных фрагментов сооружения, привлечение результатов наблюдений за работой реальных сооружений и развитием в них повреждений.
Результаты испытаний были рассмотрены под углом зрения теории накопления повреждений, в первую очередь для ответственной начальной стадии ( период приработки ).
Анализ причин нарушений нормальной эксплуатации инженерных сооружений показал, что эти нарушения часто связываются с повреждениями подсилосных колонн и стен силосов.
В качестве основных объектов исследований были приняты следующие обобщенные фрагменты, испытанные в режиме малоцикловых длительных силовых воздействий (рис. 7.2.).
Размеры сечения фрагментов, процент армирования, класс бетона и арматуры, начальные и граничные условия, параметры нагрузки и ее продолжительность принимались такими, чтобы были соблюдены требования геометрического и физического подобия.
Опытные образцы моделировали наиболее нагруженные несущие элементы сооружений: сжатые - колонны и фрагменты подсилосных этажей зерновых элеваторов; растянутые - стены предварительно напряжённых круглых силосов на стадиях их возведения и эксплуатации.
215
Исследования были проведены с целью отыскания основных закономерностей изменения сопротивления деформированию, тре (Ценообразованию и разрушению выбранных железобетонных конструкций ёмкостных инженерных сооружений переменным силовым воздействиям эксплуатационного уровня согласно моделям нагрузок главы 6, а также обоснования моделей деформирования при сложных режимах нагрузки. Испытания были выполнены в лаборатории кафедры железобетонных конструкций МИСИ им. В.В. Куйбышева - МГСУ в период с 1987 по 1993 годы.
Основными задачами являлись:
-установить влияние параметров длительности и повторяемости воздействий на прочностные и деформативныс свойства бетона и на напряженно - деформированное состояние и трещиностойкость элементов конструкций в зависимости от параметров режима загруження, процента армирования, вида напряжённого состояния и возраста бетона для опытных образцов;
-	выявить особенности структурных изменений, закономерности и скорости накопления повреждений в железобетонных элементах с учетом деструкционных процессов при малоцикловых длительных воздействиях;
-	установить опытные значения основных параметров диаграмм деформирования бетона и железобетонных элементов с учетом фактора времени для их использования при обосновании методики оценки долговечности сооружений.
7.3.	Испытания фрагментов подсилосного этажа малоцикловыми длительными сжимающими нагрузками
7.3.1. Методика испытаний
К числу возможных причин, способствующих повреждениям подси-лосных конструкций, относятся: неравномерность эпюры давления на фундаментную плиту; перераспределение напряжений из-за ползучести грунта; изменчивость временной нагрузки, связанная с наполнением и опорожнением силосов при их работе на этапах первичных нагружений и в эксплуатационном режиме £134].
Именно на начальной стадии работы сооружения во многом формируется его напряженно - деформированное состояние. Поэтому методика испытаний и оценки долговечности конструкций опиралась на опытные данные, отражающие фактические режимы нагрузки, изменчивость свойств бетона, совместную работу этих конструкций с основанием и верхним строением.
В качестве аналога рассмотрены два участка силосного корпуса из сборного железобетона типа СКС - 3: первый - примыкающий к крайним силосам, и второй - расположенный в средней части силосного корпуса 216
(рис. 7.3). Для первого участка характерны разные осевые жесткости колонн, для второго - эти жесткости были одинаковы (рис.7.4 и 7.5).
Рис.7.4. Конструкции опытных образцов железобетонных рам и коротких колонн: I -продольная арматура 4 0 6 Alli, fi % = 1,33%; 2 - I - продольная арматура 4 0 10 AHI, fl % =- 3,14%; 3 -поперечная арматура 0 4 Вр, шаг 80 мм; 4 -стальная пластина 600x100x30 мм
Рис. 7.3. К выбору аналога для испытаний: 1 - силосы; 2 - подсилосные элементы; 3 - фундаментная плита; 4 - упругое полупространство; 5,6 - участки подсилосного этажа, отобранные для моделирования
Характеристики опытных образцов приведены в таблице 7.1, которая включает данные по основным параметрам бетонных образцов (ПР-6,7), эталонных и режимных армированных образцов (ПАН1, ПАХ1) и соответствующих последним образцов фрагментов (РМ1, РМ2). Методикой испытаний предусматривалось загружение образцов циклическими нагрузками в количестве 7-10 циклов. Продолжительность первого цикла - 7 суток; на-217
Рис. 7.5. Карта испытаний режимных образцов малоцикловой длительной нагрузкой в прадедах одной серии. Приведены режимы загруження и деформирования при переменной и постоянной нагрузках
чальный коэффициент асимметрии цикла по нагрузке plV,*eg =	~
0,25; максимальный относительный уровень напряжений в бетоне на первом цикле г}^ = 0,7; минимальный относительный уровень j;rain = 0,175. Кратковременные сравнительные испытания режимных образцов после серии циклических нагрузок и эталонных образцов до разрушения выполнялись при загружении их с постоянной скоростью деформирования = 2 % /ч.
Исследование влияния возраста бетона, длительности и переменности напряжений является важной и, в отдельных частях, недостаточно изученной областью прикладной теории деформирования бетона и железобетона. Поэтому значительное место отведено экспериментальной оценке этих параметров при дополнительных испытаниях 3- х серий бетонных и армированных призм размером 100 х 100 х 400 мм ( образцы серий ПБ и ПА ). Циклическое нагружение последних характеризовалось отношением длительной переменной нагрузки к постоянной нагрузке, равным 8, 3; продолжительностью цикла нагружения 10 суток, общим числом циклов -7; коэффициентом асимметрии нагрузки pv =	0,1; прочностью бетона
12,4 МПа; начальным модулем упругости Еь = 1,84  104 МПА; коэффициентами асимметрии напряжений в бетоне и в арматуре соответственно pj -CTi.mii/crbiraax = 0.06—0.15; и р, = о* я!л/о* >га9 = 0,54-0,45. Уровень относитель-218
Характеристика опытных образцов
Таблица 7.1
Дмфр образцов	Гэометриче-скев характеристик!'			Продельная арматура.		Поперечная арматуре.	Класс батона
	А Ш	Б Ж		Число стер-жен, диаметр, класс.	ВХ	Чкйдо счер-ЖИбЯ, дай* мэтр, класс.	
Bil-I	КО	100	£20	4ф10 П1Ь 4« АШ	3,14 1,13	Хоиут «Вр1	В20
FMI-2	ко	100	820	4К АШ + 4Ф6 ЛТП	1,13 1,13	шаг ВО Ю	
ПАН1-;:2	Ito	IDO	400	4Ф6 ЛТП	1'13	Хоцут MV	В20
ПАХ1“!:2	100	100	400	4МО ЛИТ	3.14	шаг 80 Ш	
EWTI-I	есю	100	S20	Ша AKI+ 4Ф6 ДТП	3,14 LI3	Хсиут « BpI	В20
Ж1-2	G00	100	320	406 АШ + 406 АШ	тлз LI3	шаг 90 №1	
JUTI-I	100	too	400	жо *ш	3,14	Хоиут МВр!	B2D
ПАТ1-2	100	100	400	Ж ЛТП	1,13	шаг SO 1U	
ПБТ1-П2	100	TOO	400	-	-	-	020
ПБП-3:€	150	150	600	-	-	-	
ПВШ-1:2	100	100	400	-	-	-	В20
ЕБК1-3:6	ISO 		ISO	SOO	-			Б20
KSKl-i:18|15? 1		150	I5O	-			-		В20 	
пых напряжений г) (г) = а*1ПИХ/Я№? = 0,63 - 0,27 соответствовал средним эксплуатационным напряжениям. Испытания, синхронизированные во времени, проводились для образцов параллельных серий, отличающихся только возрастом бетона в момент передачи усилия 1 - го цикла: 21 суток и 240 суток. Остальные характеристики даны в [125,133]
При разработке методики испытаний использован также приём сопоставительного изучения работы бетона и железобетона при:
-	действии на образцы-близнецы малоцикловых длительных нагрузок одинаковой интенсивности, приложенных в разные возрасты бетона, для выявления фактора старения на деформации бетона;
-	изучении влияния армирования, стесняющего деформации бетона при малоцикловых длительных нагрузках;
219
-	оценки влияния режима нагружения на изменение прочности, деформаций и структуры бетона и железобетона.
Удовлетворение условиям длительности и переменности нагружений, необходимости тщательного контроля времени, потребовало преодоления определенных трудностей методического плана.
Особенностями методики испытаний были моделирование и реализация режима испытаний при основных параметрах циклических нагрузок, соответствующих по своему характеру фактическим значениям усилий при эксплуатации реальных силосов. Было предусмотрено максимально возможное приближение параметров нагрузки при испытаниях с фактическими параметрами, характеризующими работу железобетона при эксплуатации в реальном сооружении в отношении: уровня максимальных и минимальных напряжений в бетоне, продолжительности цикла воздействии, степени предварительного обжатия бетона, соотношения между постоянными и временными нагрузками, процента рабочего армирования, классов арматуры.
Образцы были запроектированы с таким расчетом, чтобы воспроизведенная при испытаниях амплитуда колебаний напряжений в бетоне и арматуре соответствовала ожидаемым значениям при эксплуатационной работе сооружения. Минимальное сжимающее yesume на первом цикле соответствовало вкладу собственного веса сооружения в полную вертикальную нагрузку и составило 10 kN, максимальное - 93 kN и примерло находилось на уровне 50 % значения кратковременной разрушающей нагрузки.
Предварительным условием при подготовке программы испытаний явилось требование выбора режима нагружения, развернутого во времени, который бы в основных чертах отражал реальные силовые воздействия на конструкции силоса при его эксплуатации.
Реализация случайного процесса нагружения с параметрами, отражающими типичные условия силовых воздействий на элементы инженерных сооружений в эксплуатации, представляет оптимальный способ получить наиболее полные результаты испытаний. Однако организация таких испытаний затруднена из - за сложности создания специализированного оборудования. Более предпочтительным также явился бы метод блочных нагружений.
Режим испытаний принят на основе статистической обработки опытных данных по фактическим параметрам нагруженности силосов при их эксплуатации (см. гл. 6).
Программа нагружения состояла из 2-х этапов: первый - циклические длительные испытания, моделирующие эксплуатационный характер воздействий в пружинных стендах или рычажных установках для изучения образования и накопления повреждений силового происхождения, а также связанных с усадкой и ползучестью; второй - кратковременные испытания до разрушения.
220
После малоцикловых длительных нагрузок все основные образцы
были испытаны до разрушения с целью оценки суммарных силовых повреждений через изменение параметров диаграмм “ст - е ” для бетонных образцов, зависимостей “/V - Д” для моделей железобетонных колонн и перераспределения усилий между элементами рамной системы подсилосного этажа. Основная идея данной методики проиллюстрирована с помощью расчетной трехмерной модели, изображенной на рисунке 7.6.
Рис 7.6. Диаграммы изменений напряжений и деформирования сжатого бетона при длительных повторных загружениях стационарного типа и неполных разгрузках
В пружинных стендах переменная длительная нагрузка была вызвана за счет предварительного сокращения или распрямления пакета пружин; необходимая величина усилия устанавливалась предварительным сжатием гидравлическими и винтовыми домкратами и поддерживалась регулировочными винтами в течение всего периода длительных испытаний.
Времени нагружения каждого цикла 15- 30 секунд.
Для оценки уровня накопления силовых повреждений вследствие циклических воздействий автором разработана и реализована методика испытаний на стандартном гидравлическом оборудовании ( гидравлический пресс ПММ-250 ) с использованием приспособлений для центрирования режимных образцов до разрушения по “ жёсткой схеме позволяющая контролировать процесс разрушения в диапазоне разрушающих усилий от 50 кН до 1000 кН и получить нисходящую ветвь диаграммы деформирования. Скорость деформирования выбиралась из условия входа на вершину диаграммы "ст - s ” за 60 минут при максимальном значении относительной деформации, равном 200  I О-5 (2 %).
Испытания в “жестком” режиме позволили получить полные диаграммы практически во всем рабочем диапазоне деформирования. Методика предусматривала регулирование скорости деформирования за счет мониторинга продольных деформаций бетона и арматуры по показаниям индикаторов часового типа при условии их интенсивной обработки для получения средних значений. Шаг приращения деформаций на каждой ступени этапа
221
нагружений, равный 5  10-5, определял величину сжимающего усилия. Ilpaj достижении установленного уровня средних значений продольных дефор.! маний стабилизация этого уровня достигалась снижением усилия на 1 -3 %;* это объясняет “ пилообразный “ характер экспериментальных диаграмм; вследствие незначительных флуктуаций усилий относительно их среднего: значения. Данная методика требует синхронизации съема показаний и тщательного центрирования образцов. Критериями разрушения были приняты:’ откол защитного слоя и потеря устойчивости продольных сжатых арматурных стержней вследствие разрыва хомутов.
Общая продолжительность испытаний всех серий была выбрана, исходя из ожидаемой стабилизации перераспределения усилий между бето-; ном и арматурой и лабораторных возможностей с точки зрения сохранения  устойчивого температурно - влажностного режима, и составила 70 - 90 суток.
Контроль за характером и натеканием температурно -усадочных де-: фармаций, вызванных изменениями температурно - влажностных условий,  выполнен на образцах с неизолированными боковыми поверхностями, на-! чиная с момента г = 3 - м суткам. Это дало возможность выделить из пол-. ных деформаций их часть, связанную с усадкой. Колебания температуры и i влажности при модуле поверхности опытных элементов ш> 15 за 60 - 90 суток были незначительны.
Деформации простой ползучести при постоянных сжимающих напря- . жениях в начальный, средний период испытаний и при их завершении, изучались на образцах, загруженных одновременно с режимными образцами.
Для прогнозирования кривых простой ползучести использована ме- ; тодика, разработанная Щербаковым Е.Н. и основанная на алгоритме оценки числовых параметров функции усадки и удельных деформаций ползучести. , Интервалы времени при снятии отсчётов при нагрузке и разгрузке были не । реже, чем 1, 2, 4, 8, 16, 32, 64 суток.
Общая схема испытаний, включая историю нагружения и геометрию опытных образцов, дана на рис 7.7-7.13.
Использованы следующие материалы: портландцемент М400, крупный заполнитель - гранитный щебень размером 5 мм; мелкий заполнитель -речной песок, пропущенный через сито с размером ячейки 0,8 - 1, 0 мм. Во всех замесах бетонной смеси была соблюдена пропорция Ц: Щ: П 1:3,4:1,9 по весу при водоцементном отношении 0, 65.
Образцы армированы четырьмя продольными стержнями диаметром 6 мм из арматуры класса A-I1J, поперечное армирование - проволока диаметром 4 мм класса Вр-l, шаг -100 мм.; варьировались также коэффициенты продольного армирования: /г = 1,13 и 3,1 %.
Опытные величины перемещений и деформаций контролировались по показаниям прогибомеров Аистова, индикаторов часового типа с ценой деления 0,01мм и тензорезисторов.
222
N(tJ kN
Рис. 7.8. Схема пружинной установки для испытания бетонных образцов постоянной нагрузкой: I - плас* тина; 2 - динамометр 50 кН;3 -стальной шарнир; 4 - индикаторы часового типа; 5 - бетонная призма;
6 - пружина
Программа нагружения

Блок ннгрушн
Номер цикл*
Рис.7.7. Схема испытаний на длительное малоцнкловое сжатие, программа нагружения и геометрия опытных образцов
Рис.7.9. Схема пружинной установки для испытания армированных образцов переменной нагрузкой: I - гидравлический домкрат; 2 - стопорная шйкз; 3 - стальной шарнир; 4 - индикатор часового типа; 5 -модель железобетонной короткой колонны; 6 - прогибомеры; 7- стальная пружина.
223
Рис.7.10, Схема пружинной у станов-кн для испытания железобетонных рам переменной нагрузкой: I - гид-ч равяический домкрат; 2 - стопорная 1Дйка; 3 - динамометр 50 кН типя| "LU50"; 4 - стальной швеллер; 5 -тя^ га образца рамы; б - индикатор часе-; вого типа; 7 - тяга установки; 8 - же-', лезобетонная рама, 9 - стальной цен4 тровонный шарнир; 10  стальна# пружина
Рис.7.II. Общий вид установки для испытаний фрагментов и железобетонных моделей колонн подоил осн ого зтажа длительными циклическими нагрузками
224
Рис.7.12. Армирование моделей железобетонных коротких ко-лонщ имеющих различный коэффициент и характер поперечного армирования
Рис.7.13. Общий вид и расстановка измерительных приборов на опытных образцах железобетонных моделей, подготовленных для проведения длительных нс-пытаний
Для изучения процесса микротрещин ©образования были использованы методы: ультразвукового мониторинга и оценки структурных изменений с помощью дифференциального коэффициента поперечных деформаций dv = Л£^Ае,„.
Методика синхронных испытаний, основанная на сопоставлении работы бетона и железобетона, позволяла установить переменную во времени величину усилия в бетоне армированного образца, характер перераспределения внутренних усилий и особенности деформирования образца при разгрузке. При заданном характере нагрузки на образец '<((, г) (рис. 7.14) и вы-численны м по деформациям усилиям в упруго работающей арматуре .'/’л/, г), усилия в бетоне определялись по формуле:
225
Рис.7,И. К методике определения усилий в бетоне при испытаниях железобетонного образца
\а.т) = №.г)-^(Г,г)	(7.7)
Режимные железобетонные и бетонные образцы каждой серии испытывались попарно: сначала прикладывалась нагрузка на армированный образец; в заданный момент времени вычислялись усилия ^((, г), которые воспроизводились на бетонном образце, установленном на рядом стоящей установке. Эта последовательность сохранялась при любом изменении нагрузки а течение всего периода- циклических испытаний.
7.3.2. Анализ составляющих относительных деформаций бетона при малоцикловых длительных сжимающих нагрузках
Развитие повреждений а бетоне железобетонных элементов инженер- • ных сооружений при малоцикловых длительных нагрузках может быть вы- : ражено через параметры, характеризующие общие закономерности ; циклического деформирования, накопление остаточных и необратимых де- ! формаций, структурные изменения в бетоне.	(
Полные деформации нагруженного образца определились согласно ; [161] как:
e»=s0+e(1+ee,+e,(r) + eJ,(T)+£4.+ег(г)+е_	(7.8),
где:£д = £,./ - упругие деформации; Sg„ - быстронатекающие деформации; е„(т) -длительная часть деформаций; 6,,.(т) - деформации усадки; дт(т) - напряжённая усадка (равна 0 при гидроизоляции); £j(r) -температурная деформация; бут( г) -деформации , вызванные условиями твердения.
Методика их оценки после циклических воздействий эксплуатационного периода основана на следующих предпосылках:
I, Полные силовые деформации каждого цикла е (t, t0) разделены на их составляющие: упруго - мгновенные ; (|, г0) и t0); составляющие деформаций ползучести при нагрузке st.2(z, /0) и разгрузке г0), и на каждом “i-ом” цикле представляются суммой четырёх составляющих (Рис. 7.15 и 7.16). Тогда функция изменения деформаций во времени на i-ом цикле нагрузки имеет вид: 226
eti.,
^ajl.2 ( o) * ^1	4’
(7.9).
где /fl - / J; /) - /t; * продолжительность соответственно полу цикло в нагрузки
я разгрузки для отдельного цикла.
Рис. 7J5. Деформации последействия при малоцикловых длительных нагрузках
,1	2	3	4	5	€	7 Пч
Ч.е 2-ю
Рис. 7.16. Зависимость величины составляющих продольных относительных Деформаций железобетонных образцов серии ПА1 от номера цикла
227
2. Полные остаточные деформации сжатого элемента, накопленные к концу “i”-ro цикла нагружения, могут быть найдены из следующего выражения:
е L(r,r,) = е ,.!-,)+[(£;+£,')+е ;>]	(7,ю),
где е'^ - упруго - мгновенная составляющая полных относительных силовых деформаций к моменту приложения наЕрузки “Г -го цикла, - деформации ползучести . накапливающиеся при постоянных напряжениях этого цикла, - упруго -мгновенная составляющая полных деформаций при разгрузке, е‘ обратная ползучесть при разгрузке; г,. - возраст бетона к моменту нагружения первого цикла; г, -возраст бетона к i - му циклу загружений
3. Последние две составляющие полных деформаций : упруго - мгновенные деформации при разгрузке se!, {t, la) и деформации упругого последействия еСГ2 (н 'о), развивающиеся во времени , характеризуют процесс восстановления размеров образца. По определению А.Р.Ржаницына [171], упругое последействие бетона - это частичная обратимость деформаций ползучести после разгрузки , вследствие восстановления деформаций упругих компонентов бетона , протекающих в связных условиях. Поэтому, если имеется упругое последействие, то принято считать [3,41], что деформация ползучести обладает обратимостью.
В соответствии с рекомендациями [161] необратимые при разгрузках деформации ползучести , не связанные со старением , относятся к необратимым деформациям 1 -го рода , а деформации , зависящие ст возраста бетона , - к необратимым деформациям 2 -го рода. Упругое последействие характеризуется степенью обратимости деформаций ползучести или отношением деформаций упругого последействия к деформациям ползучести , натекшим за время нагрузки сд(/, 10) / г>(/, ln\ и зависит от состава, возраста к моменту загрузки и раЗЕ’рузкп , и напряжённого состояния бетона. Полная необратимая деформация бетона после “ i “-го цикла определялась как:
Д‘е(П0= Д'еДм^ + Д'еД/.^,)	(7.11),
где Д' - разности упругих деформаций; Д' еД), 1о) - разности деформаций ползучести;
^r^rl =® bxl.l ЫЗ 11	=£ Кй iiek	(7.12)
Необратимая часть деформаций ползучести обусловлена в основном необратимыми качественными изменениями микроструктуры бетона [27.108].
Анализируя характер циклического деформирования с учетом рекомендаций А.Я. Барашикова и [32], было установлено, что рост необра-228
тимых деформаций протекает за счет: а) неравенства упругих деформаций бетона при нагрузке EeU (/, г0) и при разгрузке f0) , то есть за счёт неполной обратимости упругих деформаций ; б)частичной необратимости деформаций ползучести ;в) деформаций усадки бетона.
При неполных разгрузках накопление остаточных деформаций определяется упруго - мгновенными составляющими деформаций при разгрузке (п) и составляющими деформаций упругого последействия t0). Следует заметить, что при разгрузке в бетоне армированной конструкции могут формироваться напряжения растяжения вследствие разгрузочного эффекта арматуры.
Деформированное состояние бетона при малоцикловых воздействиях эксплуатационного уровня (	- 0,5 - 0,7 ) характеризуется стаби-
лизацией деформаций ползучести и обратной ползучести , происходящей в основном за 5 - 7 циклов (Рис.7.17 -7.19 , таблицы 7.2 и7.3)
Время, часы
Рнс.7.17. Характер деформирования железобетонной модели фрагмента подсилосного этажа с разными жесткостями колонн при циклических длительных нагрузках эксплуатационного уровня
Рис.7.18 и 7.19 показывают заметное влияние начальных циклов нагрузки на характер сопротивления бетонных образцов. Основная часть деформаций ползучести и обратной ползучести ( 60 -75 % ) была получена за 2 - 3 цикла воздействий, а после 5 -7 циклов деформации ползучести практически стабилизировались во всех испытанных сериях образцов.
Результаты анализа необратимых деформаций : упругих и связанных с ползучестью , а также зависимостей нх разностей от номера цикла показаны в табл.7.4 и рис 7. 20-7.22 .
229
ПЛН 1-1
Рис.7.18. Зависимость состааля ющих относительных деформа ций: a) 2; б) 2^ от номера цик ла для образцов f - Ой серии
Рис. 7.19. Эксперимен тальные деформации пол чу чести и обратной ползу чести армированных об разное серии ПА1 от вре мен и выдержки.
230
Номер цикла
Рис. 7.20. Зависимости разностей •	,----^МОО упругих составляющих
Е b.d.l
относительных деформаций бетона в % от номера цикла (продолжительности)
„	_	_ Е 6.^,1 Е t.et.2 ,лп
Рис. 7. 21. Зависимости разностей -------j--------1 ои неупругих составляющих
Е ХИ.1
относительных деформации бетона в % от номера цикла ( продолжительности)
Рис 7.22. Зависимость приращения остаточных деформаций бетона Де^№t от номера цикла
231
Изменение составляющих полных силовых деформаций а зависимости от числа циклов и вариантов армирования для образцов 1-й серин.
Таблица 7.2
> цикла	образцов	Соетаалякщиа деформации  I05 /арматура/				Составдяпцие деформации 110^/бетон/			
		ее11	Ё02	₽	eart	%11	ео2	ее12	eaft
I	PUI-2-1	37.3 100%	8.46	29.97	4.06	35.8	10.58	31.13	4,34
			1001	100%	100%	100%	100%	100%	100%
	НП-2-П	29.97	9.22	27.47	3.8	29.67	9.22	28.54	4.126
		100%	1001	100%	100%	100%	100%	100%	100%
II	FMI-2-I	29.26	10.65	30.01	2.65	30.19	10.38	31.13	1.89
		78.41	126 1	100 %	65.4%	84.4%	98.1%	100 %	43.5%
	BU-2-II	26.84	8.7	26.37	3.66	27.2	8.45	26.3	4.68
		89.51	94.61	95.9 %	96.1%	91.7%	91.9%	92.1%	113 %
ш	BII-2-I	30.0	0.95	27.57	3.84	30.19	8.50	29.3	3.77
		80.41	106 %	92	%	94.8%	84.3%	80.2%	93.91	86.91
	PMI-2-II	27.1	8.7	25.4	3-5	27.2	8.45	25.3	3.74
		90.41	94.51	92.3 %	90.7%	91.7%	91.9%	8В.71	90.6%
IV	PMI-2-I	30.22	5.32	27.8	3.4	31.13	5.66	29.25	2.83
		81.ОЖ	62.8%	92.7 %	83.9%	Эб.9%	53.5%	93.9%	65.2%
	РИ1-2-II	26.9	5.19	24.6	2.7	26.28	5.53	24.4	2,81
		89.7%	56,31	89.6 %	71.5%	88.6%	61.2%	85.5%	68Л%
V	PMI-2-I	29.5	5.32	28.7	2.93	30.2	5*7	30.19	1.69
		79.11	62.8%	95.9 1	72.5%	64.3%	53.5%	96.9%	43.5%
	PMI-2-II	25.6	4-26	25.6	3.62	25.33	3.75	26.28	0.94
		85,5%	46.2%	96.9 %	94.9%	85.4%	40.8%	92.1%	22.9%
VI	FWI-2-I	29.1	5.05	28.5	1.44	28.3	5.66	29.25	1.39
		77.9%	59.71	95.2 £	35.61	79.1%	53.5%	93.9%	43,5%
	PMI-2-II	28.76	3-98	25.88	0.73	25.33	3.75	25.3	0.93
		95.91	43.2%	94.2 %	19.1%	85.4%	40,8%	88.7%	22.4%
Таблица 7.4. содержит информацию о разностях упругих деформаций ползучести в начале и в конце нагрузки каждого цикла , характеризующих степень их обратимости. Таблица 7.5 раскрывает экспериментальную зависимость полных необратимых относительных деформаций бетона ст числа длительных циклов.
Эксперименты показали, что циклическая составляющая необратимых деформаций армированных сжатых элементов , связанная с ползучестью, зависит не только от возраста бетона, то есть скорости его старения , но и от уровня напряжений наследственности, снижения сцепления арматуры с 232
Изменение составляющих полных силовых деформаций в зависимости от числа циклов н вариантов армирования для образцов 1-й серии, (продолжение)
Таблица 7.3
* цикле	ИВФр oopsa-ЦОЖ	Соста ляпщ  Ю5 /а		е деформации натура/		Состамящке дефоршдеи Ю5/ветон/			
		ее11	Есг	евзг	Eatt	Sen	6ог	Еа1й	
VII	И11-2-I	29.5	1.44	20.04	3.15	30,19	1.88	29,25	г.аз
		79.1*	17.11	93.5 %	77.7%	84.31	17.8*	93.91	66.2%
	FMI-2-П	£6.96	2.ОТ	27,6	г.7г	35.33	0,94	24,41	2.81
		39. И	гг.4»	1ОД.З*	71.61	85; 4%	10.3%	85,5%	68.2%
VIII	нп-г-з	гэ.тб	3.4	26,1 ЭТ-Г %	1.68	30.19	2.83	26.4	1.В9
		79.81	40.2%		41.4%	84.3%	26.7%	84.91	43.4%
	FVI-2-II	29. Т	2.99	23 .в	0-73	35.33	2.81	20,58	0.93
		97.0%	зг.«	86.6 1	19.14	85.41	30.61	72.1%	22.41
IX	FUI-2-I	25.65	2.16	26,04	2.4	24-53	2,83	27,36	2,03
		68.81	25.61	ВЭ.б %	59-2%	68.5%	26.7*	В7.9%	65.2*
	Ш-2-II	гз.се	1-46	23,23	1.0	19.65	1.86	20.63	0.94
		76.91	15.9%	84.0 %	26.4%	66.2%	20.3%	72.3%	22,8*
X	рщ-з-I	29.02	0.72	37.79	— %	29.25	0.94	45 Л	
		77.8%	8.521	126.0%		01.6%	0.91*	146.7	— %
	JUI-2-II	25.56	0.47	25.5	—	22.62	0,94	24-46	
		85.31	5.11%	92-8 %	— %	75,9%	10.3%	05.7%	
Степень обратимости относительных деформаций бетона при длительном циклическом сжатии
Таблица 7.4
Характеристика	Номер цикла						
	1	2	3	4	5	6	7
- МПа	8,28	8,28	8,28	8,28	8,28	8,28	8,28
'МПа	0,8	0,8	0,8	0,8	0,8	0,8	0,8
l-ая серия	0, 127	0, 199	0, 464	0,401	0,388	0,49	0, 409
2-я серия	0, 125	0, 209	0, 392	0, 480	0, 470	0,47	0, 460
233
Составляющие циклических необратимых относительных деформаций бетона при длительном циклическом сжатии
Таблица 7.5
Характеристика деформации ( 1O‘S)	Номер цикла						
	1	2	3	4	5	6	7
1-ая серия							
д 1	44,0	3,9	2. 3	1,3	2, 1	1,2	1,5
Д , £с	39,2	27,4	6,4	6, 3	8,5	7, 1	9, 7
Полная необратимая деформация Д, = Д1 £« + Д, %	83,2	31, 3	8,7	7,6	10,6	8,3	11,2
2-я серия							
	17, S	2, 9	1,3	1,6	1,2	-3, 8	-4.0
	28,6	14. 7	6,2	3,9	3,5	4,6	4,8
Полная необратимая деформация дг = д,$„+а,*t	46, 1	17,6	7,5	5,5	4, 7	0, 8	0, 8
бетоном , а также от постепенного разрушения краёв микротрещин в момент очередного их зажатия. Разности этих деформаций не восстанавливаются и могут относиться к необратимым деформациям, их величина неодинакова, связана со старением бетона и зависит от числа циклов. По-видимому, впервые на эту гипотезу было обращено внимание А.Я. Барашиковым.
Деформации последействия имеют малую степень нелинейности, практически их можно считать линейно зависящими от величин напряжений образцов до разгрузки; при эксплуатационных значениях напряжений Т] RJt) <0,5 -0,6 деформации ползучести практически полностью обратимы.
При малоцикловом длительном сжатии 36% упругих составляющих необратимых деформаций связаны со старением (необратимые деформации 2 -го рода), а 64% не зависят от возраста бетона (необратимые деформации 1-го рода). 28,6% неупругих составляющих этих деформаций представляют необратимые деформации 2 -го рода, а 71,4% - необратимые деформации 1-го рода.
234
Принимая во внимание установленную в экспериментах способность бетона к ускоренной стабилизации всех составляющих деформаций при эксплуатационных уровнях нщ-рузки было принято обратимую часть деформаций ползучести на участках разгрузки при количестве циклов более 5-7 считать независимой от их числа и равной среднему значению ф (оо, гк).Методика определения т) при действии ступенчато - позорных нагрузок основана на знании данных об изменении характеристик ползучести при постоянной нагрузке и средней величине обратимости деформаций ползучести на интервалах разгрузки.
Разделение жизненного цикла на три основных периода дает возможность построить более простые модели для описания работы сооружения в разные периоды эксплуатации .Это подтверждается анализом составляющих деформаций:
-	деформации бетона 2 после второго цикла , а деформации после первого цикла не зависят от числа повторений нагрузки;
-	упругие составляющие ес;-, выравниваются , но их полного равенства не происходит; - необратимые деформации составляют 62- 75 % от полных.
Развитие деформаций армированных и соответствующих неармн-рованных образцов существенно различалось; они выросли на 13,5 -59 %, что объясняется накоплением остаточных усилий в арматуре после полуциклов разгрузки. Характер перераспределения усилий в бетоне и арматуре и последующее выравнивание напряженно - деформированного состояния можно проследить по данным таблиц 7.2-7.3.
Растягивающие напряжения , возникающие в бетоне серии ПА1 и ПАП на полуциклах ра31рузк», продолжали нарастать от цикла к циклу , что следует учитывать при корректировке нормируемого минимального уровня напряжений, равных 0,8 МПа в конструкциях емкостных сооружений согласно СНиП II -91-77 .
Влияние длительного циклического сжатия с продолжительностью цикла 10 суток и коэффициенте асимметрии по нагрузке рк= 0,096 на свойства железобетонных элементов оценивалось при кратковременном испытании до разрушения режимных и эталонных образцов . При полной разгрузке в режимных образцах серий ПА1, ПАИ, ПАШ после завершения циклических испытаний отмечены нормальные трещины с шириной раскрытия до 0,1 -0,15 мм , что явилось следствием накопления остаточных усилий . Эти усилия вызвали растяжение в самоуравновешенной системе “ бетон -арматура “ и привели к разрыву части бетонного сечения.
Наличие данных особенностей предопределило иной характер деформирования режимных образцов .три их последующем нагружении до разрушения по сравнению с эталонными образцами. Из рис. 7.23 следует , что предшествующее нагружение изменило характер зависимости, а макси-
235
Рис.7.23. Влияние режима предшествующих малоцикловых длительных силовых воздействий на характер зависимости ‘W- е” при кратковременном испытании до разрушения по средним значениям образцов серии ПАШ: I -режимные образцы после циклических испытаний; 2 - эталонные незагруженные образцы
мальное расхождение в значениях деформаций достигло 52 %. Это, по - видимому, объясняется тем, что на начальных этапах кратковременных испытаний нагрузка воспринималась только сжатой арматурой до тех пор , пока деформации образца не увеличились настолько, чтобы погасить растяжение в бетоне, вызванное предшествующим воздействием, и закрыть трещины (участок кривой 1-11). На этом участке железобетонные элементы имеют пониженную жесткость.
При прогнозировании трещиностой кости сечений железобетонных конструкций важно знать их истинное напряженно - деформированное состояние, сформировавшееся после серии переменных силовых воздействий. Уровень остаточных усилий и трещи но стой кость нормальных сечений зависят от величины накопленных деформаций ползучести к этому моменту.
Для описания значений составляющих полных деформаций ctlj; ае] 2; £с 2; в зависимости от номера цикла получены экспериментальные формулы , коэффициенты которых найдены были с помощью метода наименьших квадратов (Таблица 7.6).
Расхождения между опытными еХ(бт) и расчетными	знаце-
нками остаточных деформаций вследствие накопления ошибок не превосходили 2% для образцов серии ПЫ 125 и 12% - для серии ПА1 (рис. 7.24)
Рис.7.24. Сравнение опытных и расчетвых значений продольных деформаций: -
опытные значения; — расчетные значения.
236
Деформирование бетона сжатого элемента в пределах ядра сечения при рассматриваемых воздействиях имеет существенное отличие ст поведения аналогичного по составу бетона и возрасту бетонного элемента (Рис. 7.25).
Экспериментальные зависимости составляющих полных деформации в зависимости от номера цикла
Таблица 7.6.
Составляющие деформаций	Экспериментальная формула	
	80,2x10’’ 	(1-ое ”1)х10’5 m = nN -1;а = -50,09	при nH = 1; при nN =2-7 ; f =-0,094.
	46,5x10’’ 25,6x10’’ (am + b) х 10’’ m = nN -2;a = -0,0175	при nh = +1; при	nN =2 ; при	nN =3 - 7 ; b=13,49
Ен.=	55,2x10’’ 	(1 -ae’"’’) x 10’’ m = nN — l;a = -52,47	при	=1; при	=2-7; у = -0tD95
Чл	10,9 x IO"5 (am + b) x I0’5 m =	-2;a —4 x 10'1	при	nN =1 ; при	nN =2; при	n„ = 3-7; b = 5,22
Рис 7.25. Развитие на первом цикле относительных продольных деформаций в бетонных и железобетонных образцах, испытанных одновременно
237
7.3.3.	Влияние силовых и нес иловых факторов на развитие усадочных процессов
Поведение бетона в отношении связи деформаций усадки со сжимающими напряжениями при переменных силовых воздействиях не получило достаточного экспериментального обоснования. Сложность картины развития напряженно- деформированного состояния также объясняется наличием нескольких механизмов усадки: капиллярной, химической и в результате высушивания образца.
С этой целью были испытаны бетонные призмы, свободно высыхающие по 4 -м боковым граням и гидроизолированные по 2 - м торцевым граням, размером ! 50 х 150 х 600 мм , часть которых догружалась ступенчатой нагрузкой по схеме цикла до уровня Ntot = 135 кН или сть= 0,7 йь, а затем после выдержки образцы были разгружены с той же скоростью . Возраст бетона в момент загруження -20 суток ; общая продолжительность испытаний 120 суток . Незагруженные призмы давали возможность контроля и сравнительной оценки. График загруження и характер деформирования отражены на рисунке 7.26. Деформирование определялось противоположно направленными процессами: усадкой и обратимыми деформациями при восстановлении первоначальных размеров призм. Как следует из графика, к концу испытаний на 120 сутки предельные деформации усадки практически выровнялись. Таким образом, кратковременное переменное загружение в виде одного цикла не сказалось на конечных значениях усадочных деформаций.
Рис.7.26. К оценке влияния циклических сжимающих напряжений в бетоне на развитие деформаций усадки во данным сравнительных испытаний загруженного и незагруженного бетонных образцов
Влияние самоиапряженного состояния в сечениях железобетонных конструкций до начала эксплуатации конструкции, которое объясняется сдерживающим фактором наличия арматуры, ограничивающим свободную деформацию бетона, представляет практическое значение. Следствием стесненной усадки являются растягивающие напряжения в бетоне , влияющие на состояние конструкции с позиций ее трещи нестойкости как параметра качества и долговечности . Для оценки самоиапряженного состояния при линейном законе изменения напряжений в стержневых конструкциях с симметричной арматурой и линейной формы связи с усадочными напряжениями в бетоне в промежуточный момент времени г и характеристикой ползучести бетона tpt использованы зависимости, которые справедливы в рамках теории старения , учитывающей частичную обратимость деформаций ползучести для бетона со стабилизированными во времени свойствами.:
1+vyP	(7.13),
Здесь o^f,;	- напряжения соответственно в арматуре и в бетоне , вызванные процессом усадки; v =	- коэффициент приведения ; ц -
Л/4- коэффициент продольного армирования ; у = I + (l+a)(f>,/2; а= 0,5 / - параметр учитывает возраст бетона в момент нагружения .
Тогда условие недопущения образования усадочной сквозной трещины имеет вид :
=	(7.14)
Для бетонных и железобетонных образцов основных серий были построены два семейства графических зависимостей величин продольных деформаций усадки, накопившихся за 2800 часов наблюдений, от времени выдержки . Наиболее интенсивно развивались "свободные” усадочные деформации бетона , стабилизация которых проявилась на завершающем участке при 2500 - 2800 часов. Предельные значения деформаций армированных образцов составили 21% - 46 % от деформаций бетонных образцов. Влияние насыщения арматурой отразилось главным образом на двух факторах:
-	величинах предельных деформаций усадки;
-	скорости стабилизации этих деформаций.
Другим результатом явилась оценка взаимосвязи между предельными деформациями усадки и коэффициентом армирования, выполненная с привлечением результатов опытов К.Зухайли, Ф.Джха; В. Фаллуха [131,133] (рис. 7.27 и 7.28). Компьютерная обработка на основе метода наименьших квадратов и нелинейного регрессионного анализа показала, что наиболее приемлемым решением в диапазоне изменений коэффициента д % от нуля до 3,5% , что отвечает реальным условиям армирования колонн и стоек рам
239
из бетонов средней прочности t оказалась полиномиальная регрессия второго порядка :
= 57,2-23,6(м%)+3Ф4(^%)2	(7Д5).
Рис,7.27. Развитие деформаций усадки в незагруженных образцах с различной степенью продольного армирования в условиях лабораторных испытаний с температурой хранения 18^-20 °C и влажностью 65-75 %: I - бетонные образцы ПКБ2, =0,0 %; 2,4,5,7- железобетонные образцы МР2, ПАН2, ^=1,13%; 3,5,6 - железобетонные образцы МР2, ПАН2, р = 3,14 %
Рис,7.28. К прогнозированию предельных деформаций усадки в ненагруженных моделях железобетонных п одеяло сных колон в зависимости от процента продольной арматуры
240
13А. Влияние малоциклового длительного сжатия на структурные изменения в бетоне железобетонной конструкции
Экспериментальные исследования этого направления в значительной мере относятся к бетону или бетонным конструкциям. Меньшее нх число охватывает исследования процессов микротрещи необразованна в железобетонных конструкциях, арматура которых затрудняет использование отдельных методов обнаружения трещин, она также оказывает заметное влияние на предельную растяжимость бетона в этих условиях.
Оценку критериев структурных изменений в армированном бетоне можно производить , применяя следующие методы:
-	ультразвуковой , использующий измерения скорости прохождения ультразвукового импульса по нормальным или наклонным к силовому потоку трассам;
-	метод, базирующийся на изменении объемной относительной деформации бетона , который характеризует изменение его плотности;
-	метод, основанный на измерении продольных и поперечных деформаций и определении дифференциального коэффициента поперечных деформаций ;
-	акустическую эмиссию.
Более общим критерием конечных структурных изменений при циклических нагрузках являются приращения в площадях , занимаемых полными диаграммами “N-e”, “?;-ДиЛох100%”, “r?-Av”, “q-Afl”.
В работе так же реализован метод, примыкающий к тензометрирова-нию, и основанный на нахождении приращения физического объема образца по приращениям поперечных и продольных деформаций , то есть
ДЙ = Де, -2 Де,	(7.16)
Повторное натружение цементных бетонов сжимающей нагрузкой изучалось В.А Беккером , С. М.Сергеевым, которыми рассмотрены особенности развития объёмных деформаций бетона 2-х составов с целью анализа роли локальных напряжений. Важный вывод этих исследований состоит в том, что микроразрушения при повторном загружении сжимающей нагрузкой и микроразрушения, возникающие при начальном нагружении, не оказывают влияния на характер деформаций бетона, если <зь < Я*, где Rf -предельный уровень реализации прочностных свойств; однако соотношение параметрических точек (нижних границ трещинообразования) к призменной прочности имеет широкие пределы = 0, 39 - 0, 97 в зависимости от состава бетона.
Основная задача этого раздела исследований: оценить возможное влияние переменных эксплуатационных нагрузок на длительное сопротив ление железобетонных конструкций подсилосных этажей этим воздействиям и выявить их взаимосвязь со структурными изменениями в армированном бетоне.
241
Экспериментальные данные для такой оценки получены путем сопоставления кратковременных испытаний до разрушения режимных и эталонных образцов армированного бетона при вариациях значений коэффициен- * та поперечного армирования по методике, обеспечивающей постоянство скорости продольного деформирования на восходящем и нисходящем участках | диаграммы “ст - е”. Параметры армирования образцов даны в таблице 7. 8. ]
В сжатых элементах деформации бетона происходят в стесненных I условиях из -за ограничений , зависящих от характера армирования, и на- ! пряженно - деформированное состояние бетона не является инвариантным -по отношению к продолжительности воздействий, так как на каждом цикле ; силовых воздействий устанавливается разный относительный уровень на- : пряжений rj(t) = сть(Г)/ ЛА(Г) до завершения стабилизации напряженно-деформированного состояния. Длительное деформирование не рассматривается по схеме простой “ затухающей “ ползучести , проявляется по более сложным законам в пределах каждого цикла “ нагрузка - разгрузка
Структурные изменения в бетоне оценивались с помощью ультразвукового импульсного метода через значения коэффициента а и нахождением величины дифференциального коэффициента поперечной деформации	по показаниям поперечных и продольных индикаторов , ус-
тановленных на поверхности бетона.
Зависимости этих параметров от относительного уровня напряжений можно видеть на рис. 7.29 - 7.31 и таблице 7. 7. Верхние и нижние параметрические уровни и R^ находились по методике кафедры испытаний сооружений МИСИ-МГСУ, особенности которой видны на этих рисунках . Эти же точки определялись для построения графика, исходя из зависимости т] - Av  находилось как относительное напряжение, соответствующее началу участка резкого изменения угла наклона, a R^ -соответствовало точке пересечения опытной кривой и линии dv =0,5 .
Рис.7.29. Зависимость относительных приращений скорости прохождения ультразвуковых импульсов ДЙ'/Р^хЮО от уровня относительных сжимающих напряжений ц(() =стА(Г)/ ЛЛ(Г) в бетоне армированных образцов 2-й серии при мало цикловых длительных нагрузках
242
Рис. 7,30. Зависимость дифференциального коэффициента поперечной деформации Д v =Д£& / ДеТп от уровня относительных сжимающих напряжений rj(/} = £TA(r)/ в бетоне армированных образцов 2-й серии при малоцнкло-вык длительных нагрузках
Рис. 7.31. Зависимость п ри ращен ия отн ос ите л ь-ной объемной деформации Д0 от уровня относительных сжимающих напря-жений г7(0 = сгл(;)//^(Г) в бетоне армированных образцов 2-й серии при малоцикловых длительных нагрузках
Сопоставление параметрических уровней напряжений в армированном бетоне при малоцнкловых длительных нагружениях
Ta&iui/a 7.7
Уровень парам етрнче* ских точек	Серия							
	ПА2	ПАЗ	ПАН	ПАХ!	ПАХ2	ПАХЗ	X	
д-в	0,59	0,58	0,58	0,73	0,53	0,4	0,57	0,106
	0,65	0,63	0,54	0,66	0,51	0,52	0,59	0.069
neQcwif	0,88	0,83	0,88	0,91	0,93	0,97	0,90	0,048
V	0.8!	0,86	0,80	0,8!	0,60	0,81	0,78	0,092
Примечание : в числителе данные , полученные при измерении относительной скорое™ ультразвукового импульса т? = Д!7/о; в знаменателе - дифференциального коэффициента поперечной деформации Ди = Де,7Де,„.
243
Результаты оценки структурных измерений , полученные по этим двум независимым способам , показали (табл.7.7), что для режимных образцов уровень напряжений , соответствующий нижней границе микротре-щинообразования Л° , вырос на 17,5% по ультразвуковым изменениям ,и на 6,8% по величине дифференциального коэффициента Ду. Верхняя граница практически не изменилась (1%). Границы м икротрещинообразован и я в бетоне армированных образцов , найденные при помощи этих методов , можно выразить так :
Я* = (0,63-0,8)7^; 7£ =(0,8 -0,92)	(7.17),
в то время как в случае нестесненного арматурой бетона эти границы принимаются следующими:
=(0,3-0,6ИХ =(0,6-0,9)7$,	(7.18)
Для повышения уровня достоверности результатов испытаний было изучено приращение объемной относительной деформации образца Лв, определяющей относительное изменение плотности бетона и эксцентриситеты усилий (рис. 7.31; 7,32).
Значение верхних и нижних параметрических точек , полученных ультразвуковым методом и с помощью коэффициента поперечных деформаций, показали , что границы образования микротрещин , найденных по обоим методам, практически совпадают (таблицы 7.7 -7.9).
На участке г)(77) = (0,5-0,8)^ эксцентриситет равнодействующих внутренних усилий менялся незначительно;выше этого уровня отмечен значительный “дрейф” эксцентриситета равнодействующей усилия сжатия, от-
Сравнение значений параметрических уровней
Таблица 7.8
Серия	Шифр Образho»	Продольны ар ий тур» р,.^	Hti перечни ip и» гурд	Характер работы	Способы оцени к уровней			
					iv		AV V,	
					Rcr	Каг		
L	пдн i-i	М3		РЕЖИМНЫЙ	0,54	0.80	0.58	0,88
	ПЛН Ь2	М3	0,313	'9талС>нньсЯ	0,50	0,65	0,64	
	ПАХ J-3	3,14	0,313	Режимный	0,66	0,81	0.73	0.91
	ПАХ 1-2	3.14	0.313	Эталонный	0^3	0,83	0,63	0.92
|[	ПАН 2-1	1,13	0,313	Режимный	o.si	0^0	0,53	0.93
	ПАН 2-2	М3	0,313	Эпденния	0.53	0.7	0.53	0,92
	ПАХ 2’1	3.14	олз	РсжпмныА	0.52	0,8]	0.4	0.97
	ПАХ 2-2	3,14	0.313	Эталонный	0.58	0,75	0,53	0.85
244
Зависимость величины эксцентриситета от уровня относительных усилий
Таблица 7.9
см	NJ/Ny	еп2 СМ	N2/N(J
о	0.01	0	0.01
0.0	о.ое	0.17	о.сг
□ja	0.04	П.6Т	0.04
0.17	о.ов	0.13	о.си
0,19	□ Л2	0.08	0.11
0.23	а.гб	ОЛЗ	0.15
a. is	0.31	0.08	0.3
□л 4	а. 49	олэ	0.46
0.15	0.72	0.09	0.59
0J6	о.?г	0.09	0-Т
0.15	0.82	О.Сб	0.8
ОЛБ	0.8	0.08	0.8
0.16	0.9	0.01	0.87
ОЛб	0.81	0,01	0,79
0.15	0.93	0.09	0.91
0.16	0.S6	о.ое	0.85
ала	0.95	0,09	0.94
0.18	0.62	0.09	0.01
0.20	0.90	0.С9	о.ад
0.20	0.87	□.09	о.эт
0.23	0.93	0.10	0.93
0.23	О.&5	ало	С.67
0.23	□.96	о,то	0.96
<3.24	1	олз	0.99
0.24	0.84	олз	0.85
0.19	0,94	олз	0.95
0.12	о.а*	0.12	0.87
0.09	0.85	0.U	0.87
0.09	С.73	□ .18	0.75
ражающий переход от состояния скрытого накопления повреждений к началу процесса макроразрушения железобетонного образца. Структурные изменения, соответствующие такому состоянию, отразились на значениях дифференциального коэффициента поперечной деформации dv = Де^Де^ , приращениях скорости ультразвука di'7lz0xlOO и объема образца Дв.
Разность продольных деформаций “ядра" сечения сжатого элемента и его поверхностного ( защитного ) слоя при равных уровнях напряжения сжатия (Рис. 7.33) характеризует развитие дополнительных локальных напряжений по контактной зоне защитного слоя бетона.
Это явление локальной концентрации микрстрещнн способствует снижению плотности бетона защитного слоя , который по сравнению с “ядром” сечения находится в менее благоприятных условиях и может отрицательно сказываться на долговечности конструкций.
Заштрихованные области на рисунке 7.30 характеризуют разную степень микротрещин собрало ван и я в бетоне армированных и неармированных образцов , а их площади представляют собой меру повреждений при мало-245
цикловых длительных нагрузках. Граница перехода из области линейной ползучести в область нелинейной ползучести при сжатии совпадает с нижней условной границей микротрещинообразования В пределах линейной ползучести зависимость между деформациями упругого последействия и напряжениями , действовавшими на элемент ранее, принимается линейной.
Рис. 732. Зависимость величины эксцентриситета еа от уровня относительных усилий г) = WW„ для образца фрагмента PMI-1
Рис. 733. Полные диаграммы деформирования бетона в условиях стесненности деформирования в поперечном направлении: 1 - бетонные образцы, ц = 0%; 2-железобетонные образцы, fl % =0,14 %; 3- железобетонные образцы, р %=0,7® %; 4-желеэобе-тонные образцы р % = 0,565 %.
246
7.3.5. Перераспределение внутренних усилий при малоцикловом длительном сжатии
Конструкции железобетонных рам, представляющие собой отдельные фрагменты подсилосной части сооружения, являются сложными системами с более высоким общим уровнем статической неопределимости, поскольку обладают свойством как “внешней “так и “внутренней “статической неопределимости. Перераспределение внутренних усилий в бетоне и арматуре элементов протекает в условиях дополнительного стеснения, вследствие наложения связей и ограничений, отражающих совместность их деформирования. Остаточные усилия после циклических нагружений являются факторами, имеющими прямую связь с несущей способностью, деформа-тивностью и перераспределением усилий между элементами статически неопределимых систем подсилосного этажа и характеризуют деградацию реакции элементов на данный тип нагрузки. С учетом данных соображений были рассмотрены особенности деформирования, перераспределения и стабилизации внутренних усилий в элементах подсилосного этажа при длительных циклических нагрузках и при разрушений.
Результаты испытаний фрагментов подсилосного этажа и моделей колонн, работающих по статически определимой схеме, содержатся в таблицах 7.10 - 7.12 и на рисунках 7.34 и 7.35.
Факторами, влияющими на стабилизацию приращений деформаций, в диапазоне относительных напряжений 0,2 - 0,8 можно считать продолжительность и общее число циклов; возраст бетона в момент загруження; уровень относительных сжимающих напряжений в бетоне; степень продольного н поперечного армирования.
Рис.7.34. Диаграмма деформирования "W -£" фрагмента при последующих испытаниях до разрушения по "жесткой" схеме: i- железобетонная модель колонны с коэффициентом армирования ц % = 3,14 %; 1 - модель колонны с коэффициентом армирования р % = 1,13 %.
247
N. ИН IQ’1
Рис.7.35. Перераспределение продольных усилий между железобетонными стойками фрагмента подсилосного этажа на стадии разрушения
Изменение усилий в бетоне н арматуре в зависимости от номера цикла для армированных образцов 1-й и 2-й серий
Таблица 7.10
Шифр образцов	ПАНЫ		ПАП-1		ПАЖ-1		ПАХЫ	
> цикдв	КВ, КБ	КВ, кН	KS.kH HS5	НВ.КН	KS.kH	КВ, кН	НВ,КН ИЗ*	КВ,кН
	№1	ИВ»		КЗ*	№1	НВ»		КВ»
I	8.8	106.2	26.2	88.8	8.04	162	19.6	150.4
	ТОО»	100»	100»	100»	100»	100»	100»	100»
II	16.1	90,9	37.2	77.8	12.62	157.4	29.28	140.7
	182.8»	93.1»	142.1»	87.6»	156.8»	97.2»	149.4»	93.6»
ш	19.2	95.8	41,4 158.1»	73.6	14.7 183.3»	155.3	33.6	136.4
	218.6*	90.2»		82.9»		96.9»	171.4»	90.7»
TV	22.4	92.6	45.8	69.2	16.8	153.2	37.2	132.7
	254.3»	87.2»	175.1»	77.9»	2G8.BX	94.6»	189.9»	88.3»
V	23.9	91.1	47.8	67.8	18.34	151.6	39.5	130.4 86.7»
	272.2»	85.7»	182.4»	75.7»	228»	93.6»	201.7»	
VI	25.4	89.4	49.5	65.5	19.8 245.8»	150.2	42.3	127.7 84.9»
	288.7»	84.4»	189»	73.8»		92.8»	216.9»	
VII	27.2	87.8	51.1	63.9	21.1	142.9	43.5	126,5 84.1»
	308.7*	82.7»	196.4*	71.9»	261.7*	98.05	221.7»	
VIII	27.8	87.2	51.3	63.7	22.24	147.8	45,2	124.8 82.9*
	316.1»	82.1»	196»	71.7»	276.5*	9t .2»	230.5*	
II	28.7	86.2	51.34 196.1»	63.65	22.15 275.3*	147.9	45.7	124.3
	326.9»	St .21		71.7»		91.3»	233.2»	82.6»
X	29.5	85.5	51.73	63.3	22,56	147.4	46.8	123.2
	335.5»	80.5»	197.6»	71.3»	280.4»	91.0»	238.8»	81.9»
248
Изменение усилий в бетоне и арматуре в завися мости от номера цикла ’	для образцов 1-й н 2-й серий
Гиби/цл 7.JJ
Шифр образцов	РИ1 -1				РМ1 -2			
	I	I	II	II	I	I	II	II
Л цикла	ns,кв	НВ, кН	На, кН	NB.kH	Ns,кВ Na%	NB.kH	Ns, кН Ns%	NB.kH
	Ns%		№%	КВ%		NB%		NB%
I	20.47	94.53	0.79	106.2	16.84	98.16	6.77	108.2
	100%	100%	100%	100%	100%	166%	100%	100%
II	20,6	94.40	10.15	104.9	17.67	97.3	7.36	107.1
	100.6%	99.5%	115.4%	98.7%	104.9%	99.1%	115.9%	99%
III	23.1?	91.83	11.59	103.4	19.48	95.52	9.16	105.8
	113.2%	96.8%	131.9%	97.4%	115.7%	97.3%	135.3%	97.8%
IV	26.19	88.81	13.5	101.5	21.23	93.77	10.7	104.3
	127.9%	93.6%	153.7%	95.6%	126.1%	95.5%	157.9%	96-4%
V	27.57	87.43	14.46	100.5	22.05	92.95	11.48	103.5
	134.7%	92.2%	164.5%	94.7%	130.9%	94.7%	169.5%	95.6%
VI	28.64	86.36	15.26	99.75	22.66	92.34	12.11	102.9
	139.9%	91.1%	173.5%	93.9%	134.6%	94.1%	178.8%	95.1%
VII	29.7	85.29	15.53	99.06	23.69	91.3	13.09	101.9
	145.1%	89.9%	181.2%	93.3%	140.7%	93.0%	193.3%	94.2%
VIII	29.7	85.29	15.93	99.06	23.69	91.31	13.3	101.7
	145.1S	89.9%	101.2%	93.3%	140.7%	93.0%	196.2%	93.9%
IX	31.21	83.79	16.74	98.25	23.97	91.02	13.63	101.3
	152.5%	88.3%	190.5%	92.5%	142.4%	92.7%	201.3%	93.7%
X	31.4	83.6	16.86	98.14	24.42	90.58	14.25 210.4%	100.7
	153.4%	08.1%	191.8%	92.4%	145%	92.3%		93.1%
Старение бетона в разной степени оказало влияние на стабилизацию состояния и на эти составляющие: наиболее заметно изменение деформаций ползучести на циклах загружения ес2(/) (уменьшение на 5,7%). В отношении составляющих £ei,i(0; установлено, что они характеризуются постоянством а пределах 10-и циклов. Не отмечена связь скорости стабилизации для составляющих деформаций £С,(Л; еоу,(/) с увеличением армирования в диапазоне р % = 1 -3%.
Сопоставление значений внутренних усилий в бетоне и арматуре показало, что при избранной схеме испытаний в стойках фрагмента с одинаковым армированием (однородные элементы) перераспределение усилий при циклическом сжатии проявляется также как в близнецах, то есть влияние 249
Перераспределение усилий между стойками фрагмента РМ1-2 на стадии разрушения
Таблица 7,12
N1 ТОНЕ	N2 ТОНЕ	киыг тоня	ТИТТЕ’1001
0	0	0	0
0.476	0.476	0.952	50
0.В57	т	1.75?	46.15
1.857	2	3.057	47.54
3.666	4.095	7.762	47.24
7.385	8.190	15.476	47.08
11.429	12.857	24.285	47.06
17.301	18.952	36.333	47.84
20.381	20.857	41.238	49.42
21.143	22.570	43.714	48.37
22.047	23.429	45.476	48.48
22.857	24.190	47.047	48.58
23.233	24.761	48.000	48.41
24.095	25.428	49.523	48.65
24,357	26.000	50.857	48.87
25-523	26.476	52.000	49.00
25.809	26.476	52.285	49.36
26.238	26.666	52.905	49.59
26.381	26.666	53.047	49.73
26.381	26.190	52.571	50.18
26.095	25.714	51.809	50.37
25.904	25.233	51.143	50.65
25.714	25.143	50.857	50.56
25.714	24.761	50.800	50.94
25.869	24.631	50.500	51.22
25.666	24.333	50.000	51.33
25.714	23.809	49.524	51.92
25.238	23.809	49.047	51.46
25.428	23.238	48.667	52.25
внешней статической неопределимости здесь обозначается слабо. Продольные усилия к концу 10-го цикла выросли на 210-213 %, а усилия в бетоне снизились на 7 - 9 %, что примерно соответствует их синхронному перераспределению. Для фрагментов с разной осевой жесткостью стоек (неоднородные элементы системы) по сравнению с работой моделей колонн под -влиянием наложения связей процесс перераспределения и стабилизации ' оказался более выровненным.	;
Наложение связей из-за “внешней” статической неопределимости j привело к явному ограничению процесса перераспределения внутренних 1 250	1
усилий при длительном циклическом сжатии, которые снизились на 29 - 38 % для арматуры и 6-7,5% для бетона.
В то же время стабилизация приращений продольных деформаций, наблюдаемая при циклических нагружениях фрагментов рам практически реализовалась с теми же особенностями, что и для моделей колони. Повышение уровня относительных напряжений в диапазоне 0,25- 0,8 не сказалось на устойчивости процесса стабилизации. Рост приращений упругих составляющих ДЕе(1; AEet 2 поперечных деформаций при циклических испытаниях завершился на первых 2 - х циклах: соответственно 34% и 25% от суммарных приращений на 10- и циклах. Изменение процента продольного армирования с 1,13% до 3,14 % повлияло на перераспределение усилий '<, на ! 11%, N/, - на 33%; старение бетона за отрезок времени с 56 суток до 196 суток снизило продольные деформации на 5,7 % .
Сравнение опытных значений разрушающих нагрузок, (таблица 7.14) показало, что несущая способность режимных образцов - моделей колонн не отличается от такой же характеристики эталонных образцов. Изменения напряженно - деформированного состояния за счет перераспределения внутренних усилий при уровнях переменных напряжений в бетоне, равных 0,25 - 0,7 от Rb на первом цикле нагружения, характеризуются значительным ростом остаточных усилий в арматуре .
Начальный участок диаграммы “ст - е” (рис. 7.23) до напряжений 5 МПа имеет выпуклость в сторону оси деформации, что отражает влияние остаточных усилий в бетоне и арматуре. Предельные деформации для армированного бетона превышали соответствующие деформации неармирован-ных образцов: = 275 х 10^(2,75%); =175 х]0'’(1,75%) . Максимальные деформации на нисходящих участках диаграмм достигли значений 3,25%-6,5%.
7.3.6. Исследование механизма разрушения под силосного этажа
Разрушение констуктивных элементов подсилосных этажей при высоких уровнях переменных малоцикловых нагрузок может произойти или в момент приложения кратковременной предельной нагрузки первого цикла или через небольшой промежуток времени после окончания загруження в результате прогрессирующего микротрещияообразования сжатого бетона. С течением времени вероятность разрушения по бетону снижается из-за перераспределения усилий на арматуру вследствие б ыстонате кающей и длительной ползучести, а также влияния эффекта приспособляемости.
Вполне обоснованное утверждение об отсутствии перераспределения усилий между однородными железобетонными элементами статически неопределимой системы, находящимися в условиях длительных загруже-ний из - за ползучести бетона, было высказано в работе [3,27].
251
Однако на практике даже для стоек с одинаковыми параметрами жесткости , заложенными в проект, в силу влияния исходных случайных факторов разрушение может начаться с менее жесткой стойки.
Испытания фрагментов до разрушения по методике, предложенной в
Рис.7.36. Характер разрушения фрагмента: I - первый этап разрушения ( потеря устойчивости в сжатой арматуре и раздробление ядра бетонного сечения); 2 - второй этап разрушения ( нссквозная трещина и текучесть растянутой арматуры)
данной работе , позволили определить экспериментальную диаграмму деформирования “N - е ” с нисходящей ветвью железобетонных рамных фрагментов подсилосного этажа и установить схему их разрушения (рис.7.36).
Статистическая обработка показала достаточно хорошую аппроксимацию опытных кривых “ст - t ” сжатого бетона в условиях стеснения поперечного деформирования полиномом четвертой степени:
у = аа + а,х. + а^х1 +aJx'1 + о,х4 (7.19)
Экспериментальные формулы для зависимостей “W - е” для равно -и разноармированпых стоек фрагментов и их соответствующих аналогов в виде моделей отдельных колонн имеют вид :
У(е), = -0,ОН +0,34е-1,19 EV -5.84 EV +5,31 EV;
N(s), =0,18+0,30е -3.16 EV -5.53	+1,80 е\
(7 20)
У(е)3 =-0,97 +0,25е-4.68EV -6.53 EV +1,65 EV;
Ме)4 =1,77Е2+0,15е-1.25 EV -1.90 EV +2,35 EV
Численные значения коэффициентов находились путем решения уравнений методом наименьших квадратов по программе “Нелинейная регрессия”.
252
Максимальные усилия, соответствующие вершинам диаграмм, в стойках отличались незначительно (2-5%). Разрушение при практически одинаковых вертикальных усилиях началось со стойки фрагмента, имеющей более низкую осевую жесткость, которая деформировалась в соответствии с принятой формой полной диаграммы (монотонный рост деформаций).
Разрушение сопровождалось резким снижением сопротивления на участке ) из-за откола защитного слоя бетона , потери устойчивости продольной арматуры и раздробления ядра бетонного сечения, что характеризовало завершение первого этапа работы фрагмента на нисходящем участке диаграммы "N - е”. Податливость этой стойки соответственно выросла, и на вторую стойку , одновременно с осевым усилием Fj передавался изгибающий момент Л/ = в связи с этим изменился характер напряженно -деформированного состояния сечения в условиях внецентренного сжатия с большим эксцентриситетом. При этом сечение сопротивляется разрушению менее эффективно из-за появления растянутой зоны. Вероятность образования такой схемы излома не предусмотрена существующими методами проектирования силосных сооружений . При анализе сопротивления сечений и результатов инструментальных измерений было обнаружено, что при относительном уровне нагрузки ij(jV) = №NU = 0,3 - 0.9 эксцентриситет внутренних усилий изменялся незначительно; начиная с уровня t;(N) - 0,89 и до полного разрушения отмечался заметный “дрейф" эксцентриситета, отражающий переход от состояния постепенного накопления повреждений к началу интенсивного процесса макроразрушения железобетонного образца (табл. 7.9 и рис. 7.32). Структурные изменения, соответствующие такому состоянию, отразились на значениях дифференциального коэффициента поперечной деформации , приращениях скорости ультразвука и объема образна.
Вторая стойка демонстрировала диаграмму иного типа, аналогичную участку петли гистерезиса с резкнм уменьшением деформаций при соответствующем падении усилий на нисходящем участке, так как обладала запасом сопротивления разрушению.
Величина перераспределения продольных усилий между стойками фрагментов составила ! 3,4% для образца РМ1-2 с одинаковыми значениями р %= 1,13 %, начиная с восходящего участка кривой при значении 25 кН, и охватывающего всю стадию разрушения (рис.7.34 и 7,35, таблица 7.12). Рисунок 7.35 показывает наиболее интересные конечные участки исследуемых диаграмм. Дальнейшее деформирование на нисходящем участке сопровождалось четким образованием несквозной нормальной трещины и текучестью растянутой арматуры (участок 2). Испытания выявили возможный механизм разрушения конструкций подсилосного этажа и силосного корпуса в целом по схеме последовательного "цепного" разрушения стоек.
253
73.7. Сопоставление опытных и расчетных значений.
Деформационный и прочностной расчеты нормальных сечений испытанных внецентренно сжатых элементов выполнены на основе диаграммного метода с помощью программ “SECTION” и “WORK" (последняя развита инж. Родионовым В. М.) для трансформированной диаграммы с учетом структурных изменений и стесненности деформирования.
Полные остаточные деформации и напряжения принимались равными алгебраической сумме деформаций и напряжений самонапряженного состояния в результате усадки в бетоне стоек в условиях стеснения и остаточных значений этих параметров:
где - соответственно деформации и напряжения в результате усадочных процессов, протекающих в бетоне стоек железобетонных фрагментов; Е,е,'.пга - остаточные деформации и напряжения, вызванные перераспределением усилий в стесненных условиях.
Параметры трансформации диаграмм принималась по опытным данным .Начало системы координат смещается вдоль кривой “<т -г" бетона и арматуры на величину е^о^.
Общая схематическая последовательность расчета приведена на рисунке 7.38. Исходные данные и результаты расчета несущей способности содержаться в таблицах 7.13 и 7.14 и на рисунке 7.37.
Исходные данные для расчета
Таблица 7 13
Серия	Шифр образцов	bx h см	Веган				Арматура				
			MTL&	Нъ МПа	Hi,[ МПа	Еь. %	СМ	Е, МПя	Rd МПа	Rsv МПа	Esu %
]	ПАН М	10x10	23970	19,35	3.66	2,22	из	200000	284	390	72
	ПАХ 1*2	!0х10	24510	19,91	*,оо	2.10	Зт14	200000	284	390	72
	РМ 1-Ы	Юхю	25500	19,20	з.зв	1,55	1,13	20QGO0	284	390	Т2
	РМ 1-1-2	10x10	25300	20,30	3,70	D.95	з,ы	200000	284	390	П
II	ПАН 2*1	10x10	29110	23,56	4,42	2.79	1,13	200000	284	390	72
	ПАХ 7-1	10x10	28000	22,65	4,06	3,56	3,14	200000	284	390	72
	PM 2-hl	ЮкЮ	26510	20,50	3,74	1,71	из	200000	284	390	72
	РМ 2-1-2	10x10	27100	21,00	3.80	1,44	3,14	гооооо	284	390	72
254
Несущая способность фрагментов подсняосного этажа и моделей колонн
/□иг?Ш/£7 Z 14
1	Прр<р!»»т армировали» i	Характер работы	Шнфр образцов	1 Ькшадь «ЧСКЫ1 SK1	Гр* шмЬормнро единые характернсга км бетона				Разрушающее ускные			
					-WAX °В		о is и	Модуль упругости rt, м1 la	Эк*цснтрК-«1ТСТ 8е,сМ	N.“	№	ы;
					В*, ыПа	Кц, мПа						
1	из	Рсж.	ПАИ	100	19.35	З.ьб	222.2	23870	0,57	230	197	IJ7
	3.14	'Зт.	ПАХ 1-2	100	19,81	4.06	310	24300	0.506	2М	263	1,08
	3.14	РеЖ	РМ l-1-l	100	19,20	3.58	155	25S00	0,5 2	257	260	0,98
	1.13	P«t	РМ 1-1’2	100	20.30	3.70	95	25300	ОДЗ	262	263	0.99
[1	LL3	Рсж	ПАН 2-1	100	23.56	4.42	279,4	391(0	0,067	270	265	1,02
	ЗД4	РсЖ	ПАХ 2-1	11»	22.65	4.06	2S6	28000	0,047	330	322	Г,03
	5,13	РсЖ	PM2-1-J	100	20,50	3.74	171	26510	0,325	279	253	1,09
	М*	Ре ж,	PM 2-1-2	100	21,00	3,80	144	27IW	0,133	287	265	1,08
1.2	NT чГ							
0,8								
Шифр обриио»	1 tAH М	ПАХ 1-2	PM 1-1-1	PM 1-1-2	ТЫН 2-1	ПАХ 2-1	PM 2-1-1	РМ 2-1-2
Серна			1				IL	
Рис, 7,37. Соотношения разрушающих усилий: опытных и теоретических для образов Lull серий
255
7.3.8.	Статистический анализ математических моделей для прогнозирования необратимых деформаций
Под действием регулярных циклических нагрузок при эксплуатации инженерных сооружений необратимые деформации е,щ накапливаются в основном в стадии затухающей ползучести. Отклонение лп.лот этого закона на значительном интервале числа циклов свидетельствует о том, что дальнейшая его эксплуатация со временем может привести к недопустимым повреждениям или к разрушению. В случае затухающего процесса возможно установить доверительные интервалы вероятных конструкции или сооружения.
Изучая проблему микронапряжений в конструкционных материалах при циклических нагружениях, Новожилов В.В. и Кардашевский Ю. И. установили, что при условии постоянства коэффициента внутреннего трения всякая пластическая деформация должна сопровождаться остаточным монотонным увеличением объема, которое физически может быть истолковано как образование в теле пустот, то есть как пластическое разрыхление [108].
В работах [21,112,129] показано, что разрыхление структуры бетона и необратимое изменение объема при малоннкловых длительных воздействиях оказывает влияние на его деформативные и прочностные свойства и параметры железобетонного элемента. Микроразрушения структуры бетона сопутствуют упруго-вязко-пластическому деформированию, изменяют картину напряженно- деформированного состояния задолго до начала макрораз-рушения, механизм последнего связан с необратимым изменением объема.
Для статистического анализа необратимых деформаций бетона при длительном малоцикловом сжатии были привлечены результаты экспериментальных исследований остаточных деформаций бетонных и железобетонных образцов, полученные Зухайли К., Джха, Ф.К,, Вайлем Ф. Ш., Юсуповым 3. Ю. [131,133] (Табл. 7.15).
Характеристики образцов и параметры циклических нагрузок
7цблы<ю 7.15.
Источник	Класс бетона	Процент армирования, %	Возраст бетона. сутки	Количество циклов	Продолжительность цикла, сутки	Уровень напряжений = акх J
[ I31J	В 20	1,3- 2,7	24; 160	7	7(5+2 )	0.3' 0, б
1 133]	В 20	1, 1-3, 1	21; Ж	10	10(5+5)	0,1 -0,6
[137]	В20	1, 1-3, 1	60	10	10(5+2)	0,3- 9, 7
1137]	В 70		45	10	28(14+14)	0- 0,6; 0,4- 0,6
256
Задачей анализа была разработка и оценка статистически обоснованной математической модели, устанавливающей связь остаточных деформаций и их приращений с продолжительностью и числом циклов воздействий, а также проверка её адекватности.
Проверка гипотезы о нормальности закона распределения по критериям согласия % 2 Пирсона и Колмогорова - Смирнова [19] показала, что опытные данные подчиняются нормальному закону (Табл.7.16).
Проверка закона распределения критериями согласия (X 2и Колмогорова - Смирнова)
Таблица 7.16.
Критерий	Значение вероятности Р		
	РАЖ	РАХ1	РМ1
X * - Пирсона	0,821	0,840	0,969
Колмогорова -Смирнова	0,995	0.908	0,999
Щербаковым Е.Н. путем статистического анализа математических моделей для установления области их применения при прогнозировании деформаций ползучести и усадки было выявлено, что наиболее эффективными оказалось мультипликативные (степенные) модели.
Для оценки параметров и статистического анализа моделей привлечена программа “REGRESS”, реализующая метод трансформации нелинейной регрессии к линейной с помощью линеаризующих преобразований. С экспериментальными данными согласовывались параметры и коэффициенты регрессии по 16-и вариантам математических моделей:
l.y = fl + бхх;	9.у = ах х*;
2.у = 1/(а + 6хх);	Ю.у = а+ bxtg t (, эф;
3. у - а + Ых-,	11,у = a + 6xlog (х);
4,у ~ х/(а + Ьхх);	12, у - al{b+xy,
5. у = axb 1;	13. у = ах х/(6+х);
6. у = ахехр(бхх);	14. у = ахехр(<6А);	(7.22)
7. у = ах lOtM;	15.7=ахЮ(й/1);
8. у = 1/(а + 6хехр(-х);	16. у = а- 6хехр(- схф;
Предварительный анализ показал, что не все модели согласуются с опытами даже при высоком значении коэффициента корреляции. Для проверки адекватности и гипотезы значимости коэффициентов регрессии использован раздел “Параметрический анализ” [17]. С помощью распределения с Р - 2 рассмотрело Р- значение на уровне значимости 0,05. В диапазоне вероятности Р 4 0,90 -1,0с высоким уровнем адекватности оказались
257
следующие модели для описания остаточных деформаций - 9;Ю и 16; да, приращений остаточных деформаций - 3 и 9 (рис 7.29, 7.39 ).
□ ПАН 1-1;+-ПАН 2-1 ;О-ПАХ 1-1. А-ПАХ Т-1: х-РМ 11-1:7-9
Рис 7.39. Рекомендуемые варианты математических моделей для прогнозирования остаточных деформаций
С учетом результатов анализа и проверки адекватности остаточные деформации еге1 железобетонных образцов - моделей конструкций подсилосных колонн при однозначных длительных малоцикловых сжимающих усилиях выражаются как:
е^хЮ5 =93,0-80,5 ехр (-0,138 N^)	(7.23),
а соответствующие им приращения -
Дтах]0-3=],07^-ад	(7.24)
7.3.9.	Статистическая оценка коэффициента асимметрии цикла напряжений при малоцикловом длительном сжатии железобетонных элементов
Коэффициенты асимметрии рь и ps являются одними из основных компонентов де,~радациоиной модели, описывающей характер сопротивления бетона и арматуры деформированию и разрушению при малоцикловых длительных силовых воздействиях, то есть специфику деградации. Особенно это проявляется на начальном периоде загружений, когда стабилизация напряженно - деформированного состояния еще не достигнута. Другим управляющим фактором был рассмотрен возраст бетона, что представляет особый интерес для сооружений из монолитного бетона. Вследствие ползучести бетона и развития неупругих деформаций в начальной стадии работы железобетонных элементов происходит изменение напряженно - деформированного состояния, в целом носящего нелинейный характер. Индикато-258
ром такой трансформации здесь рассмотрены коэффициенты асимметрии
цикла напряжений в арматуре	Ps.<		(7.25),
и в бетоне	Р*.,		( 7.26 ),
_ min . _max 		мах где <тг , ,asj ,ct(j ,cxt f	- соответственно наименьшие и		наибольшие на-
пряжения в арматуре и в бетоне в пределах изменения "г” - го цикла нагрузки.
С целью установления корреляционной зависимости коэффициентов асимметрии от номера цикла “ нагрузка - разгрузка “ и коэффициента продольного армирования образцов, опытные данные были подвергнуты статистической обработке.
Предварительный анализ показал, что можно принять линейную зависимость исходной функции у уравнения линейной регрессии типа у = а х +Ь относительно неизвестных параметров а н 6. Результаты вычислений с использованием метода наименьших квадратов значений коэффициентов асимметрии р5 и рь в зависимости от номера цикла для 4-х серий железобетонных образцов даны на рис. 7.40 и 7.41.
Рис. 7.40. Зависимость коэффициента асимметрии цикла напряжений в бетоне рь от числа циклов
259
Рис. 7.41. Зависимость коэффициента асимметрии цикла напряжений в арматуре рк от числа циклов .V,^
Окончательный вид уравнений для серии ПА11 имеет вид:
р, -0,065 10’Л^+0,59	(7-27)
ph = -0,02640’19^+0,123	(7.28)
Старение бетона отразилось в уменьшении амплитуды значений коэффициента асимметрии как для бетона, так и для арматуры, снизило на 7,4 % скорость изменения напряжений в бетоне и на 30,5% в арматуре с I- го по 7- й циклы воздействий. С повышением продольного армирования значения р, и рк соответственно уменьшились на 37% и 28 %.
7.4. Исследование трещи но стой кости предварительно напряжённых растянутых элементов стен круглых силосов при сложных режимах работы
7.4.1.	Методика экспериментальных исследований
Трещнностойкость как параметр качества железобетонных конструкций силосов в условиях случайных растяжений, рассматриваемых с учетом времени, с лабоизучен а. [37,48,114]
Образование трещин в значительной степени определено соотношением переменных усилий обжатия и растягивающих усилий, вызванных колебаниями бокового давления при выгрузке в проточном и эксплуатационных режимах работы силоса. Оно не является прямым показателем потери эксплуатационной пригодности, если раскрытие трещин ограничивается предельно допустимыми величинами, которые зависят от требований в от- ; ношении долговечности. Последние определяются степенью агрессивности , среды, которой подвергается железобетонная конструкция, чувствительное- ! тью арматуры к коррозии и регламентируются категориями трещиностойко- i
260
сти согласно национальным стандартам. Оценку максимальной ширины раскрытия трещин рекомендуется производить с учетом того, что появление даже одной трещины с недопустимой шириной раскрытия может иметь решающее значение для железобетонной конструкции при эксплуатации в агрессивной среде.
Имея в виду сложный характер боковых давлений зерна во времени при выгрузке силосов была принята следующая модель нагружений при испытаниях в диапазоне от 0,615 до 1,56 Мгл.: 1 - ая серия - длительное растяжение постоянным усилием; 2-я серия - длительное растяжение переменным усилием; 3-я серия - длительное растяжение с кратковременным циклическим догружением (блочная модель загрузки ); 4 - я серия - кратковременное растяжение (рис.7.42). Значения длительного и кратковременного циклических растягивающих усилий выбирались из условия учета сочетания равномерно распределенного и локального давлений, возникающих при разгрузке силосов (глава 6.). Основной подход дан на рис. 7.46.
Первая прня: длительная миГруэКЯ
Время
предварительно напряженных опытных образцов - моделей стен круглых силосов
Для изучения особенностей влияния длительно действующих переменных растягивающих усилий на работу стен в кольцевом направлении были проведены испытания предварительно напряженных элементов прямоугольного сечения с размерами 2000x100x140 мм (рис.7.45 и таблица 7. J 7), которые к моменту испытаний имели следующие физико-механические характеристики: 7?в - 25,73 МПа; Ле( * 2,93 МПа; £, = 20,8-103 МПа; класс арматуры Ат-V; = 1,14 %; а5р = 188 МПа; Р = 30 кН. После бетонирования образцы хранились в горизонтальном положении при tB = 19,5 °C и влажности 72,7 %. Возраст бетона к моменту испытаний равен 365 суток. Зависимость характеристик бетона опытных образцов от возраста дана в таблице 7.18.
261
Проектные характеристики опытных образцов
Таблица 7.17
1 Серия I	Марка образца			Коп-вс обрицоа	Размеры образцои			Адовфомииз	Процент 1рЫ)ф0|ДМНЯ	Юикс бетон*
					Ь (мм)	1(мм)	h (мы)			
t	Б-l	1	1 ЕЛ 	1<Д			2	100	2000	140	2 01ОАт-У	и	В-23
IE	F-? L-4 Б-5	1	1 J	S	J.		3	100	2000	140	2 01ОАт- У	1.1	В-25
ill	Б'6 Е-7	1	1 □! J	iotn	| p«J		5	100	2000	140	2 0 10 Ат - У	1.1	В -25
rv	Б-9 Б -10	1	1 J	ss?	1	□5	2	100	2000	(40	20104т- У	1.1	В’23
Зависимость характеристик бетона опытных образцов от его возраста.
Таблица 7.18.
Время, сутки	Размеры образца, см.	МПа	£,(7)105 МПа	ЯД/) = 0,23^
28	15х 15x60	18,03	18,3	1,58
123	15 х15х 60	27,40	23,2	2,09
532	15 х! 5 хбО	25,73	20,8	2,00
Поданным В.А.Таршиша, испытавшего на периодическое кратковременное осевое растяжение предварительно напряжённые образцы - модели стен силосов, количество циклов, необходимое для получения стабилизированного состояния, соотносятся с уменьшением процента армирования; при /з > 1% достаточно 5 -6 циклов, при ц < 1 % - нет стабилизации даже при 12 циклах нагружения.
В свою очередь Ю.П. Гуща [51] отметил высокую чувствительность слабоармированных элементов к повторным нагрузкам. С учетом вышеизложенных соображений в испытаниях, проведенных в рамках данной работы, число циклов (10 - 20) и продолжительность (10-45 суток) выбирались, исходя из условия стабилизации напряженно - деформированного состояния, завершения процесса перераспределения усилий.
Испытания проводились на силовом стенде, оборудованном пружинами, при помощи которых регулировался и поддерживался заданный уровень растягивающего усилия (рис. 7.44).
На1рузка на образцы передавалась посредством тяг. Загружение производилось гидродомкратом ГД 25, а величина усилия определялась по показаниям образцового динамометра ДОС-50.
262
Текущие и остаточные деформации бетона и арматуры измерялись индикаторами часового типа с ценой деления 0,01 мм, а также при помощи тензорезисторов, наклеенных по длине образца цепочкой на бетоне с базой 50 мм, на арматуре * 20 мм (рис.7.43).
ИБ
Ультразвуковые
-^гмовкл база 250 ИБ
87?	t, ам , ll s 1 2& а».
S9Q_____________. 700 . НО х_ а(К> . 11» . 200 _________________________________яо
Ультразвуковые
Рис. 7.43. Схема размещения приборов на гранях опытных образцов: И Б, ИТ - индикаторы механического типа на базе 200 мм; - тензорезнсторы на поверхности бетона; ультразвуковые головки на базе 250 мм
Рис. 7.44. Схема испытательной установки для малоцнклового длительного растяже-ния: L - гидродомкрат; 2 - тяги; 3 - динамометр; 4 - манометр гидродомкрата; 5 - железобетонный образец; 6 - пружина; 7 - опорные стальные столики; 8 - силовые упоры; 9 - траверсы
263
J Я> , 50 |
Рис.7.45 Конструкция железобетонного образца для испытаний на циклическое растяжение: 1 - втулки для крепления индикаторов на арматуре; 2- металлическая обойма; 3- рабочая напрягаемая арматура 2 010 Ат -V; 4 - тензорезисто-ры: на бетоне - 50 мм база, на арматуре - 20 мм.; 5- стальные тяжн для передачи усилия на опытный образец; 6- конструктивная арматура 2 0 4 Bp - I
Условия подобия опытных образцов и степ силоса соблюдались в отношении класса, возраста и уровня обжатия бетона; процента кольцевого армирования; характера нагружения.
Испытаны 4 серии образцов - близнецов по 3 образца в каждой серии.
Образцы 1-й серии в течение 45 суток подвергнуты воздействию постоянного растягивающего усилия, равного 0,615 Ncrc. после чего были полностью разгружены.
Образцы 2-й серии последовательно загружались этапами до уровней 0,615 Nrn., 0,923 Nm и 1,2 с выдержкой на каждом этапе в течении 10 суток и последующей полной разгрузкой и выдержкой 1 сутки.
Для уровня загружения, равного 0,615 Усп. коэффициенты асимметрии напряжений в бетоне рь - - 0,26 и арматуре ps = 0,45.
Изменение во времени внутренних усилий в растянутом бетоне определялись как разность между текущими значениями внешней растягиваю
264
щей силы N (t, ia) и усилием, которое воспринимает арматура Ns (7, ). Последние находились с использованием величин опытных деформаций арматуры при известных значениях и Es.
Завершение перераспределения внутренних усилий в бетоне и арматуре в зависимости от длительности нагружения разных уровней оценивалось через стабилизацию приращений этих усилий. Процесс стабилизации продольных (кольцевых) деформаций наблюдался как до, так и после образования трещин во всем переходном диапазоне при значениях относительных напряжений в бетоне rjA, = 0,55 - 1,0. Приращения деформаций в основном выравнивались после первых двух - четырех циклов нагрузки.
Величина перераспределения усилий с бетона на арматуру при циклическом растяжении предварительно напряженных образцов была рассмотрена в качестве критерия, характеризующего структурные изменения в бетоне до образования трещин. Основное перераспределение для образцов с коэффициентом армирования р = 1,1 % было завершено в пределах 8-10 циклов и не зависело от принятого уровня длительной постоянной нагрузки.
Закономерности приращения и накопления остаточных продольных (кольцевых) деформаций в бетоне и арматуре при осевом циклическом растяжении в зависимости от числа циклов, длительности и уровня нагрузки отражены в табл.7.19. В качестве показателя обратимости деформаций ползучести бетона, загруженного в возрасте т(, напряжением и разгруженного в возрасте т2 для любого момента времени t - г, (Г|<т2< г)> принято отношение экспериментальной величины меры обратимой ползучести Со (f, Т|) для того же t - rh предложенное Заставой М. М. [64].
Составляющие деформаций бетона опытных образцов 2-й серии при малоцикловом длительном растяжении
Таблица
Составляющие деформаций бетона	Уровень напряжений		
	0,19	0,51	0,55
Деформации ползучесть^	4	9	10
Обратимые деформации ползучести. вд. Л10->	0,38	0,93	1,53
Упруго  мгновенные деформации, £rfl0"	II	25	75
Обратимые упруго - мгновенные деформации 10”s	10	26	70
	0, 36	0,36	0.13
<р',=е^1ел^	0.038	0,038	0,93
	0,91	1,04	0,93
1	0, 095	0, 109	0,93
265
7.4.2	Сопротивление деформированию моделей стен предварительно напряженных железобетонных круглых силосов
Нормы проектирования предприятий, зданий и сооружений по хранению и переработке зерна [184] рекомендуют производить расчет предварительно напряженных железобетонных стен круглых силосов в пределах вы- i соты Ы, Ь2, и ИЗ на действие центрально приложенного кольцевого растягивающего усилия согласно формуле (12). В процессе эксплуатации сило- i сов при последовательных за грузках-вы грузках стены работают в условиях i переменных воздействий, основные факторы которых - циклический харак- i тер и длительность [26,125].
При приложении растягивающего усилия N = 0,615 к образцам! ! серии после выдержки 10 суток наблюдалось изменение скоростей деформирования £st и t; (рис. 7.46 ) в результате ползучести при растяжении, снижения сопротивления бетона и структурных изменений.
На 45 сутки наблюдений деформации бетона и арматуры достигли значений 15,8-10’s и 24J0-5 соответственно, деформации ползучести -5,4-10 s; остаточные деформации после полной разгрузки имели значения в бетоне 5,7-10 s, в арматуре - 6,7-10"5.
Перераспределение усилий характеризовалось 92 % на 45 сутки и сопровождалось уменьшением их эксцентриситета в первые сутки ео - 1,29 см, на 10 сутки е0 - 0,87 см. Стабилизация приращений деформаций завершилась на 93 сутки.
Развитие деформаций образцов второй серии показано в табл. 7.20, а их сопоставление с данными I серии - в таблице 7.21. Образование первых нормальных трещин произошло при чередовании знака напряжений на 2-м уровне за|-ружения (0,923 А'[ТС)- Приращение деформаций арматуры за время выдержки проходило более интенсивно, чем средних деформаций бетона, а отношение соответствующих величин остаточных деформаций при разгрузке - более чем на 200 %. Это можно объяснить неполным закрытием трещин и накоплением остаточных деформаций от усилий i-го уровня.
Перераспределение усилий в образцах П-й серии составило за 10 суток по сравнению с I-ми сутками (100%) для первого уровня 120%, для второго - 207 %, а для третьего - 108 %. Таким образом, наиболее интенсивно процесс перераспределения проходил на втором уровне загруже-ния непосредственно перед и при образовании первых трещин.
Накопление микроповреждений в бетоне и по поверхности “бетон -арматура" вызвало скачкообразное изменение средних деформаций (состояние “предразрушения").
Оценка усилия, воспринимаемого арматурой дана, в табл. 7.2].
266
Рис. 7.46. Изменение напряженно - деформированного состояния нормальных сечений предварительно напряженных железобетонных моделей стен круглых силосов (образцы третьей серии); а - до приложения внешней нагрузки; б - после приложения циклических растягивающих усилий. Р - усилия при испытаниях, кН; £т;<у	- деформации и напряжения соответственно в арматуре и в бетоне;
размерность -1 - О'5 и МПа
267
Деформации образцов второй серин при постоянных уровнях растягивающих усилии
Таблица 7.20
Уровень загруження	Деформации 105	1-ые сутки	10-ыесугки
	Ее,	11,1	14,62
0,615 N„c	£5	12,84	15,45
	ES[	24,75	33,65
0,923 Ncrc	Ъ	26,79	55,41
	Ebi	74,92	84,51
l,2N„t	El	96,12	104,04
Сравнительная оценка усилий, воспринимаемых арматурой для образцов 1 и II серий при равных уровнях растягивающих усилий
Таблица 7.2 f
^100% N N 2X.1oo% N»,	Выдержка в сутках		
	1	5	10
I уровень	9,3	10,3	11,0
			—			
(0,615 Ncrc)	100%	112%	120%
li уровень	12,8	27,2	27,0
		—	
(0,923 Nw)	100%	203%	207%
Шуровень	37,3	38,7	40,4
	'			
(1,2 N„)	100%	106%	108%
Рис.7.47. Приращение составляющих деформаций на I, IE и Ш уровнях нагрузки: I  бетона; 2 - арматуры
268
Стабилизация процесса перераспределения усилий на первом уровне наступила на 2-е сутки, на втором уровне - на 3-и сутки, на третьем уровне -на 1-е сутки.
Величины остаточных деформаций бетона и арматуры после разгрузки с первого уровня равны (рис.7.47 ): 5,22-10-5 и 6,91 Ю5, со второго уровня 8,05105и 18,08-IO"S, а после третьего уровня 14,531O"S и 34,96-105.
7.4.3.	Параметры трещине стой кости опытных образцов при сложных режимах циклических воздействий
При расчете трещиностой кости предварительно напряженных стен круглых силосов большую роль играет надлежащий учет характера давления от сыпучего материала. Исходя из этого были проведены исследования по оценке влияния различных режимов нагружения на ширину раскрытия и закрытия трещин, а также на расстояние между трещинами.
В развитии трещин в растянутых зонах железобетонных элементов можно выделить три стадии; подготовительную - начало и завершение скрытого накопления микроповреждений, начальную - образование видимых трещин и последующую - раскрытие их до весьма значительных величин. Нагрузка, при которой формируется начальная система трещин, способных к росту, является важным параметром состояния железобетонных конструкций, так как до и после образования трещин поведение конструкции имеет существенные различия.
Отдельные трещины в бетоне вследствие неоднородности его структуры, наличия технологических дефектов, начальных напряжений, обусловленных неравномерным распределением по объему усадочных и температурных деформаций, образуются уже при самых низких уровнях силовых напряжений. Поэтому понятие стадии трещинообразован и я носит в определенной мере условный характер. Будем понимать под этой стадией такое состояние конструкции, когда в ее наиболее нагруженных областях протекает систематический процесс перераспределения микротрещин в макротрещины. Для классификации тех и других воспользуемся основными предпосылками расчетной модели Леонова - Панасюка [112]: к классу микро будем относить трещины, расхождение берегов которых не превышает величины <3,,, при этом берега таких трещин взаимно притягиваются с напряжениями, равными сопротивлению бетона растяжению Re,. В противном случае, когда расстояние между берегами превышает ёк и они не взаимодействуют между собой, трещину будем считать макроскопической, которая в отдельных частях своих, например, в вершине, имеет область микрораскрытия. Внешнюю нагрузку, соответствующую предельным микротрещинам, у которых наибольшее расстояние между берегами равно будем классифицировать как трещин ообразу ющу ю.
269
Появлению видимых трещин в растянутом бетоне изгибаемых элементов предшествует интенсивное образование микротрещин. Можно выделить четыре этапа этого процесса. Первый этап характеризуется нарушением равномерности распределения деформаций бетона растянутой грани: деформации в тех сечениях, по которым в дальнейшем пройдут видимые трещины, интенсивно увеличиваются из-за развития микротрещин в этих сечениях. На втором этапе микротрещины достигают уровня арматуры, появляется неравномерность их распределения по длине арматурного стержня. Третий этап соответствует нагрузкам, при которых на графиках нагруз- ? ка - средние деформации арматуры образуется перелом и обнаруживаются видимые трещины (а,;п. = 0,05 - 0,1 мм). Соответствующая нагрузка в опытах обычно принимается за нагрузку трещинообразования. На четвертом j этапе при росте нагрузки трещины развиваются по высоте сечения. При этом целая (над трещиной) часть сечения находится в условиях продолжающегося трещинообразования. Заканчивается этап тогда, когда образуются и достигнут своей максимальной высоты все основные трещины [117].
Средняя ширина раскрытия трещин на поверхности элемента может рассматриваться как произведение среднего расстояния между трещинами 1Т на разность между средним относительным удлинением еат арматуры и средним относительным удлинением бетона; она может быть выражена формулой, предложенной в [125]:
С7-29)	!
Среднее относительное удлинение стали еап, получается уменьшением величины относительного удлинения '‘свободных” стержней за счет участия бетона в работе на растяжение между трещинами, Среднее относительное удлинение растянутого бетона £*,„ по сравнению со средним удлинением стали обычно невелико и на практике им можно пренебречь.
Наибольшую опасность в смысле коррозионной стойкости представ- ! ляют трещины с максимальным раскрытием. Сравнение опытных значений с теоретическими производилось по формуле ( 144 ) СНиП 2.03.01-84* при i / = 1 nt- 1,43, где I - коэффициент, учитывающий длительность действия нагрузки. Кроме этого, определялась ширина раскрытия трещин по формуле:
_ С1", rail
т Е ™	(7.30)
где о; - напряжение в арматуре, Es - модуль упругости, 1т. - расчетное рас- ! стояние между трещинами.	]
Опытные значения ft = асп. / находились как отношение значе- | ний ширины раскрытия трещин при длительном и кратковременном действии нагрузки.
270
В ходе проведения эксперимента проводилось сравнение ширины раскрытия трещин в образцах ll-й и 111-й серий при выдержке под нагрузкой в течение 10 суток на одинаковых уровнях постоянной нагрузки, с целью выявления влияния дополнительной кратковременной циклической нагрузки и при равных величинах как постоянного, так и кратковременного циклического растягивающего усилия.
В образцах 11-й серии процесс трещинообразования начался при постоянной нагрузке, равной 0,923 Это можно объяснить влиянием предшествующего длительного растяжения величиной 0,615 а также тем, что после выдержки под нагрузкой образцы полностью разгружались.
При равных величинах полного растягивающего усилия, 1,2 Л1СЯ. кратковременная циклическая составляющая нагрузки вызывала более быстрый рост средней и максимальной ширины раскрытия трещин. По-видимому, зто можно объяснить разрушением краев трещин при снижении нагрузки до уровня 0,923 Ncrc, а также имеющимися структурными изменениями в бетоне на предшествующем уровне нагружения.
Замена постоянной нагрузки (образцы l-й серии) на более сложные модели режимов реального нагружения стен силосов (образцы 11-й и Ш-й серий) оказало заметное влияние на величину составляющих циклических деформаций бетона и арматуры, что проявилось в основном в период времени непосредственно до и после образования трещин.
По сравнению с постоянной нагрузкой циклическое растяжение при коэффициенте асимметрии напряжений в бетоне Р(, = 0,25 -0,30 снизило трещи но стой кость по образованию нормальных трещин на 7-9 %, привело к увеличению ширины их раскрытия на 15% и изменило характер накопления деформаций в арматуре и бетоне. Отношение остаточных деформаций после серии циклического нагружения на каждой ступени при равных величинах нагружения в образцах Ш-й серии по отношению к li-й серии составило для 2-го уровня 28,7 % и 26,3 % для бетона, а аналогичные значения для 3-го уровня равны 139,7 % и 94,3 %. Остаточная ширина трещин асг несколько растёт по мере циклов (1 -3 циклы), а затем рост прекращается.
Графическое отражение процесса трещинообразования при различных режимах нагружения представлено на рис. 7.48 -7.52 . На рис.7.48 даны гистограммы опытных значений ширины раскрытия трещин после I -гои 10 - го циклов для образцов , испытанных циклической на1*рузкой.
Сравнение опытных значений средней и максимальной ширины раскрытия трещин для образцов П-й и Ш-й серий с теоретическими значениями, определенными по формуле (144) СНиП 2.03.01-84*, дано в табл. 7,22. В образцах П-й серии опытные значения отношения amajLm_ / при коэффициенте, учитывающим длительность и характер нагружения, <р, = 1,0 после выдержки нагрузки в течение 10 суток, превышают теоретические на втором и третьем уровнях загружения в 1,64 и 1,15 раза соответственно; при коэффициенте <р / = 1,43 аналогичные значения равны 1,62 и 1,14. Отно
271
шение отахСУК. / cwrTC в образцах 11-й серии в начале второго уровня нагружения равно 1,74, а на 10 сутки - 1,92. Соответствующие величины для третьего уровня нагружения равны 2,14 и 2,16.
Рис.7.48. Гистограммы ширины раскрытия нормальных трещин в образцах 3 -й серии после приложения циклической нагрузки: а ) - после 1 -го цикла; б ) - после 10 -го цикла
Сопоставление опытных и теоретических значений ширины раскрытия трещин в образцах П-й серии на втором уровне нагружения
Таблица 7,22
Вы- держка сутки	СНиП 2.03.01-84*		У сГ ш" & и В л		мм	в"" ГТ	d^„,. ф,-1	а*1",,, Ф,= 1,43
	3 сге <р,= 1	Ф, =1.43	♦. --—	1 h а г 8- Г				
1	0,126	0.180	0,125	0,125	0,086	0Д5	1,19	0,83
2	олзо	0,186	0,1В	0,09	0,075	0,10	0,77	0,54
3	0,123	0.176	0,122	0,123	0,085	0,15	1,22	0,85
4	0,117	0,167	0,131	0J56	0,096	0,20	1,71	1,20
5	0,115	0,165	0,134	0,153	0,100	0,20	1,74	1,21
6	0,116	0,166	0,124	0,154	0,092	0,20	1,72	1,20
7	ОД 1S	0,168	0,137	0J56	0,100	0,20	1,69	1,19
8	0,И9	0,171	ОД 39	0,158	0,100	0,20	1,68	1,17
9	0,122	0,174	0,141	0,162	0,100	0,20	1,64	1,15
10	ОД 22	0,174	0,147	0,162	0,104	0,20	1,64	IJ5
272
0,24
0,2
0Л6
0J2
o?os
r—<-  -ГТ  '
t,	1’	11 П	И 11	'l и	'	11
i	II	И II	н И	'i f|	•'	”
I.................I	I , Illi
СЦг = 11.1 + 5.$>'(IOI-1,I)N‘ io ’+
a„>Miз,1л,ю" uj;  io4-или; ws
Рис. 7.49. Изменение средней ширины раскрытия трещин аа1 в м.м после блока циклических нагрузок в образцах 3-й серии

0,04 --------1-------1------1--------1------1-------1-
I	3	5	7	9	II
В опытах Вершининой Н.И. f37] при напряжении в арматуре с, = 150 МПа это отношение равно 1,8.
Согласно рекомендациям (СЕВ - 1978) [177] характеристическое значение ширины раскрытия трещин (95%) статистической информации эквивалентно его возможному максимальному значению, то есть <2™“™. I ax’ = -11.
Кратковременное циклическое догружение до величины (1,56 Ncrc) вызвало в основном увеличение средней ширины раскрытия трещин, при этом максимальная ширина раскрытия трещин остается практически постоянной.
273
На первом цикле их соответствующие значения равны 0,19 мм и 0,45 мм), а на 10 -ом цикле эти величины достигли значений 0,22 мм и 0,6 мм, при коэффициенте =1,0 и	= 2,3.
Теоретические значения ширины раскрытия трещин на третьем уровне постоянной нагрузки (1,2 Л'„..) равны 0,197 мм и 0,281 мм соответственно при коэффициентах <р, = 1 и 1,43, а аналогичные величины при догружении кратковременной циклической нагрузки 0,287 мм и 0,411 мм.
При равных растягивающих усилиях (l,2Ve„.) значения средней и максимальной ширины раскрытия трещин выросли соответственно на 36% 274
и 50%. При этом коэффициент р, и отношение максимальной ширины раскрытия трещин к ее среднему значению 1ат в образцах второй серии равны 1,2 и 2,16 ; в образцах третьей серии - 1,125 и 2,38.
Отношения «тя. с ! составили для постоянной нагрузки (1,2 Nm) до 1-го и после 10-го цикла 2,45 и 2,38, а на 1-м и 10-м циклах кратковременного догружения ( 1,56 JV^,) эти величины равны 2,49 и 2,30.
Изменение коэффициента для образцов П-й и 1П-Й серий в зависимости ст уровня нагружения, длитольности и количества циклов кратковое-мевного догружелия представлено в табл. 7.23. В целом для образцов всех серий отмечено превышение максимальной ширины раскрытия трещин над средним эиачением, которое лежит в пределах 2,1 - 2,28, что больше значения предложенных в [37] для центрально растянутого элемента, равного 1,66.
Это отличие можно объяснить как случайным эксцентриситетом, так и влиянием режима и уровня предшествующих загружений.
Для обработки информации были привлечены преимущественно методы математической статистики. Оценка опытных значений ширины раскрытия трещин и расстояния между ними, показала особенность сгнстат» тической зависимости этих характеристик трещиностойкости от количества циклов и позволила выбрать в качестве теоретической функции распределения плотности вероятности логнормальный закон распределения. Результаты получены при значениях общей продолжительности циклов ХЗ = 10 сут., Х4 » 1 час и коэффициентах асимметрии циклических нагружений в бетоне р,| = -0,26 и р.1 - 0,29.
Изменение коэффициента <pt в зависимости от длительности и уровня нагружения в образцах П-й серии
Таблица 7 23
Выдержка сутки	Уровень нагружения				
	второй	0,923 N„)		третий (1,2		
	« fir*	, I - i и i tn в II £	mI J II £	. . Vl‘ CQ II &	| ё о U i й я II &
1	1,0	1.0	1,0		1,39
2	0,87	0,67	1,09		 1.2	1.67
Л	0,99	1,0	1,09	1.2	1,67
4	1,12	1.33	1,32	1.2	1.67
5	1,16	1,33	1,17	U	1,67
6	1,07	1,33	1.15	1,2	1,67
7	1,16	1,33	1,15	1.2	1,67
8	1,16	1,33	1,15	u	1,67
9	1,16	1.33	1,18	1.2	1,67
10	ui	1,33	1,19	1Д	1,67
среднее 10 суток	1.10	1,22	1,17	1.2	1.64
275
Основное перераспределение внутренних усилий закончилось в пре-делах 8-10 циклов и не зависело от уровня постоянного растягивающего усилия (рис.7.53),
Рис.7.53. Влияние числа циклов на приращение заутренних усилий в арматуре для образцов второй серии и третьей серии при постоянной и циклической нагрузках; уровень постоянной нагрузки 1,2 NCK
При кратковременных испытаниях до разрушения средняя величина ^"cre.maz < aTrjr для образцов 1-й, П-й, !П-й я IV-й серий составила 1,47; 1,85; 2,93 и 0,86. Таким образом; в образцах, имеющих трещины от предшествующего длительного растягивающего усилия, при последующих кратковременных испытаниях до разрушения отмечено значительное превышение опытных значений ширины раскрытия трещин над теоретическими, определенными по формуле (144) СНиП 2,03.01-84* (рис.7.54 и 7.55) .
Средние отношения ama)<er[. / равны 2,28; 2,13; 2,18; и 2,1, что больше предложенного в СНиП 2.03.01-84* значения 1,66.
Были проведены экспериментальные оценки изменения коэффициента в зависимости от уровня нагружения, количества циклов и времени. Данные, полученные по различным расчетным формулам, представлены в табл. 7.24, из которой следует, что коэффициент \ys инвариантен к величине постоянной нагрузки, но зависит от количества циклов кратковременного догружения. После 10 циклов его значения были: на первом уровне - 0,84; на втором уровне - 0,97; на третьем уровне - 0,92 при среднем значении 0,91. Анализ экспериментальных данных по количеству нормальных трещин, образовавшихся при нагружении, выдержке и кратковременном циклическом догружении, позволяет отметить следующее (рис,7.51 и 7.52 ).
В образцах [П-й серии в числителе стоит значение для постоянного уровня, в знаменателе - при кратковременном циклическом догружении. В образцах П-й серии в числителе зиачение определено при действии продолжительной нагрузки i}i!s - 0,35, в знаменателе - при действии непродолжительной нагрузки = 0,7.
276
N.rii
Сопоставление коэффициента при различных уровнях загружения Таблица 7.24
Коэффициент, определенный по формулам	Номер серки	Уровень нагружения					
		0,923 Nc„		1,2		1,56	
		1 сут.	10 сут.	1 сут.	10 сут.	1 сут.	10 сут.
5 II Н03 1	11	0,21	0,50	0,49	0,54		-
	III	0J5 0,42	1ъ00 0,52	0,65 0,77	0,8} 0,87	0,54	0,7]
¥',•= 'FJl + ц) ri=2,4-4:0%+J.6V',!	III	0,35 0,42	0,77 0,84	W 0,77	0.96 0.97	0.54	0,92
т к»	11	0_41 0,81		0.68 0,36		-	
Число нормальных трещин оказалось зависимым ст уровня растягивающего усилия, при усилии: 0,923 Ncn. образовалось 6 трещин, а при нагрузке 1,2 Nrr<- 16трещин;
277
Рис.7.55. Сопоставление опытных и теоретических значений ширины раскрытия трещин при кратковременных испытаниях до разрушения
Наибольшее количество трещин образовалось при первом цикле кратковременного загруження (1,2 Ncrc) - 13, а затем их приращение уменьшится: второй цикл - 5; третий - I; чет вертый - I; пятый - 0 (рис. 7.51;7.52), Таким образом на первых 4-х циклах происходит формирование числа трещин ;
- при более высоких уровнях растягивающих усилий ( от 1,2 до 1,56 : Nm. ) число циклов не оказало влияния на количество образующихся трещин, то есть &пек оказалось инвариантным по отношению к N^. Приращения ширины раскрытия трещин в зависимости от числа циклов не наблюдалось.
При длительных испытаниях расстояние между трещинами /сп. не является постоянной величиной во времени вследствие незавершенности процессов деформирования и трещинообразования.
Опытные средние значения /,.“р для четырех серий образцов были сопоставлены с теоретическими значениями определенными по формуле
С = 5^20(3,5-100^)^	Р-31),
где 5 = 1,2 - для растянутых элементов; t] = 1 - для стержневой арматуры периодического профиля. В приведенной формуле расстояние между трещинами не зависит от режима нагружения и характера напряженно-деформированного состояния образца. Нормы предусматривают расчет минимального расстояния между трещинами.
К.К.Якобсоном [125] предложены формулы, в которых учитывается напряжение в арматуре и ширина раскрытия трещин:
Дй£
(7.32)
*.гяг
где Да - раскрытие трещин; <7, w- средняя величина напряжений в арматуре; Е - модуль упругости стали;
278
a = 0,125----расстояние между трещинами,.
р%
Из таблицы 7.25 видно, что лучшая сходимость и Гск приходится на образцы первой серии.
Изменение расстояния между трещинами 1т в зависимости от предшествующего режима нагружений
Таблица 7.25
Номер серин	Марха образца	С.™		JCXp С	^схр ’Т"’	Сл"	
		теир егкр	'слстдя				
первая	БЧ		17		1,38	14	1,14
серия	Б-2	16,5	22	1,34	1,79	17	1,38
вторая	Б-3		21		1JI 1.83	17	1,38 0,90
	Б’4	18.9	22,5	1,54		11	
серия							
	Б-5		22,5		1,83	12	0,98
	Б-6		20		1,63	9.5	0,77
третья серия	G-7	18,05	20,5	1,47	1,67 1.91	19.5	1,59 1,55
	Б-8		23,5			19	
четвер-							
тая	Б-9	20,36	23	L66	1,87	18,5	1,55
серия	Б-10		26		2,12	17	1,38
Расхождение средних по серии значений т(„ с теоретическими значениями, определенными по формуле (7.31), составляет в 1-й серии 26 %, во [l-й серии 9 %, в Ш-й и [V-й сериях 30 % и 45 % соответственно. Эти данные демонстрируют связь с влиянием предшествующих воздействий (^ средняя величина по четырем граням; - максимальное значение по одной из граней; Т^. Ш>Л - минимальное значение по одной из граней; Геп.= 12,29 см - теоретическое значение. На рис, 7.51 приведены гистограммы для основных серий образцов, полученные после проведения кратковременных испытаний до разрушения. Регрессионный анализ опытных значений раскрытия трещин и расстояний между ними выявил, что в качестве теоретической модели может быть принята экспоненциальная зависимость между приращением числа нормальных трещин и номером цикла в виде (Рис. 7.52) :
Дл^ f = Апст , expl-W^ / а)	(7.33),
где Дпсг j - соответственно приращение числа трещин на 1 -ом и первом циклах ; Ncyc - общее число циклов ; а - экспериментальный пара-279
метр .Зависимость средней ширины раскрытия трещин a\t от номера цикла аппроксимированная здесь полиномами 3-й степени, выражена слабо, что говорит об ее определенной инвариантности по отношению к (рис.7.49).
Экспериментальная зависимость а,.„. - имеет вид:
= 0,1 + 3,6Л^ *J0“J —2.0Л^.! х10“л +1.5	х10 4
ас„ =0,2 + 3,]^,. xtO* -6.3Л;/ xllj- +4.3	xi{Ts <7'34)
Замечания
Длительное циклическое нагружение среднего эксплуатационного уровня моделей колонн и фрагментов подсилосного этажа не оказало заметного влияния на их кратковременную прочность, но изменило вид зависимости Л7 - Д, На первом цикле доля усилия в арматуре составила 80 - 98 %, а усилия в бетоне - до 75 % от соответствующих максимальных усилий в конце 7-го цикла, что указывает на значимость влияния первичного нагружения на формирование напряжённо - деформированного состояния железобетонных элементов. Пиковые деформации сжатого бетона армированных образцов с вариантами процента поперечного армирования р2= 0,14%; 0,78% и 0,97% в момент разрушения после циклических воздействий были соответственно на 15 % ;30 % и 75% больше, чем исходных бетонных образцов. Значительные пластические деформации и деформации ползучести проявились на ограниченном числе циклов (до 10 циклов), а затем эти деформации стали настолько малыми, что требуют постановки специальных исследований. Стабилизация деформаций ползучести и обратной ползучести протекает за 5-7 циклов одновременно с нарастанием упруго - мгновенных деформаций при нагрузке и разгрузке.
Экспериментально обосновано перераспределение внутренних усилий между однородными железобетонными элементами вследствие случайных факторов и выявлен механизм разрушения подсилосного этажа по схеме прогрессирующего выключения стоек.
Циклическое деформирование бетона сжатого железобетонного элемента в пределах сечения, ограниченного периметром хомутов, имеет существенное отличие от поведения аналогичного по составу бетона и возрасту бетонного элемента. Вторичное поле напряжений на границе защитного слоя бетона и “ядра” колонн является следствием перераспределения напряжений от циклических нагрузок как по сечению колонн из-за разных условий поперечного деформирования, так и во времени, а также из - за развития напряжений растяжения при разгрузке. Разная степень ограничения поперечного деформирования способствовала повышению в “ядре “параметрических границ микротрещинообразования. Дополнительное приращение микротрещин в защитном слое способствует более высокой его проницае
280
мости и служит одним из механизмов образования дефектов сжатых стержневых элементов при малоцикловых длительных нагрузках эксплуатационного уровня.
Накопление остаточных деформаций и усилий вследствие ползучести бетона, характеризующееся снижением диссипации энергии но мере увеличения числа циклов, представляет особенность деформирования железобетонных элементов при длительных переменных нагрузках.
Расчет остаточных деформаций, использующий в энергетическом подходе, в котором мерой повреждений выступает приращение остаточных деформаций, показал приемлемое совпадение с результатами экспериментов.
Испытания моделей предварительно напряженных стен силосов при сложных режимах нагружений показали, что процессы накапливания остаточных деформаций, перераспределения усилий, запаздывания и стабилизации приращений деформаций бетона проходили на 3 уровнях загружений (0,615; 0,923; 1,2 от расчетного усилия трещинообразования) в неодинаковой степени. Образование трещин предварялось ускорением микроразрушений. Наиболее интенсивное деформирование и перераспределение относится к 2-му уровню (0,923 от jVot) при напряженно-деформированном состоянии, предшествующем или соответствующем началу образования первых трещин. Это подтверждает положение В.В. Болотина о важной роли “скрытой” фазы накопления повреждений. Перераспределение усилий в бетоне и арматуре сопровождалось снижением эксцентриситета приложения нагрузки на 32 %. Циклическое нагружение снижает сопротивление образованию нормальных трещин на 7 - 9%, приводит к более раннему их образованию по сравнению с постоянной нагрузкой и увеличению ширины раскрытия на 15%.
Решение проблемы прогнозирования сроков службы инженерных сооружений связано с более углубленным подходом к знаниям о природе отказа. В центрально - растянутых предварительно напряженных образцах при циклическом осевом растяжении происходит локальное искривление оси элемента и разделение на блоки, в связи с чем при установлении режима нагрузки сечение работает по схеме внецентреиного растяжения. Рекомендуется считать трещиностойкость растянутых элементов с дополнительным случайным эксцентриситетом еи < 1,5 см.
Для начального периода срока службы инженерных сооружений типа силосов при средних эксплуатационных уровнях малоцикловых длительных нагрузок накопление повреждений во времени, выраженное через изменение параметров жесткости и трещиностойкости, скорости остаточных деформаций, подчиняется экспоненциальному закону и зависит от номера цикла.
Результаты деформационного расчета подсилосных конструкций накопления повреждений коррелируются с данными, полученными при испытании образцов при циклическом сжатии.
281
Глава 8. РАСЧЕТ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ В ФОРМАТЕ МЕТОДА ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ
8.1 Введение. Анализ и особенности применения детерминированных и вероятностных методов для расчета долговечности железобетонных конструкций
Обеспечение безопасности железобетонных конструкций инженерных сооружений в течение срока службы является важной составной частью проблемы долговечности. Требования к безопасности конструкций и персонала, что показано В.В Болотиным [24,25], формулируются в виде ограничений на ресурс или срок службы, когда требуемый уровень безопасности снижается из -за физического старения, воздействия агрессивной среды, интенсивных нагрузок и других причин, последствия которых выражаются в накоплении конструкцией повреждений.
Основной элемент по отношению к классической теории надёжности и безопасности состоит во введении в расчёт фактора времени. Это дает возможность рассмотрения деградации материалов как части проблемы долговечности, при которой безопасность элемента конструкции от разрушения, вызванного нагрузками и воздействием внешней среды, является функцией времени.
Оценка поведения железобетонных конструкций инженерных сооружений предполагает решение различных прикладных задач, в том числе:
-	прогнозирование срока службы новых (проектируемых) железобетонных конструкций как наиболее важный этап проектирования конструкций на заданный срок службы;
-	оценку и уточнение срока службы существующих конструкций к изменившимся условиям эксплуатации.
Важной особенностью этих расчетов является учет скорости протекания процессов силовых воздействий на конструкцию, а так же скорости изменения ее внутренних свойств.
Поэтому проектирование железобетонных конструкций с заданной долговечностью, или расчет на долговечность, включает учёт фактора времени, в течение которого должны быть удовлетворены требования безопасности или условия срока службы. При проектировании требуемый срок службы называется заданным (назначенным), а уровень безопасности выражается через максимально приемлемую вероятность разрушения.
При математической формулировке задачи прогнозирования долговечности железобетонных конструкций традиционно используются два основных подхода: детерминистский и стохастический.
282
8.1.1. Детерминированный метод расчета
В детерминистской постановке проблемы долговечности распределения усилия ( нагрузки ) 5 и сопротивления R игнорируются, поэтому статистическая природа S и R учтена ограниченно. Нагрузка, сопротивление и срок службы используются в детерминированных величинах, и их распределения, которые выражают связь между случайными величинами и частотой их появления или повышения, не рассматриваются. Основная формулировка расчёта долговечности может быть записана в терминах эксплуатационного качества или срока службы. Здесь к S(tg) относятся любые воздействия: механические (нагрузка), физические и химические; a R{i„) - соответствующие сопротивления конструкции этим воздействиям. S(r ) и R(l) могут быть представлены средними, характеристическими или расчетными значениями. Согласно принципу эксплуатационного качества расчётная формула записывается в виде:
W' W>0	(8|),
где г - заданный (назначенный) срок службы.
В приложении к задачам расчета на прочность S -наибольшее значение нагрузочного эффекта, то есть усилия или напряжения в конструкции, выраженное через нагрузку. Задача определения напряженного состояния предполагается решенной. Л - несущая способность, выраженная в тех же единицах и отвечающая предельному состоянию по прочности [29,38,55,178,174]
Нагрузка S или сопротивление Л, или оба, являются функциями, зависящими от времени, в качестве которых используются деградационные модели и модели эксплуатационного качества. В эти функции включены основные расчётные параметры: размер железобетонной конструкции, характеристики материалов и коэффициенты, отражающие влияние окружающей среды.
Модели долговечности в составе 5(/я) и R(tg) наиболее часто выражаются через параметры непосредственно конструкции, материалов и окружающей среды и показывают потерю эффективного поперечного сечения или снижение свойств материалов в течение времени эксплуатации. Модели долговечности задаются таким образом, что бы выполнить условия (8.1 ^Соответствующая расчётная формула согласно принципа срока службы записывается как:
(8.2), где tL - функция срока службы.
Расчёт долговечности железобетонных конструкций тогда выполняется выбором подходящей комбинации величин для расчетных параметров таким образом, чтобы условия выполнялись уравнения (8.1 н 8.2).
283
8.1.2. Вероятностный метод
Особенность вероятностных методов расчёта долговечности по срав. нению с детерминированными состоит во введении дополнительных уело, вий, учитывающих неблагоприятную ситуацию, заданную с определенной вероятностью. Расчётные формулы записываются на основе уравнений регь рессии, которые учитывают возможное распределение этих факторов [55,171,29,38,154].
Основные параметры, определяющие долговечность, резерв несущей способности и интенсивность износа с течением времени, используются с вероятностными характеристиками, которые изменяются с течением времени.
В стохастическом подходе принимаются во внимание распределения нагрузки, сопротивления, обеспеченность в зависимости от ответственности сооружения и заданного срока службы. То есть отличие условия надежности в вероятностной форме от его детерминированной формы заключается в том, что обобщен ное сопротивление или прочность конструкции и обобщенное значение воздействия ( механического в виде нагрузки или внешней среды ) рассматриваются как случайные с экспериментально установленными параметрами распределения.
Наиболее простая математическая модель, связывающая вероятность разрушения и срок службы, включает переменную нагрузки S и переменную сопротивления R, которые в принципе могут быть любого количества и могут быть выражены в любых единицах. Вероятность безопасной работы определяется через стохастические свойства системы “ усилие" - “ сопротивление ". Если S и R независимы от времени, событие разрушения может выражат ься как:
{разрушение} = {/? < S}	(8.3)
Вероятность разрушения Р,-теперь определяется как вероятность такого разрушения, при котором:
(8.4)
Если срок службы известен и безопасность ( надежность ) оценивается в момент его завершения, то Д и S можно рассматривать как случайные независимые величины с законами распределения, выявленными в конце этого срока.
Сопротивление R и нагрузка 5. или вместе взятые, и, следовательно, вероятность разрушения, являются величинами, зависящими от времени или случайными функциями во времени.
Расчетная формула может быть записана согласно принципам эксплуатационного качества и принципам срока службы тем же способом, что и в детерминированном расчетном методе с добавлением условия о максимально приемлемой вероятности разрушения, вероятность того, что, согаас-284
но принципам экшшуатационного качества, сопротивление железобетонной конструкции будет меньше, чем нагрузка, и вероятность завершения срока службы должна быть меньше, чем допустимая вероятность разрушения.
Условие выражается как
<Pf,m	(8.5),
где Pj-a- вероятность разрушения железобетонной конструкции с и /утзх - максимально возможная вероятность разрушения.
Эта задача может быть решена, если известны распределения нагрузки и сопротивления.
Использование стохастических методов предполагает, что должны быть приняты определенные предпосылки в отношении форм распределений.
Типы распределений, которые могут быть применены для оценки срока службы или эксплуатационного качества, включают:
а) нормальное (Гаусса) распределение; б) логнормальное распределение; в) экспоненциальное распределение; г) распределение Вейбулла; д) гамм а-распределение.
При реализации принципа эксплуатационного качества наиболее общим допущением является то, что или нагрузка, или сопротивление раздельно или вместе распределены по нормальному закону.
В случае принципа срока службы добавляется условие вероятности того, что срок службы железобетон ной конструкции должен быть меньше, чем заданный срок службы; в свою очередь эта вероятность должна быть меньше, чем определённая возможная вероятность разрушения. Условие записывается как:
(8-6)
Задача может быть решена, если известно распределение срока службы.
При использовании принципа срока службы, наиболее распространенным распределением для срока службы оказалось логнормальное распределение [55].
Рассматривая R(t) и S(r) как непрерывные физические величины сопротивления и нагрузки в момент времени г, вероятность разрушения в момент времени г может быть записана как:
'/э,	(8.7)
для всех значений г < /. Определение функции Pf(t) математически сложно; обычно они не рассматриваются как непрерывные физические величины.
Если рассматривать RhS как стохастические величины с распределением, зависящим от времени или постоянной плотности, то вероятность разрушения определяется как
285
Pf(t) = P{R(t) < S(r)}
(8-8)
Условие надежности в детерминированной форме, учитывающее статистический разброс механических воздействий (усилий) и сопротивлений материалов, дано на рисунке 8.1.
Рис 8.!, Условие надёжности, учитывающее статистический разброс нагрузок (усилий) и сопротивления материалов [29]
В момент времени I = 0 плотности распределения нагрузки и сопротивления далеки друг от друга и вероятность разрушения вначале мала. С течением времени распределения приближаются друг к друту, образуя пересекающуюся площадь увеличивающихся размеров, которая иллюстрирует вероятность разрушения.
Функция Pf(t) имеет характер функции распределения. Если срок службы определяется так, что событие “tL< t " идентично с событием “разрушение “ в момент времени завершения срока службы, то функция распределения для срока службы может определяться как
=	(8.9),
где - кумулятивное распределение срока службы,
(8.Ю)
В определённый момент времени вероятность разрушения может быть определена как сумма произведений двух вероятностей^!) вероятности, что Л<5 при S = S, н (2) вероятности, что S =
F,(0 = £p{/f<S|S<5}P{S = 3}	(gl[)
Рассматривая непрерывное распределение, Р,-(Г) в определенный момент времени может быть выражено с помощью интеграла
(8.12),
где - функция распределения Я;ХС*) - функция плотности вероятности S; я - общее количество ( мера ) Я и S.
286
Общее решение интеграла с зависящим от времени распределением сложно. Прямое решение интеграла возможно только в нескольких случаях, когда распределения R и S нормальны. Однако интеграл может быть решен приближенным численным методом. Распределение срока службы может быть достигнуто вычислением величины вероятности разрушения в разные моменты времени(г = 0; 10; 30 и т. д. лет.)
Вероятность разрушения может быть найдена с помощью известных методов надежности, используя меру надежности - характеристику безопасности fi, которая связана с Pf.
Р/=Ф(-Р>	(8.13),
где Ф - стандартизированная функция вероятности для нормального распределения характеристики безопасности (3, может быть определена для заданного рекомендуемого периода времени (Табл. 8.1) [55,201].
Значения характеристики безопасности
Таблица 8.1.
Предельное состояние	Значения |3для Euiaccoв безопасности		
	1	2	3
тю безопасности	4.2	4,7	5,3
по эксплуатационной пригодности	2,5	3,0	3.5
Параметрами сопротивления бетона и арматуры силовым воздействиям, устанавливаемым национальными нормами развитых стран, являются характеристические значения сопротивлений, которые устанавливаются с учетом статистической изменчивости с обеспеченностью не менее 0,95 [Рис. 8.2).
Рис. 8.2. Модель изменения сопротивления Л и усилия элемента S за время эксплуатации
287
В стохастическом подходе к прогнозированию долговечности в формулировку включено требование максимально приемлемой вероятности разрушения:
(8.13),
где Pf ^ - вероятность разрушения конструкции в течение <я; Р^тя> -максимальная допустимая вероятность разрушения. Последняя может быть определена или принимая во внимание уровень безопасности (надежности) реально эксплуатируемых конструкций, приемлемый для общества, или посредством минимизации начальной стоимости и эксплуатационных затрат.
Дополнительной иллюстрацией подхода является работа Н. Джарево-ла, Р, Кумара и Д.Н. Трикны (1998 ) [86], где с позиций вероятностного анализа надежности при износе исследовано прогнозирование поведения, качества и срока службы отдельных железобетонных балок, колонн, плит в составе защитных оболочек АЭС, мостов и плотин, а также конструктивной системы сооружения в целом с учетом фактора времени. Для отдельного элемента системы, при условии, что нагружение моделировалось Пуассоновым потоком, функция надежности определялась как вероятность безотказной работы элемента в течение срока службы л:
/,(/,) = [о ехр(-т
-р; {'«(/)}<* а/'М
(8.14),
где /й/г)  функция плотности аероятностн для начального сопротивления «о, т * средняя частота появления событий, сопротивление к моменту времени г(/) = гс£(7), где £(/) ‘Деградациейпая функция. Вероятность разрушения задана в известной форме:

(8.15)
Функция риска Л(() находилась как вероятность разрушения в интервале ( г. О о?):
ед^-<//<л[|п{ОДД	(8.16)
При решении проблемы использован метод статистического моделирования Монте - Карло. Принятые допущения об отсутствии влияния истории нагружения на де градационную функцию g(f) ограничивают ценность результатов этой работы. К общим недостаткам следует отнести высокую трудоемкость вычислений и принятие ряда упрощений. Оценка долговечности рассматривалась как косвенный результат процедуры.
Эксплуатационное качество может быть отнесено к физическим, механическим, химическим параметрам железобетонной конструкции, а так же к функции использования и эстетическим принципам, при этом нагрузка может быть задана в виде силового воздействия (механическая нагрузка) или воздействия окружающей среды.
288
Если используется принцип срока службы, то срок службы tL, оцениваемый моделью срока службы, должен быть больше, чем заданный срок служба)
В случае сложных форм нагрузки и при наличии нескольких деграда-ционных факторов, изменяющих эксплуатационное качество конструкции, применение стохастических методов становится затруднительным и возможности вероятностного подхода О1*раничены. В таких случаях более приемлемым становится пол у вероятностный метод, использующий коэффициенты безопасности (надежности) по сроку службы.Несмотря на то, что этот метод основан на положениях теории безопасности и надёжности, формулировка расчётной процедуры дается в детерминированной форме. Это оказалось возможным при изменении требований к заданному и расчётному срокам службы. Другим удобством является возможность его адаптирования в формат метода предельных состояний.
8.2. Основные положения метода расчета долговечности железобетонных конструкций, основанного на применении коэффициента безопасности по сроку службы
В методе, использующем коэффициент безопасности ( надежности ) по сроку службы, реализованы те же принципы, что и в стохастическом методе. Однако с помощью этого коэффициента проблема прогнозирования долговечности представлена в детерминированной форме. Такой подход делает более удобным расчет на прикладном уровне в формате метода предельных состояний, сохраняя при этом эффективный контроль безопасности в течение срока службы. Он открывает возможность проектировать железобетонные конструкции на заданный срок службы. Этот метод особенно удобен для конструкционного расчета железобетонных конструкций в тех случаях, когда применение обычных стохастических методов было бы очень сложным. Другое преимущество - в том, что метод дает возможность учесть стохастический характер параметров нагрузки и сопротивления материалов.
Коэффициент безопасного срока службы устанавливается путем применения прямых стохастических методов. Областью применения метода является период эксплуатации, отражающей основную стадию жизненного цикла сооружения (см. раздел 7.1).
8.2.1.Исследование особенностей метода
Новыми элементами метода по отношению к положениям СНиП 2.03.01- 84* являются включение фактора времени при оценке вероятности разрушения Р(г), запаса безопасности 9(t)*, а так же коэффициента безопасности (надежности) по сроку службы у,.
* В отечественной н зарубежной литературе так же сущесшуют другие обозначения^ - резерв прочности (А.Р. Ржзннцыи [1711, В,Д. Райаер [ 153J); Z - заляг надежкости (В.М, Бондаренко В.Г1. Чирков [29]); Z- резерв безопасности или уровень надежности ( Л. И. Иисидсвекнй [68]); 7. - кименннцкцнкая функция работоспособности элемента {А.Е 1.Кудзне [В?]). В дамкой риботе a&inp придерживается обозначения 11 запас 6е-•иггасностм "принятого в материалах RILEM EVROCOD'a [55,6! ].
289
В отличие от теории надёжности и безопасности, традиционно используемой в проектировании строительных конструкций, где эта теория прилагается для решения задач, в которых время играет вспомогательную роль, в данном подходе использование стохастических методов расширено для решения проблем долговечности, в том числе для определения срока службы [55,107].
Расчёт долговечности выполняется в детерминистской постановке с использованием коэффициента надёжности по сроку службы, который определяется стохастическими методами при нормальном или при логнормальном распределении срока службы.
Особенностью метода является оценка вероятности разрушения, связанной с долговечностью, в условиях возможного уменьшения запаса безопасности 6(Г) при Г -> г,;. Расчетные формулы в детерминированной форме в терминах принципа эксплуатационного качества или принципа срока службы железобетонной конструкции представлены в виде:
*(G)-S(G)>0	(8.17)
(8.18)
Определяемым временем при расчете долговечности является расчетное значение срока службы равное произведению среднего значения срока службы на коэффициент надежности по сроку службы, то есть:
^=yf'tg	(8.19).
где yt - коэффициент надёжности по сроку службы;  заданный { планируемый ) срок службы.
Значение коэффициента надёжности по сроку службы у, зависит от максимально допустимой вероятности разрушения. Поэтому у, устанавливается в соответствии с результатами расчёта, использующего положения вероятностного расчетного метода.
По сравнению с детерминистским подходом данный метод дает гарантии контроля безопасности против разрушения в течение срока службы конструкции. Тогда запас безопасности (надежности) определим как (Рис.8.1, 8.2):
0(t) = .R(r)-S(t)	(8.20),
где 0(() - запас безопасности, Л(/) - сопротивление конструкции, 5(/) - воздействие. Разрушение означает состояние, когда имеет место отрицательное решение в ( 8.20 ), что соответствует концу срока службы.
Момент времени, когда математическое ожидание функции пересекает нулевую линию, определяет математическое ожидание срока службы.
Расчетная модель для определения среднего значения срока службы и заданного срока службы дана на рисунке 8.3. Графическая интерпретация запаса безопасности в отношении срока службы и при механических воздействиях приведена на рисунке 8.4 в соответствии с рекомендациями RILEM [38,55] 290
Рис 8.3. Среднее значение срока службы и заданный срок службы
Рис. 8.4. К интерпретации запаса безопасности ( надежности ) при механических воздействиях и воздействиях внешней среды [55]
Так как максимально допустимая вероятность разрушения не должна превышать 50 %, то срок службы железобетонной конструкции должен быть больше, чем заданный срок службы. Чем меньше значение максимально допустимой вероятности разрушения, тем больше должна быть разность между средним значением срока службы и его заданным значением.
Используя коэффициент безопасного срока службы, требование заданного срока службы трансформируется в требование математического ожидания срока службы. Причина состоит в том, что модели долговечности, приемлемые для реалий проектирования, чаще всего показывают или среднее качество или среднюю деградацию. Так как при расчете используются средние значения функций, то любое требование к заданному сроку службы должно быть интерпретировано в соответствующих терминах среднего срока службы.Тогда коэффициентом безопасности ( надежности ) срока службы является отношение среднего срока службы к заданному сроку службы, то есть
291
CS- 21),
где у, - коэффициент безопасности по сроку службы, соответствующий принятой обеспеченности расчетного срока службы; ц(/£) - среднее значение срока службы; I., - заданный срок службы.
В формате метода предельных состояний железобетонные конструкции обеспечиваются необходимыми размерами и характеристиками материалов при выполнении следующего условия надежности в детерминированной форме, отражающего в терминах принципа эксплуатационного качества гарантии сохранения требуемого уровня надежности в течение времени эксплуатации:
W-ШгО	<8.22),
где R/tJ) - расчетное значение сопротивления (несущей способности ) железобетонных конструкций в конце расчётного срока службы; S^tj) - расчётное значение воздействий ( механических и окружающей среды ) на железобетонную конструкцию в конце расчётного срока службы.
При одновременных механическом и химическом воздействиях, сопровождающихся снижением сопротивления конструкции из -за коррозии арматуры, условия надежности записываются в виде (К. Лндрадс, Р. Таннер, 1998 [188] ):
5^, S 5^	(8.23),
где расчетные значения механических и коррозионных воздействий даны выражением
Sj.c ~	>Yc ~ ак 'У'.Уог iVtX'.i ~ & ;)	(8-24)
Здесь GA-p Qt-j- характеристические значения постоянных и переменных механических воздействий, у(;Г (-; ус; у^ - соответственно коэффициенты надежности для постоянной и временной нагрузок и только для коррозионных воздействий, - коэффициент сочетаний временных нагрузок и коррозионных воздействий.
Расчетное значение сопротивления элемента
Rl> c = Л(ХС1>;ус ак	(8.25)
где Хс[} - расчетные характеристики бетона и арматуры при коррозионных воздействиях; - расчетное значение глубины коррозии стальной арматуры.
В случае отсутствия депассивации стали уравнение (8.23) приобретает смысл (8.22)
(8.26),
где YcPk^serv) ~ расчетное значение глубины проникания агрессивной среды в бетон в течение плакируемого срока службы; номинальное значение толщины защитного слоя бетона; уменьшенное на соответствующее значение коэффициента надежности при механических и коррозионных воздействиях
292
8.2.2.Определение коэффициента безопасности по сроку службы
Для определения зависимости между коэффициентом безопасного срока службы и вероятностью разрушения также используются стохастические методы.
При известных распределениях нагрузки и свойств материалов формула (8.22 ) имеет вид:
(8.27), где 0min - минимально допустимый уровень запаса безопасности (надежности), который гарантирует основную безопасность конструкции от механических воздействий ( нагрузки ) с учетом деградации материала во время эксплуатации под влиянием окружающей среды. То есть безопасность конструкции в целом включает безопасность при механических воздействиях и безопасность в отношении долговечности.
В принятой практике проектирования безопасность при механических воздействиях выражается через коэффициенты безопасности материалов и нагрузки, устанавливаемые стохастическими методами для требуемого уровня безопасности, то есть определяют 0mirl. Тогда безопасность долговечности учитывается увеличением несущей способности или других показателей надежности конструкции в начале эксплуатации таким образом, чтобы к ее завершению уровень безопасности не превышал минимально допустимое значение 0min с требуемой вероятностью. Практически безопасность по сроку службы определяется величиной коэффициента безопасного срока службы. Предполагается также, что сопротивление конструкции R и нагрузки S можно задать их характеристическими значениями.
В традиционном подходе к проектированию по методу предельных состояний безопасность железобетонных конструкций при расчете на действие нагрузок можно оценивать характеристикой безопасности /3 = При вычислении параметров долговечности через различные модели долговечности характеристика безопасности /3* для нормального распределения принята как:
где Отая - максимально возможная деградация; DG - средняя деградация, соответствующая заданному сроку службы (с; v:> - коэффициент вариации.
В приложении к задачам расчета прочности более строгие обоснования при определении 0даны в работе В.Д. Райзера [ 153]:
j3 = (£- -lk№ +сг}.),,!	(8.29),
где	математическое ожидание сопротивления и несущей спо-
собности, о-- стандартное oTKnoneKHes Лде- коэффициент корреляции с учетом каличий корреляционной связи между усилием и несущей способностью.
293
Методика прямого вероятностного подхода к оценке долговечности железобетонных конструкций, основанная на применении нормального закона распределения и априорности статистических параметров сопротивления, усилий и скорости износа, развита А.П.Кудзисом. Вероятность разрушения при одновременном действии силовых и несиловых факторов определяется с применением характеристики безопасности в следующей форме:
„	Я,-Д.-tv.,
(8.30),
где Уд - скорость снижения сопротивления по квазилинейному закону, ? - продолжительность воздействия агрессивной среды. Возможности метода иллюстрированы примером расчета железобетонной колонны» запроектированной для работы в условиях длительных нагрузок и агрессивной среды (см. Приложение 2 к главе 8).
Запас безопасности при механических воздействиях 0min. выразим как ( Рис. S.4 ):
e^ = P„tta	(8.3i),
где сг0 - нормальное стандартное отклонение ( средне квадратическое отклонение ) запаса безопасности, требуемое значение характеристики безопасности для случайной величины m при действии нагрузок. Если коэффициенты эксцесса или асимметрии близки к нулю, то доверительная вероятность Р{0> 0} = Ф(Й используется для оценки работоспособности железобетонных элементов при нормальном законе распределения случайной величины 0 - R - 8.
Значения Р{&>0] и табулированы, например [85}: /3^=0; 1,64;3,1 ;3,3; соответствуют Р % =50 %; 95 %;99,9 %; 99,99 %.
В соответствии с Еврокодом [61] характеристика безопасности Дт=3,8 для первой группы предельных состояний при соответствующей вероятности разрушения 7,2 I (У5, и рт =2,5 для второй группы предельных состояний при вероятности разрушения 6,2-10‘3. Эти величины определены при характеристических (нормативных) значениях нагрузок и прочности материалов. Для инженерных сооружений емкостного типа необходимые значения уровня вероятности разрушения обеспечиваются, если, по данным А.П.Кудзиса [85], ^>3,72.
Если разрушение сопровождается риском человеческих жертв или серьезными социальными, экономическими или экологическими последствиями, то согласно требованиям Евронорм, значение характеристики безопасности /3М=3,8 после завершения срока службы. В остальных случаях /?„,= 3,1, что соответствует вероятности разрушения 9,7-10=*, при условии, что в начале срока службы /Зт= 3,8.
Для расчетов по второй группе предельных состояний рт-2,5 при вероятности 6,2-Ю'3, если повреждения (чрезмерный прогиб, деформации, трещины) приводят к значительным экономическим потерям или значительной стоимости ремонта. При отсутствии этого риска /3„;=1,5 и вероятность разрушения 6,7-1 СР. В обычном расчете запас безопасности при механическом (силовом ) воздействии на практике гарантируется коэффициентами бе-294
чопасности по нагрузкам и материалам. Характеристическое сопротивление материала делится на коэффициент надежности (безопасности) по материалу, характеристическое значение нагрузки умножается на коэффициент безопасности по нагрузке.В целом минимальный запас безопасности трактуется как разность между запасами безопасности, вычисленными через характеристические и через расчетные значения материалов и нагрузки.
Безопасность в отношении долговечности здесь выражается в терминах механической безопасности {силовые воздействия) при условии, что снижение уровня последней вследствие деградационных процессов будет находиться в конце срока слежбы в границах допустимых значений. Эта безопасность в реальном проектировании контролируется коэффициентом безопасности по сроку службы.
Соотношения между требованиями безопасности в отношении долговечности и коэффициентом безопасности по сроку службы даны в [55].
При условии, что потери запаса безопасности, зависящие от деградации, пропорциональны г", значение функции 0(1) можно выразить как:
0(0 =(?„(!-Л")	(8.32),
где б(, - запас безопасности при г = G, п- экспонента, к -постоянный коэффициент. п является также характеристикой моды деградации иного процесса. Принято, что приращение потерь запаса Лв(<) ~ 0О - 0(0 есть нормально распределенная величина и стандарт 9, зависящий or деградации, прямо пропорционален 250(0. Тогда коэффициент вариации и0 постоянен и:
/1(Дв) = в„Й”	(8.33)
ст(Д4>) =	( 8.34 )
С течением времени р(Д0) уменьшается, а ст (ДО увеличивается.
Из рис.8.4 и 8.5 следует, что
295
тогда
Д, =(^,	-6*)
(8.36)
0,-6	
Так как		=	= у, , то с учетом ( 8.36 ) Д=(/;'-!)/’'й	(8.37) 7,“(ДЛ,+1)	(8.38)
Здесь 0, -запас безопасности, о/стандартное отклонение ЛЙ, Д - требуемый показатель безопасности при t = tg. Значение у, зависит только от Д, коэффициента вариации деградации и экспоненты п и не зависит от срока службы. Значения у, зависят также от максимально допустимой вероятности разрушения, при v, = 0,5; v, = 1,0 и вероятности разрушения 1%; 2%; 10%; 50% эти значения приведены в таблицах 5.1-5.3 [55].
8.2.3. Определение характеристик надежности при логнормальном законе распределения срока службы
Если в расчете долговечности используется принцип эксплуатационного качества, а сопротивление Л и нагрузка 5 - нормально распределенные величины, то вероятность разрушения, вызванного деградацией, без учета корреляционной связи может быть определена с помощью коэффициента ДО, характеризующего относительное отклонение величины 0(f) = ^(О)-от среднего значения при нормальном законе распределения:
p[A,f]-^[S,f
где fl - среднее значение, а ст - стандартное отклонение Коэффициент /J(t) так же нормально распределен. Вероятность разрушения, соответствующая р (0, может быть выражена в табличной форме. В конструктивном расчете р является также характеристикой безопасности или надёжности.
Расчеты и фактическое поведение конструкций показали [55,197,198,98,107,187,57], что, хотя деградация (глубина нейтрализации или повреждения защитного слоя бетона) является нормально распределённой, при распределении срока службы имеет место заметное отклонение относительно среднего значения в сторону более короткого срока, так как плотность вероятности возрастает сильно перед плавным уменьшением в направлении нуля (рис. 8.19). Логнормальное распределение означает, что срок службы распределяется нормально по логарифмической шкале времени.
Теория логнормального закона распределения для срока службы была в европейских странах впервые введена для решения задач долговечнос-296
ти железобетонных конструкций в рассматриваемой постановке датскими учеными Сиемсом, Вру вендлером и Ван Букелем ( J985) и развита А. Сарья и Е. Везнкари (1995) [55]. Заметим однако, что несколько ранее в нашей стране логарифмически нормальный закон распределения был применен В.П.Чирковым (1980 ) и А.П.Кудзисом (1985) для вероятностных расчетов безопасности и долговечности железобетонных конструкций.
Если Д(Л)- среднее значение, а сг(0 - стандартное отклонение логнормального распределения срока службы, а функция Y - ln(/J - нормально распределена, то средние значения и стандартное отклонение этой функции могут быть получены, например, как [55]:
р(У) = 1п р(/1Г,'2<Г(У)	(8.40)
о2 (Г) = In
1-(^г
(8.41 )
Вероятность срока службы имеет вид:
Р{/,.</} = Р{кц </} = Ф(-р)
(8.42)
Здесь Ф - функция кумулятивной плотности стандартного нормального распределения.
Характеристика безопасности В и коэффициенты надежности по сроку службы у, при этом распределении имеют вид:
„ ПУЛ) -1 / 2 ln(l + v,2) —)п(4 )
£ =------Ч--------------------- ( 8.43 ),
[ln(l + v2)]
где - ту коэффициент вариации по сроку службы.
у, = exp {₽[ln(l +vf)]' ' +112 ln(l +У2)}	( 8.44 )
Проектирование долговечности железобетонных конструкций в формате метода предельных состояний можег быть выполнено раздельным или комбинированным расчетным методами. В комбинированном расчётном методе процедура вычислений такова, что вначале выполняется расчёт по предельным состояниям, с учетом результатов расчёта долговечности и требуемой безопасности в конце срока службы. Этот прием удобен в случае де-градационных механизмов, которые прямо влияют несущую способность или другие параметры железобетонных конструкций. Кроме того, после нахождения размеров и требований к материалам для железобетонных конструкций необходимо выполнить условие ограничения для "т”, то есть, что относительное уменьшение безопасных границ в течение 0 -* td
297
Щ =	— <0,7	(8.45)
0- запас безопасности, который определяется, используя характеристические ( нормативные ) значения нагрузки и характеристик материалов. Индекс “0” относится к начальному состоянию конструкций и “т” - к конечному состоянию после расчётного срока службы td. 0т -определяется из конечного расчета на механические воздействия, устанавливая коэффициент надежности по нагрузке, равный I.
получается также принятием у, равным 0. В некоторых случаях комбинированный метод позволяет использовать меньшее значение у„ чем раздельный расчетный метод,.
В раздельном расчетном методе не требуется проверка для относительного уменьшения границ безопасности “т" в течение 0 -* ldl
Коэффициент у, на основе “комбинированного” принципа определяется с учетом влияния требований безопасности по сроку службы на безопасность при силовых воздействиях (“ механическая “ безопасность ). Это выражается в изменении границ безопасности в связи с дополнительным “разбросом”, вызванным влиянием деградации:
6(1)=6о-ЬО(Г)	(8.46),
где &v- среднее “ характеристических" границ безопасности при t = 0; Дё(1) - изменение в "характеристических'’ значениях безопасных границ вследствие деградации (Рис. 8.5).
Принято также условие, что характеристика безопасности от разрушений или повреждений вследствие деградации Д, как правило, должна быть не менее общей характеристики безопасности Д„,:
где а,- отношение стандартного отклонения вследствие деградации к общему стандартному отклонению.
Значения fi зависят от последствий повреждения или выхода из строя, также принципа оценки безопасности.
При “раздельном" принципе предполагается, что требования норм в отношении безопасности для нагрузок MOi-ут быть распространены на воздействия внешней среды, связанные с долговечностью, то есть Д = Д.
Значения коэффициентов у„ Д, а,, при вариациях общей характеристики безопасности Д,, =3,8; 3, J ;2,5; 1,5 и при линейной моде деградацией кого процесса (п=1) даны в Табл. 1Л Приложения 5.
Значения коэффициента надёжности по нагрузке, сроку службы и вероятности разрушения (Таблица 8.2) зависят от класса безопасности (надёжности). Для 1-го класса безопасности (Д =3.8) значение коэффициента надёжности по нагрузке и характеристики материалов такие же, как в обыч-
298
ном расчёте. Для 1 -го класса безопасности (Д - 3.1 );	= 1,3; у? - 1,38;
Л. = IA Ys = 1.13-
Значения коэффициента безопасности по сроку службы у, Таблица З.Т
Пру дельнее состояние	Класс безопасности (последствия разрушения)	Вероятность разрушения (после	Характеристика безопасности (после te), Р,	Коэффициент безопасности по сроку службы?, при уа, 0,4	0.6	11,8		
l-ая группа	1. (серьезные последствия)	T.lxltr1	3,8	2,52	3,28	4,04
	2, (нет серьезных последствии)		XI	2,24	2,86	3,48,
2-ая группа	1. (последствия заметны )	6,2x10’1	2,5	2,00	2.50	3.00
	2. (нет серьезных последствий)	6k7x]0':	L5	1.60	1,90	2,20
Значения гауссовского коэффициента надежности р для железобетонных конструкций, запроектированных по СНиП 2.03.01-84*, изменяются в пределах 3- 4, а для емкостных сооружений гарантии надежности обеспечиваются при р > 3,72 [201,202,85] (см. также раздел 8.2.2). Нормами Норвегии установлено, что вероятность отказов при разработке технических требований, предъявляемых к железобетонным сооружениям на шельфе, при их проектировании должна достигать РИН в случае загрязнения окружающей среды и в отношении эвакуации персонала, и МО'4 - М(Н при повреждениях строительной системы.
Классификация по типовым классам срока службы, равным 10, 20, 50, 75, 100 и более лег, в данной работе принята в соответствии с рекомендациями ЕВРОКОД’а ( CEN, 1994 ) [61]. а так же приведена в таблицах 1.1. - 1.4 первой главы,
В рамках обсуждаемой в данной главе проблемы рассмотрены две задачи: прямая и обратная. Прямая задача состоит в определении срока службы, а обратная - в проектировании элемента с заданным сроком службы. К расчетам срока службы по возможным признакам выхода конструкций из строя относятся:
-	прогнозирование срока службы по признаку карбонизации бетона защитного слоя;
-	расчетная оценка толщины защитного слоя;
-	расчет срока службы железобетонной конструкции по признаку выносливости арматуры;
-	расчет срока службы железобетонной конструкции по признаку выносливости бетона [1,197,198].
299
8.3 Практическая оценка срока службы железобетонных элементов с учетом стохастического характера коррозионного процесса в бетоне и арматуре
В своем историческом развитии метод предельных состояний первоначально ограничивался оценкой несущей способности. В настоящее время он может быть распространен на любую причину выхода железобетонной конструкции за пределы эксплуатационных требований.
Срок службы может быть рассмотрен как обобщенный критерий предельного состояния железобетонных конструкций. Так как надежность и долговечность зависят от ряда случайных факторов, то и срок службы рассматривается как случайная величина. Расчет срока службы служит основой для оценки безопасной работы конструкции в ее наиболее продвинутом варианте.
Условие гарантии безопасной работы, записанное в терминах срока службы, имеет здесь форму неравенства, предложенного В.П. Чирковым [1991:	,	- - -
т{дл,£,4/?м/г,}>7;	(848)
где д, г ~ скорость изменения нагрузки и деформаций с течением времени;
A, R^, RT - случайные значения нагрузки , геометрических параметров , прочностных характеристик бетона и арматуры . Левая часть неравенства учитывает изменения во времени несущей способности и нагрузки , влияние случайных факторов на долговечность конструкций и представляет собой срок службы конструкции с необходимой надежностью ; правая - его нормативное значение Г„
В более простой форме срок службы определяется раздельно по всем возможным признакам выхода конструкций из строя. К ним , например, относятся: исчерпание несущей способности от действия изгибающего момента - 7}, поперечной силы - Г3, карбонизация защитного слоя бетона - Г[, коррозия арматуры, чрезмерное развитие во времени прогибов - Т4 и трещин - Г; . Срок службы должен быть не менее нормативного:
Т > 4	( 8.49),
где Т - минимальный из сроков , определенных по разным признакам нарушения долговечности и выхода конструкции из строя.
Тогда условие времени t > Т., t > Л соответствует переходу железобетонной конструкции в неисправное состояние ; при i > Tt, I > Гг, t > Ti конструкция переходит в предельное состояние .
В ряде случаев наибольший практический интерес представляет определение срока службы железобетонной конструкции по признаку выхода конструкции из строя вследствие коррозии арматуры в бетоне.
Влияние коррозии, агрессии среды , биологических и других воздействий не имеет приемлемого аналитического описания в нормах проектирования СНиП 2 .03. 01 -84* и учитывается коэффициентом условий работы 300
у0 ( терминология стандарта ИСО 2394 -1973 ), отражающим степень идеализации расчетной модели .
В реальных условиях скорость коррозии зависит от параметров окружающей среды, таких как температура , влажность, которые переменны но направлению и величине, отклонения которых носят случайный характер , следовательно процесс коррозии является случайным.
Схематическое представление о перемещении фронта проникания среды в бетоне защитного слоя и развитии равномерной по поверхности коррозии стального стержня, а также средние, характеристические и расчетные значения p(t) и a(t) даны на рисунках 8.15 и 8.16, где 1,т - среднее значение глубины приникания по результатам статистической обработки опытных данных, мм; 1,к -характеристическое значение глубины проникания в агрессивной среде, мм: d - толщина защитного слоя, мм.
С учетом закона проникания среды в бетон н [ 188)
Л (/) =	.)"	(K5OJ,
где рДО - характеристическое значение глубины проникания агрессивной среды но данным опытов, мм; vpj!i- характеристическое значение средней скорости проникания , мм год "1 : m - опытный коэффициент, обычно меньше или равный 0,5; t - продолжительность проникания в годах; св, ес, cg - коэффициенты , характеризующие соответственно влияние окружающей среды , качество изготовления и ухода за бетоном , геометрию конструкций. Это коэффициенты моделирования, учитывающие , что реальное поведение инженерных сооружений в условиях эксплуатации отличается от состояния опытных образцов из -за несоблюдения условий подобия геометрических , физических и других параметров. Стохастические характеристики коррозионного процесса могут быть отражены моделью, приемлемой для расчета по методу предельных состояний . Вероятностная модель представлена в виде взаимодействия нормальных законов глубины повреждения (нейтрализации) и толщины защитного слоя бетона. Корреляция между глубиной проникания кислой / хлористой агрессивной среды в защитный слой бетона или толщиной поврежденной вследствие коррозии части сечения стальной арматуры и продолжительностью t этих процессов отражена на рисунках 8.6 и 8.7. Вероятностные модели предполагают справедливость применения нормального закона распределения для параметров бетона и арматуры и постоянного коэффициента вариации.
Двухстадийная модель коррозии стальной арматуры в бетоне (рис.8.8), состоит из периодов последовательного проникания фронта коррозии в защитном слое бетона и распространения коррозии по объему , занимаемому арматурой. Первый период /0 продолжается до времени 7^, когда концентрация агрессивных составляющих среды станет больше критической величины, необходимой для депассивации поверхностных слоев арматуры. В течение фазы t, глубина слоя коррозии арматуры увеличится с на-
30!
Коррозия врмятуры я [pmj
Рис. 8.6 Вероятностная модель оценки периода проникания защитного слоя бетона: d и р - математическое ожидание соответственно толщины защитного слоя и глубины проникания агрессивной среды, то есть поврежденной части сечения;	* соответ-
ственно характеристическое значение и математическое ожидание продолжительности периода про-никания;/^,^ м,/?р,г; - законы распределения d н р в дифференциальной форме ( плотности вероятности)
Рис. 8.7. Вероятностная модель опенки периода коррозии арматуры: аг>ас  математическое ожидание максимально допустимой толщины слоя поврежденной части сечения арматуры , соответственно „ и глубины коррозии; fMfW -плотности верояТ’ ности; Л - соответственно характеристическое значение и математическое ожидание продолжительности периода коррозии
Иннинаиия
Расп twerps нсь и*
СО:, СГ
Рис. 8.8. Схематическое представление коррозионного процесса в форме двухфазной модели £188]
X
X
i—>
Fe <- V 2Oj V HiO -4 Ге(ОН)г
L ГОДЫ
т<
302
чального значения аа до критического значения а„ , выше которого критерии безопасности или эксплуатационной пригодности не могут быть удовлетворены.
Для процедуры расчета срока службы должны быть установлены корректные и чувствительные критерии предельных состояний.
Рассматривая предложенную модель рис. 8.8. принимается допущение, что срок службы железобетонной конструкции зависит от продолжительности 2-х периодов: а) начального инкубационного (время инициации коррозии) и б) периода распространения коррозии. Критическими событиями здесь являются: депассивация поверхностного слоя арматуры, когда, iipn условии присутствия влажности или кислорода, начинает развиваться коррозия арматуры; образование коррозионных трещин в бетоне защитного слоя; отслаивание защитною слоя.
Критерий безопасности, выражаемый через требования сохранност и арматуры в условиях коррозионных воздействий, для начального периода имеет вид:
-	в терминах срока службы:
(8.51) где tf - текущий (расчетный) срок службы; — период времени инициации коррозии;
-	в терминах эксплуатационного качества:
/, <d	(8.52)
где I, - глубина проникания фронта агрессивной среды в бетон защитного слоя; d - толщина защитного слоя бетона.
Условия (8.51 и 8.52) обычно рассматриваются для всех видов хло-ридной коррозии, так как локальная скорость проникания среды не является гарантированной величиной и высока неопределенность в отношении периода распространения коррозии арматуры. Эти правила также принимаются для предварительно напряженных конструкций ввиду того, что уменьшение площади поперечного сечения высокон ал ряжен ной арматуры не является допустимым и существует большой риск разрушения конструкций вследствие поверхностной коррозии.
Критерии безопасности для второго периода, записанные в терминах срока службы, имеют вид:
h. - fo +'i	(8.53)
Г, - продолжительность периода допустимой коррозии арматуры;
- в терминах эксплуатационного качества:
а:	(8.54)
где а, - толщина поврежденного слоя арматуры, характеризующая потерю эффективного сечения арматуры; агт - допустимое значение снижения толщины слоя, при котором еще сохраняются гарантии безопасности
303
(8.53), (8.54) -- справедливы при условиях: равномерной коррозии арматуры; превышения фактической начальной площади поперечного сечения растянутой арматуры над расчетной; при с, (О-Л, , когда участок локального повреждения, вызванного коррозией, не совпадает с критическим сечением силовых воздействий и напряжения в арматуре невысоки.
Если повреждение, связанное с наступлением неисправного состояния ведут только к экономическим последствиям, рассматривается [1 группа предельных состояний (например: начало коррозии).
В том случае, если разрушение приводит к серьезным последствиям или жертвам (разрушение из-за перегрузки, интенсивное разрушение вследствие деградации или деструкции материала), применяется I группа предельных состояний. Условие безопасности имеет вид:
(8.55)
Некоторые значения нормируемых показателей надежности (безопасности) по данным Еврокода I даны ниже.
Показатели безопасности (надежности)
Таблица 8.3
Критерии состояния	Событие	Показатель надежности, ро
1 [ группа	Начало коррозии арматуры	1,5-1,8 (ЕС!)
11 группа	Огслоекие бетона защитного слоя, нарушение водонепроницаем ости	2тО-3,О (предложение)
I группа	Разрушение конструкции	Э.6-3,8 (ЕС!)
Эти показатели надежности могут быть рекомендованы в том случае, если недостаточная долговечность конструкции приводит к событию, выражающемуся в форме неприемлемой потери эксплуатационной пригодности или потери безопасности конструкции [20 Г],
В настоящее время четкая количественная оценка предельно допустимого уровня безопасного коррозионного повреждения бетона и арматуры в нормативной литературе не обозначена. Условная градация коррозионного поражения дана в главе 4 и рис.8.9 и выражена как уменьшение площади поперечного сечения до 5 % ; 5 % - 15 %; выше 15 %.
Максимально допустимая толщина слоя поврежденной части сечения арматуры по предложению С.Боба [23] ограничивается 50 % от начальной площади сечения: = 0,14ф, где ф- начальный диаметр арматуры.
Влияние коррозии выражено здесь в уменьшении рабочей площади стержня: равномерном - при карбонизации и неравномерном - при действии ионов хлора (рис.8.10). В модели учтено различие между скоростью движения коррозии в отдельной точке и средним значением скорости во времени.
Изменения скорости коррозии арматуры (рис. 8.11) существенно предопределены колебаниями относительной влажности, которые часто носят сезонный характер. Их значительное влияние на долговечность стен пока-304
Рис,8.9. Зависимость коэффициента к от % повреждений защитного слоя бетона
Щ/dt [рп/год]
Рис, 8.10. Влияние коррозионного процесса на характер изменения рабочего сечения арматурного стержня: а - разномерное при карбонизации; б - с образованием продольной трещины при воздействии хлоридов; а - толщина поврежденной части сечения арматуры
Рис. 8,1 1. График изменений скорости коррозии арматуры, отражающей сезонные колебания температуры и относительной влажности
I. годы
зано в исследованиях С,В./Александровского [3]. Годовые изменения температуры н относительной влажности, как иллюстрация к отмененному выше, даны на примере модели, принятой Л. Вандервалем и Ф. Мортелемансом для среднеевропейских условий поданным 19 метеорологических станций при изучении аналогичных задач (рис. 8 J 2).
Функции р (0 и da / зависящие от времени, соответственно представляют среднее значение глубины проникания среды через защитный слой бетона в мм, и скорость коррозия арматуры в мм/год.
8 развитие [188] и используя упрощенную статистическую модель коррозии (см. главу 3), выразим р (t) и da / d (i) через их характеристические значения *
Характеристические (нормируемые) значения глубины нейтрализации н толщины слоя арматурного стержня, поврежденного коррозией , как значения случайных ощутимо реализуемых величин [29], охватывают 95 % всей статистической информации и дают оценку при уровне доверительности 75 %. Линия, соответствующая характеристическим значениям, расположена выше и параллельно линиям средних значений, на расстоянии при-305
мерно равном 2 стандартам j (рис 8.13 и 8.14) [188]. Горизонтальная ось на рисунке соответствует логарифмической шкале, то есть 1g от г.
Сопротивление прониканию среды через защитный слой бетона толщиной d здесь рассматривается как условие того, что фронт проникания среды не должен достигать с учетом обоснованных границ безопасности поверхности арматурного стержня а течение времени воздействия, если выполнен критерий (рис, 8.15 и 8.16):
d	(8.56),
где yfl - коэффициент надежности ( безопасности } для глубины проникания, а/(1-=pt.
Тогда
d s Sc'-’,,, ctc, к, {t^ Г	(8.57)
P ^кг^сЛс11(>1тУ'	(8.58)
- коэффициент, учитывающий влияние напряженного состояния на скорость проникания.
j i R.H, (%)
бй -4	—|-------------Е-
Т1	П	ТЗ	Т4
р [mtnj
too
10
» ItimJ
I, время
Рис. 8.12. Расчетная модель сезонных колебаний температуры и относительной влажности
Рис.8.13. Схема оценки характеристических н средних значений глубины проникания в бетон агрессивной среды при длительных наблюдениях
Рис 8,14, Схема оценки характеристических и средних значений глубины поврежденного слоя арматурного стержня при длительных наблюдениях
306
Рис, 8.15. К определению характеристического значения глубины проникания в бетон агрессивной среды; //1Ч  среднее значение глубины проникания по ре-зул ьтата м стати сти ч ес ко й обработки опытных данных ,мм ; /Tlt- характеристическое значение глубины проникания ,мм ; d -глубина зашит него слоя
Рис.8.16. К определению характеристического значения толщины поврежденного слоя арматурного стержня при равномерной коррозии; atm/2 - среднее значение толщины поврежденного слоя; * соответствующее характеристическое значение
Отсюда время проникания агрессивной средыт выраженное в годах, в формате метода предельных состояний запишется как
(Ё 59)
Гарантированный уровень величины защитного слоя dni выразим в виде
(S.60),
где dc - нормированное значение толщины защитного слоя; 5 - стандартное отклонение, к - константа: характеристика безопасности, связанная через нормальное распределение с уровнем, ниже которого встречаются дефекты (Таблица 8.4, рисунок 9Л8),
Глубину слоя коррозии арматуры выразим как 1188];
(8.61)
afl - характеристическое значение глубины поврежденного слоя арматуры, мм; vcfA - характеристическое значение средней скорости коррозии арматуры ио результатам испытаний, мм год ]; e(f„ -коэффициент, учитывающий разницу между опытными образцами и реальной конструкцией; /crjr - продолжительность коррозии арматуры, выраженная в годах.
307
Зависимость % дефектов от значения коэффициента к Таблица 8.4.
% дефектов	Значения коэффициента к
10.0	1,28
5,0	1,64
2,5	1,96
1,0	2,33
При условии, ЧТО
(8-62),
где [ з ] - допустимое значение глубины коррозии арматуры в пределах границ безопасности, мм; ak - характеристическое значение глубины коррозии арматуры, мм; ус 2 ~ коэффициент надежности ( безопасности ) для глубины слоя коррозии, характеристическое значение имеет вид
а* =	(8.63)
Тогда время коррозии
^аЧ,ис<»Лд	(8,64)
Для условий, когда коррозия арматуры не приводит к снижению уровня безопасности конструкции ниже минимально допустимого, время действия агрессивной среды ограничивается зависимостью;

(8.65)
8.4. Методики определения вероятности разрушения и срока службы железобетонной конструкции стохастическим методом по признаку нейтрализации бетона защитного слоя углекислой средой и при отсутст вии специальных защитных мероприятий
Количественной характеристикой процесса коррозии принимаем глубину нейтрализации бетона защитного слоя железобетонной конструкции агрессивным веществом за определенный срок. Критерием наступления предельного состояния принимается условие, что разрушение происходит в момент времени, когда глубина поврежденного слоя превышает толщину защитного слоя, так как дальнейшее развитие процесса будет характеризоваться депассивацией арматуры и инициацией се коррозии.
8 данной постановке решаются следующие задачи: а) при заданных параметрах защитного слоя найти функции распределения и плотности распределения времени карбонизации; 6) какова требуемая "толщина защитного слоя бетона, если задан срок службы и вероятность разрушения. При решении первой задачи в вероятностной постановке цель расчета состоит в отыскании времени, в течение которого с доверительной вероятностью Р„ 308
не произойдет нейтрализация защитного слоя. Вероятность полной нейтрализации равна 1 - Р„ и зависит от назначения конструкции.
Событие наступления предельного состояния выражается неравенством:
Р ( глубина нейтрализации < толщине защитного слоя ) >Р„ (8.66)
Ниже рассматривается де градационная задача с процессом карбонизации (S'), зависящим от времени, при постоянной толщине защитного слоя (Л)( см. условие 8.8). Допускается, что карбонизация следует по закону квадратного корня от времени
(8.67), где fi (D) - среднее значение глубины карбонизации ( мм ), Кг- коэффициент скорости карбонизации мм/год|с, t - время или возраст бетона.
Коэффициент скорости карбонизации зависит от сопротивления и состава бетона (см. главу 5):
Kr=V„Xf + 8)‘	(8-68),
где ст - коэффициент окружающей среды, с„1г  коэффициент содержания вовлеченного воздуха,- характеристическое ( нормативное ) сопротивление кубов бетона ( МПа ); а, Ъ - константы, зависящие от вида вяжущего
Значения параметров и коэффициентов приведены в табл.5.1-5.2 гл.5. Допускается, что распределение глубины карбонизации следует нормальному закону (распределение Гаусса ) и отношение стандартного отклонения к среднему значению ( коэффициент вариации) - постоянная величина. Также допускается, что толщина защитного слоя является случайной величиной.
Развитие процесса показано на рис. 8.17. Если среднее значение глубины карбонизации изменяется со временем, то стандартное отклонение так же изменяется, при этом коэффициент вариации остаётся постоянным., Та часть распределения глубины карбонизации, которая превышает толщину защитного слоя, показывает вероятность разрушения.
Функции распределения и плотности распределения вероятности срока службы показаны соответственно на рис.8.18-8.19 при следующих исходных данных: характеристическое значение кубиковой прочности бетона на портландцементе fck = R„ = 20 МПа, толщина защитного слоя = 25 мм. Для глубины карбонизации коэффициент вариации = 0.6 и коэффициент вариации защитного слоя бетона = 0.2. Характеристика безопасности определяется по формуле ( 8.38 ).
Заметим, что функция плотности распределения срока службы не является нормально распределенной. Плотность вероятности растет вначале интенсивно, а затем медленно уменьшается по мере увеличения времени.
Кривые распределения срока службы могут иметь граничные значения только с одной стороны ( нижний предел ) или с двух сторон ( верхний и нижний пределы ).
309
Рис. 8J 7. Схема развития повреждений (нейтрализации) в защитном слое бетона железобетонного элемента
Рис. 8.18. Функция распределения срока службы железобетонного элемента инженерных сооружений по признаку нейтрализации защитного слоя бетона [55]
Рис. 8.19. Функция плотности распределения срока службы железобетонного элемента по признаку нейтрализации защитного слоя бетона [55]
310
Методика прямого вероятностного расчета времени карбонизации, как показано В.П.Чирковым [198,120], может включать несколько способов: применение характеристики безопасности, построение плотности распределения, использование прямого логарифмически нормального закона. Основное уравнение первого способа с учетом ( 8.61 ) представлено как:
a~KtJf—
‘ У- ---->уп
+^KlTcarb
(8-69),
где v„  1' - соответственно математическое ожидание и коэффициент вариации распределения толщины защитного слоя и случайной величины К , Ке характеризует скорость процесса карбонизации и зависит от плотности бетона, коэффициента диффузии, наличия трещин, температуры, влажности воздуха и содержания в нем углекислого газа и других условий эксплуатации.
Характеристика безопасности соответствует определенному значению заданной надежности Р„: У„- 1,64 для Р„ - 0,95 и = 1,28 для Л = 0,9,
Принимая t - получим значение расчетного срока службы защитного слоя бетона:
Т
(8-70),
которое должно быть не менее нормативного значения Т„.
Среднее значение толщины защитного слоя принято равным проектному в соответствии с требованиями нормативных документов. Другие данные получены на основе статистического анализа экспериментальных данных карбонизации защитного слоя бетона эксплуатируемых конструкций и условий их изготовления (Таб.8.5 [198]).
В качестве другого типа распределения может быть также применен прямой логарифмически нормальный закон с тремя параметрами [198,199]
==	1 -ехр"°А	(8.71)
^2п(Ь+хУ’
при
1п(Ь + х) - а и -------------
а
(8.72)
Вероятностные характеристики: математическое ожидание х , второй и третий № центральные моменты распределения могут быть выражены через коэффициенты а, Ь, с и наоборот.
Вероятностные характеристики плотности распределения времени карбонизации защитного слоя находятся методом линеаризации функции путем разложения ее в ряд Тейлора в окрестностях математического ожидания.
311
Значения K,,vlr,v„ дли различных условий эксплуатации железобетонных конструкций
Таблица 8.5.
№№	Тип конструкции и условия ес эксплуатации	Мат, ожидание	Коэф, вариации	
		мм/гол 1/2	Vke	V
	Конструкции, эксплуатируемые на открытом воздухе ( плиты покрытий, стены	1.5-2+5	OJ5-0T25	0т15-0т25
1.	и др. ) Конструкции, эксплуатируемые внутри помещений.	1,5-ЭД)	0,1-0,25	0,1-0,25
2 3	Конструкции, эксплуатируемые в средах с различной степенью агрессивности: а) слабая степень агрессивности	2-3	0,1-0,25	0,17
	б) средняя степень агрессивности	5-5	0J-05	0,17
	в) высокая стспсш= агрессивности	5=6	0,1=0,3	0,17
Так как в рассматриваемом случае время карбонизации Т является функцией случайных величин а и А'г, то математическое ожидание Т, дисперсия Т2 и третий центральный момент функции Т определяются согласно условию
Г=~	(8.73).
Л
Время карбонизации ТсагЬ выражается через коэффициент времени карбонизации защитного слоя с заданной надежностью Р„, соответствующей характеристикам безопасности то есть к^
^=к1ЯТ	(8.74),
(8.75)
Актуальность решения задачи вероятностного расчета толщины защитного слоя обоснована тем, что в реальных конструкциях наблюдаются значительные фактические отклонения толщины защитного слоя по сравнению с проектными значениями: до 2-3 раз при коэффициенте v„ =0,1-0,25.
Используя (8.64 ) запишем неравенство:
312
(8.71 },
смысл которого, как показано В.П.Чирковым (i 98] состоит в том, что фронт коррозии за время t с вероятностью Р„ не достигнет поверхности арматуры. Среднее проектное значение толщины защитного слоя бетона при t = Т„. Полагая, что проектные значения коэффициентов гя> vt, и среднего показателя скорости карбонизации А", обеспечиваются качеством изготовле-
ния и эксплуатации:
1 - гМ i-V’-o-xk’xi-zX)
(8.76)
Детализация данных методик нахождения срока службы железобетонных конструкции# инженерных сооружений и примеры расчета даны в приложениях 1,2 к главе 8, а также в [198,85].
8.5. Исходные предпосылки методики расчета долговечности железобетонных элементов емкостных сооружении с применением коэффициента безопасности по сроку службы
Основные этаны методики расчета долговечности железобетонных конструкций емкостных инженерных сооружений в рамках лолувероятно-стного метода расчета, основанного на применении коэффициента безопасности по сроку службы, показаны на блок - схеме (рис.8.20. ). Схема составлена с учетом предложений fib-RILEM и содержит дополнительные элементы; а) оценку формы конструкции и фронтальности воздействий агрессивной среды; б) учет малоцикловых нагрузок и фактора времени.
Исходные предпосылки методики:
1.	Рассматривается долговременное влияние на несущую способность и другие эксплуатационные показатели следующих деграда ционных факторов: коррозии, вызванной проникновением ионов хлора и карбонизацией бетона; механических абразивных процессов ( истирания стен, днищ и воронок силосов сыпучим материалом ); поверхностного разрушения под влиянием климатических воздействий; действия отрицательных температур, малоцикловых силовых длительных нагрузок с использованием расчетных моделей, приведенных в главах 4 и 7.
Анализ воздействий окружающей среды по поверхности сооружений включает оценку климатических условий; температуры, вариаций влажности, величину осадков, концентрацию влажности, отрицательные температуры и циклы замораживания и оттаивания, солнечную радиацию, воздушное загрязнение; грунтовые условия: расположение грунтовых вод; содержание в грунте агрессивных агентов подобно сульфатам и хлоридам. Исходная информация определяется по результатам нормативных требований и проектных изысканий.
313
Расч ет долговечн осты
Предварительный расчёт по 1-ой и 2-й группам предельных состояний
Определение размеров конструкции па основе анализа напряженно деформированного состояний сооружениям принципов конструирования if расчета при постоянных и временных ( маяоцнклоэых ) нагрузках.
Результаты: - предварительные размеры конструкции;
Определение заданного и расчетного сроков службы.
Анализ влияния окружающей среды, оценка формы конструкции и фронтальности воздействий агрессивной среды, определение опасных зон.
Распознавай не деграда ционны х механизм он
Выбор моделей долговечности для деградацнонньсх механизмов.
- класс, количество к расположение арматуры;
Вычисление параметров долговечности h в том числе:
характеристики бетона.
-глубины повреждения бетона и кор розни арматуры;
-толщины защитного слоя;
-	диаметра арматурных стержней;
Окончательный расчет
Вариант 1 ( раздельный вариант метода ): интеграция результатов прочностного расчёта н расчета долговечности.
Вариант 2 (комбинированный вариант мсто-
изменение размеров конструкции с учётом параметров долговечности.
Проверка результатов с учетом обратной связи.
Факторы, принимаемые во внимание, в том числе;
-	сопротивление бетона и арматуры: учет малоцикловых нагружений н фактора времени
-проницаемость бетона;
-вид цемента;
-методы термообработки бетонной
смесщ
-класс арматуры;
-размеры конструкции 
Рис. 8.20. Общая блок-схема проектирования железобетонных конструкций емкостных инженерных сооружений в формате метода предельных состояний с учетом результатов расчета долговечности
314
2.	Деградация под влиянием агрессивных составляющих внешней среды имеет место в защитном слое бетона или в арматурной стали. Внутренние деградационные процессы, такие как щелочив- агрегатная реакция бетона, не рассматриваются, так как они могут быть решены правильным подбором состава бетона. Деградация реакции бетона при малоциклоаых длительных силовых воздействиях учитывается по объему конструкции в пределах зон, определяемых посредством оценки коэффициента асимметрии напряжении р - <Tmi„/<Tmaj (главы 7 и 9).Снижение эксплуатационных показателей конструкций из-за долговременных процессов коррозии арматуры и бетона вызывается сокращением площади их поперечного сечения. Учитывались следующие случаи коррозии арматуры; а) в трещинах; б) по всей поверхности арматуры при удалении продукта коррозии через поры бетона (общая коррозия в мокрых условиях); в) в форме отслоения защитного слоя бетона из-за общей коррозии арматуры, ведущей к уменьшению поперечного сечения бетона и связи между бетоном и арматурой. Модели и скорости коррозии для поверхностного износа общей коррозии и для определения времени трещинообразования защитного слоя, а также воздействий отрицательных температур даны в главе 4.
3.	Расчёт железобетонной конструкции по предельным состояниям обеспечивает требуемый уровень безопасности и эксплуатационной пригодности при силовых воздействиях, в то время как расчётом долговечности определяются параметры долговечности.
4.	Расчет долговечности имеет цель повысить контроль параметров конструкции в пределах расчётного срока службы. Процедура расчета включает следующие этапы:
а)	анализ напряженно - деформированного состояния конструктивных элементов сооружения при вариациях схем нагружения и деформатив-ных свойств ос но ван и я (глава 9);
б)	определение заданного и расчётного сроков службы (главы 1 и S);
в)	анализ влияния воздействий окружающей среды, в том числе определение направления (фронтальности) воздействий агрессивной среды - на участки поверхности сооружения, критические по отношению к внешним воздействиях;
г)	идентификация факторов долговечности и деградационных механизмов;
д)	выбор моделей расчёта долговечности для каждого деградацион-ного механизма (глава 4);
е)	вычисление основных расчетных параметров долговечности: толщины и проницаемости защитного слоя бетона, диаметра и класса арматурных стержней, скорости продвижения фронта коррозии, используя соответствующие расчётные модели. Влияние их взаимодействия может внести
315
коррективы в предварительный расчет из -за увеличения размеров и собственного веса конструкции.
Пример расчёта долговечности железобетонной колонны подсилосного этажа силосного корпуса из сборного железобетона с целью показать особенности применения методики расчета, основанной на применении коэффициента надежности по сроку службы, дан в приложении 3 к главе 8.
Замечания
Разработанная прикладная методика прогнозирования долговечности железобетонных элементов инженерных сооружений содержит общие алгоритмы определения расчетных параметров долговечности конструкций в формате метода предельных состояний.
Предпосылкой является полу вероятностный метод расчёта срока службы железобетонных конструкции инженерных сооружений с учётом коэффициента надёжности по сроку службы. Метод базируется на анализе моделей долговечности и является дополнением, адаптированным к расчету железобетонных элементов по методу предельных состояний согласно СНиП 2.03. 01 -84*.
Методика проиллюстрирована на примерах расчета долговечности наиболее нагруженных элементов силосного корпуса зернового элеватора. Вычисление параметров долговечности по признакам коррозии бетона, арматуры и снижения их сопротивления при малоцикловых нагрузках выполнено на основе соответствующих моделей деградации, приведенных в главах 4 и 7.
316
Глава 9. ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДЛЯ ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ СИЛОСОВ
9.1. Введение
На срок службы конструкций, наряду с нагрузками, факторами техногенной или природной среды, параметрами бетона и арматуры, и другими, влияют тип и конструктивное решение сооружения в целом, определяющее его форму и характер поверхности, взаимодействующей с внешней окружающей средой.
В данной главе с помощью численного эксперимента исследуются особенности сопротивления тонкостенных конструктивных элементов железобетонных силосов при локальных повреждениях, вызванных воздействием агрессивных сред.
На основе математических моделей деградации при детерминированном подходе с использованием нелинейного конечного элемента рассмотрена задача о напряженно- деформированном состоянии (НДС) цилиндрического железобетонного силоса с переменной во времени толщиной стен с учетом образования ограниченных по площади повреждений (или системы вертикальных трещин) при кратковременном и длительном действии нагрузки.
Ввиду отсутствия в отечественной и зарубежной практике известных автору прямых экспериментальных исследований по изучению длительной работы железобетонных цилиндрических оболочек силосных сооружений в условиях коррозии или других проявлений деградации, реализация методики осуществлялась на экспериментально обоснованных данных типовых проектов с учетом материалов аварии реальных сооружений.
Для выявления де града ционных механизмов, причли и характера разрушений тонкостенных железобетонных конструкций инженерных сооружений проведен анализ ее НДС на стадии эксплуатации. Методика оценки предусматривала учет изменения во времени свойств материала под влиянием среды.
Среди основных типов повреждений в стенах круглых силосов наиболее заметными являются локальные повреждения: бреши в силосах хранения цемента; вертикальные трещины большой протяженности в зерновых силосах; повреждения вследствие смещения положения арматуры при возведении. Более подробно источники и причины повреждений даны в главах 3 и 4.
При моделировании процессов были использованы 2 характерных случая разрушения реальных силосных сооружений: 1 ) г. Поти (Грузия) - по причине коррозионных воздействий; 2) г. Нови Сад (Югославия) - из - за нарушения технологии возведения, позволяющие изучить кинетику НДС в последовательные значения времени эксплуатации в зависимости от характера и степени повреждения стен [29,193].
317
9.2 Особенности применения нелинейного МКЭ при оценке долговечности железобетонных конструкций при локальных повреждениях
С позиций нелинейной строительной механики сущность физической нелинейности составляет замена закона Гука нелинейными зависимостями между напряжениями и деформациями. Геометрическая нелинейность возникает при отказе ст предпосылки расчета но неде формирован ному состоянию. Классификация возникающих при зтом задач составлена В. В. Новожиловым и предусматривает следующие их типы: I) линейные физически и геометрически; 2) нелинейные физически и геометрически линейные; 3) линейные физически и нелинейные геометрически; 4) нелинейные физически и геометрически [108].
Несмотря на успехи МКЭ в других областях инженерного дела, его использование в задачах оценки долговечности путем численного моделирования долговременных и медленнопротекающих процессов проникания агрессора, например, в виде хлоридов или карбонизации бетона и коррозии арматуры, находятся, по-видимому, в начальной стадии.
Разные аспекты этой проблемы нашли отражение в исследованиях В. М. Б он дарен ко, Е. Н. Гузеева, Н.И. Карпенко, А.В.Забегаева и других ученых, а также в публикациях О.Зенкевича, И. Чанга, Д. Айзенберга, 3. Базанта, В, Гервенка, М. Качанова, Д. Оха, М. Крисфилда, М. Ортиза, Е.П.Попова [ J 0,27,50,75,76,62,79,10,95,148,193,194]; подробный анализ состояния и перспективы дальнейшего развития нелинейного МКЭ в данном ракурсе в развитых странах Запада освещены в обзоре Н.Бичанича и Р.Кроу [173]. Анализируя состояние вопроса по проблеме равновесия пространственных конструкций в условиях износа, автор опирался на исследования П.А. Лукаша, В. Д. Райзера, А. Рафика, В.В. Петрова, И. Г. Овчинникова и других авторов [110,155].
Одно нз главных направлений исследований реализуется в форме общего подхода, в основе которого лежит решение интегральных уравнений, отражающих основные математические модели в сочетании с температурио -механическими и электрохимическими системами. Важной стороной исследований долговечности является изучение и математическое описание механизма прогрессирующего развития микротрещин из -за механических циклических нагрузок, эффекта увлажнения - высушивания или замораживания -оттаивания в защитном слое бетона, которые влияют на скорость переноса хлоридов, состояние вяжущего н дальнейшие потери контакта по поверхности “ бетон - арматура “, способствуют росту коррозии арматуры.
При образовании трещин изменяются граничные условия и, следовательно, скорость проникания хлоридов будет нарастать. Это предполагает сильно нелинейный процесс, где требуется смешанная формулировка МКЭ, чтобы управлять различными переменными.
318
Железобетон обладает физической нелинейностью, обусловленной проявлением неупругих свойств бетона и арматуры, механизм которых, в соответствии с современными представлениями [50,173,207], выражается через образование и развитие микротрещин.
Нелинейность в работе материала цилиндрических стен силоса при малоцикловых нагрузках является, главным образом, следствием открытия и закрытия микротрещин, проскальзывания арматуры из -за нарушения ее связи с бетоном, деформирования самой арматуры, усадки и ползучести бетона.
Описание этих феноменов требуется для анализа переменной жесткости самой конструкции и понимания кинетики напряженно-деформированного состояния на всех стадиях работы, включая разрушение. Нелинейное поведение материала моделируется с помощью локальных законов деформирования в координатах “ст - е ”. Оба эти класса нелинейных задач, когда: I) нелинейность предопределена свойствами материала; 2) нелинейность проявляется в результате больших деформаций или геометрических изменений, могут быть решены с помощью шагового метода.
Проблемы прогрессирующего микротрещинообразования так же относятся к задачам нелинейного моделирования. Такой анализ позволяет прогнозировать скорость коррозии во взаимосвязи с потерями конструкцией ее механических качеств.
Нелинейный МКЭ нашел приложение для изучения процесса диффузии, распределения концентрации агрессора, так как потеря влажности при гидратации, миграция хлоридов, температурная проводимость через бетон могут быть описаны подобными уравнениями.
На практическом уровне оценка чувствительности несущей способности и жесткости по отношению к потере эффективной площади сечений или ослаблению связи между бетоном и арматурой важна для отыскания оптимального, с точки зрения безопасности и экономии, времени ремонта инженерных сооружений.
В теоретическом плане здесь можно выделить следующие аспекты:!) образование трещин, характеризующее изменение сплошности среды и изменение граничных условий; 2) моделирование диаграмм деформирования бетона и арматуры и отражение связи параметров диаграмм с уровнем накопления повреждений; 3) моделирование армирования с непрерывной или дискретной постановкой; 4) сочетание электрохимического процесса коррозии арматуры и термомеханических воздействий.
Основные принципы детерминированного подхода к оценке долговечности цилиндрических оболочек в агрессивной среде с привлечением теории накопления повреждений для описания длительной прочности разработаны В.В.Петровым и И.Г. Овчинниковым [110]. Влияние поврежденности на процесс деформирования учитывалось функцией
319
= (А-Вг2}1(1 + Л.(й)
(9.1),
где А, В - константы, определенные при аппроксимации диаграммы деформирования неповрежденного материала зависимостью <7= As + Be2; - козффи-циент; аи- интенсивность деформирования; О С й) С I параметр поврежден кости, введенный Ю Н. Работновым.
Разрешающее уравнение цилиндрической двухслойной оболочки, записанное в приращениях относительно приращения радиального перемещения, имеет вид:
d1
dx~
(G, ^—) +	w) + G,	+ G4 Aw =
dr dr*	dr
(9.2),
-arj+U,> 4)(r, -ДГ)-г2/ R ax' dx /,
где Gp G'2; G5; Gu - параметры жесткостей; ЛT-приращения усилий; т,; г-функции приращения усилий.
Долговечность рассматривалась как время, в течение которого по-в рожден л ость достигала предельного значения хотя бы в одной точке.
Изучая напряженно - деформированное состояние пространственных конструкций, работающих в условиях износа, с позиций вероятностных методов, В. Д Райзер, А. Рафик получили дифференциальное уравнение изгиба осесимметричной цилиндрической оболочки переменной толщины с учетом случайного изменения жесткости;
_ d^w Eh , .	. . , . . г, d‘ . <? w	fo
Do“TT + —ги(х) = 4(х)+-М/Щ—r ^-7T	{y'
dx a	de L dr
решение которого представлено в виде ряда по степеням малого параметра
(9.4), К
где ф](г) ‘функция, характеризующая коррозионный износ: =XLEewl4(*) (9.5)
Для замкнутой цилиндрической оболочки система дифференциальных уравнения в геометрически нелинейной постановке в виде, предложенном П.А. Лукашем, записывается как:
-J-V2V2<P+ — —4- + A(w,w) =0
Ek	Ray2
1 (5гФ	(96),
~—-Д(Ф,«)-Д(^Ф) = <?
320
где
Rh3
D	- начальное значение цилиндрической жесткости;
12(1-v')
Д, V- операторы; Ф, и1- соответственно функции усилий и прогиба оболочки.
Результаты этих работ не могут быть прямо перенесены на железобетонные емкостные сооружения для анализа их долговечности, так как некоторые из них получены в рамках линейной теории оболочек. В других случаях нелинейность не отражает специфику железобетона как комплексного материала, работающего с трещинами: несимметричность диаграмм деформирования бетона, характер армирования, образование трещин, нарушающих непрерывность и граничные условия, влияние фактора времени на свойства материалов. Однако, несмотря на то, что физическое содержание явлений в последнем отлично от наблюдаемых в металле или пластмассах и требует отражения в соответствующих моделях, отдельные общие принципы получили применение и дальнейшее развитие в настоящей работе.
9.3. Применение нелинейного конечного элемента для исследования долговечности стен силосов цилиндрической формы
9.3.1.	Постановка задачи
Переменные внутренние давления в сочетании с внешней агрессивной средой являют собой один из наиболее опасных видов эксплуатационных воздействий. При этом нагрузка от сыпучего материала и массы сооружения рассматривается как доминирующий вид воздействий. Состояние сооружения как системы в таких условиях определяет взаимодействие между: “материалом” (локальная нелинейность), “конструктивными составляющими системы’’ (геометрия, стыки) и “окружающей средой” (взаимодействие конструкции с микроклиматом).
При неравномерном локальном износе толщина стен становится переменной во времени н по поверхности величиной, а это влечет, вследствие дополнительной гибкости поврежденных участков, к перераспределению внутренних усилий и изменению напряженно - деформированного состояния стен круглых силосов в целом по поверхности оболочки. Поэтому напряженно - деформированное состояние на разных этапах эксплуатации сооружения следует определять с учетом этого процесса. Характерные последствия локальной или односторонней коррозии - нарушение условий равновесия сооружения; асимметрия напряженно - деформированного состояния; дополнительные эксцентриситеты; вторичные поля моментов, сопровождающиеся повышением напряжений и деформаций и перенапряжениями поврежденных участков.
321
В многократно статически неопределимых конструкциях вклад отдельных элементов в несущую способность сооружения в целом различен. Повреждение или полное разрушение одного или нескольких элементов вызывают снижение несущей способности в целом, но не приводят к полной ее утрате в связи с перераспределением усилий. Долговечность железобетонной конструкции, представляющей много элемент ную систему, определяется долговечностью наиболее “ слабого “ звена и зависит от формы поперечного сечения, фронтальности и интенсивности воздействий внешней среды, и запасов несущей способности.
Локальные изменения прочности и жесткости под влиянием внешних воздействий и малоцикловых нагружений часто сопровождаются снижением трещиностойкости, а также надежности и долговечности сооружения в целом. Поэтому было принято, что изменение геометрических параметров сечений стен следует рассматривать, в основном, как следствие коррозионных процессов; изменение параметров трансформированных диаграмм бетона и арматуры - результат влияния малоцикловых длительных напряжений на свойства материалов.
Срок службы устанавливался в зависимости от достижения железобетонными конструкциями предельных состояний по следующим признакам.
Критерий исчерпания несущей способности:
-	по условиям достижения растянутой арматурой пределов текучести: физического <?!у или условного crf],2 при растяжении.
Критерии эксплуатационной пригодности:
по условиям достижения предельных радиальных деформаций при а.г = Д4Т;
-	по условиям трещиностойкости: достижение а1т/ = Дгг( с учетом изменения сопротивления растянутого бетона из-за коррозии, а также уменьшения диаметра арматуры.
Предложенная автором постановка численных исследований напряженно - деформированного состояния и долговечности круглого железобетонного силоса нелинейным МКЭ отражает: 1) учет изменения свойств материала через физическую нелинейность и трансформацию диаграмм деформирования; 2) возможность двухслойного армирования стен; 3) изменение толщины оболочки 4) локальность и несиметричность распределения повреждений; 5) влияние фактора времени. Эти вопросы кратко освещены в следующих разделах.
9.3.2.	Расчетные предпосылки.
При решении задачи были использованы следующие физические и теоретические предпосылки:
-	воздействие агрессивной среды на несущие элементы сооружений в форме накопления и выноса в бетоне продуктов коррозии в течение срока службы принимается установившимся;
322
-	приняты следующие этапы изменения состояния конструкции: нейтрализация защитного слоя бетона; коррозия поверхностных слоев арматуры до образования продольных трещин и откол защитного слоя бетона при давлениии продуктов коррозии арматуры; образование раскрытия в стенах силосов вертикальных трещин большой протяженности.
-	количественной характеристикой процесса коррозии бетона является глубина проникания агрессивной среды 1 за время t, определяемая в соответствии с уравнением (5.21-27);
-	количественной характеристикой коррозии арматуры является толщина продуктов коррозии стали 5 в мм за время г - где t0 - время, необходимое для нейтрализации защитного слоя бетона агрессивной средой. Для определения г - if, используются уравнения (5.33 -36);
-	физике - механические характеристики стальной арматуры под влиянием деградации ( агрессивной среды ) не изменяются. Коррозионное уменьшение сечения арматурного стержня аппроксимируется выражением (5.46);
изменения физико - механических характеристик бегона и растянутой арматуры под влиянием малоцикловых нагрузок учитываются коэфф ициентами:
Г,тс = 5я + (1-5а)рв
где 5, = 1-0,075 1g я, <53 = 1-0,1 lg я; рв, ps - коэффициенты асимметрии напряжений в бетоне и арматуре; и - расчетное число циклон (Б.С. Расторгуев) [149].
-	повреждения, связанные с несиловыми воздействиями, в том числе повреждения в виде нарушения сцепления бетоны и арматуры из - за коррозии последней, проявляются и накапливаются с течением времени постепенно и являются практически необратимыми;
-	совместное действие коррозии и малоцикловых длительных нагрузок учитывается с помощью деградационных функций (5.54 и 5.55);
-	рассматривается средняя размером hm, по высоте зона поверхности цилиндрического силоса, как наиболее нагруженная часть сооружения, в которой влияние краевых эффектов снижено;
-	знак напряжений в бетоне и арматуре влияет на скорость накопления повреждений в соответствующих материалах;
-	физические соотношения для материала нейтрал из и рован но го слоя и исходного материала феноменологически сходны и могут быть записаны одним уравнением - степенной зависимостью; между двумя кривыми деформирования имеется аффинная связь;
-	форма связи между напряжениями и деформациями на 1 этапе принята в виде степенной зависимости (закон Г. Б. Бюльфингера):
323
ст — As*	(9.9),
где А - константа, имеющая размернос ть напряжений, к - показатель степени.
Нелинейная зависимость (9.9) имеет следующие достоинства: одновременно описывает участки сжатия и растяжения; обладает универсальностью; хорошо аппроксимирует экспериментальные диаграммы деформирования бетона и арматуры при больших деформациях; пределы деформирования не зависят от режима нагружения.
Для повышения точности решений в дальнейшем были использованы полиномы более высоких порядков
<т = Ле"-Be',	(9-10)
где коэффициенты А и В зависят от вида и концентрации среды (Л.И. Попе-ско, И.Г Овчинников) [110,120].
Приближенность подхода основана на том, что пластические деформации в период разгрузки при эксплуатационных напряжениях прекращаются и происходит только упругая деформация. Формулирование законов пластичности и ползучести производится с разделением составляющих деформаций на упругие и пластические и задается в форме приращений. Интервалы времени или приращения нагрузок берутся достаточно малыми, чтобы приращения пластических деформаций и на предыдущем интервале могли быть использованы для нахождения приращений усилий в рассматриваемом интервале. В целом шаги выбираются так, чтобы величины приращений деформаций ползучести были бы незначительными относительно общей деформации в данный момент времени, которая определяется с помощью преобразованного модуля упругости. Тогда зависимости “ст - е " вязко - упругой ползучести описываются в форме обычных уравнений упругости, но постоянные упругости будут заменены линейными, дифференциальными или интегральными операторами [27,75,32]. Для плосконапряженного состояния приращения деформации ползучести в равные конкретные промежутки времени Дг при численном интегрировании определятся как:
(9,п,
& и! аТ	т=0 ul г-гчДг m
	' 1 v 0	
где матрица [А Г -	-v 1	0	(9.12)
	0 0 2(1+ v)	
аналогичная матрице упругости, если постоянные заменены соответ-ствующим оператором; “с" -функция ползучести.
Агрессивное вещество, проникая в поверхностные слои бетона желе
324
зобетонной конструкции, двояким образом влияет на ее дальнейшее поведение: во - первых, изменяет физико - механические свойства материала по глубине проникания и, в том числе, защитные свойства бетона по отношению к арматуре; во - вторых, нейтрализует или разрушает поверхностный слой бетона и уменьшает эффективное поперечное сечение элемента. За один и тот же период времени глубина разрушения незначительна по сравнению с глубиной нейтрализации [1,30].
Учет коррозионного износа при расчете долговечности приведен к исследованию НДС цилиндрической оболочки с толщиной переменной во времени, для которой закон изменения толщины принят в виде:
й(Т) = Лп-лад	(9.13),
где h0- начальная тол шина ( высота сечения ) оболочки; ДЛ(г)- функция, описывающая развитие коррозионного износа во времени и толщину поврежденного слоя участка стены силоса.
Прсдполагастся, что фронт коррозии последовательно проходит слои бетона и встречается с арматурой в разные промежутки времени. Кинетика проникания среды принята в форме, предложенной Клифтоном [77]:
С/С(| =1-вг/Д-^)	(9 _|4),
где erf - функция ошибок; у = (1.-х ) / L, г =D t / L2\ I - время; L - ширина сечения элемента; 1 -у = х / (.. Решение получено на основе второго закона диффузии Фика и модели Тууттн, для описания коррозии арматуры в бетоне.
Механизм воздействия выражался схемой: проникание агрессора —> повышение концентрации до критического уровня коррозия арматуры.
Период проникания завершается в момент времени t, когда концентрация хлоридов на внешней поверхности бетона Со и на поверхности арматуры С выравниваются, то есть при С, = Cs.
Обозначим через Г1й; T2lS; t3i время проникания соответственно внешнего защитного слоя, средней части ( ядра ) сечения и внутреннего защитного слоя. Тогда /ц= г, т2., = T2(i; - время начала коррозии соответственно внешнего и внутреннего арматурных слоев.
Опыт эксплуатации и анализ повреждений , данные во второй и третьей главах, показали, что выборочное влияние агрессивной среды является наиболее характерным. Использовано предположение, что среда проникает в объем конструкции фронтом, разделяя ее на поврежденную и неповрежденную части, механические свойства которых могут различаться. Рассматривается следующая схема проникания внешней среды в оболочку (рис. 9.1). Месторасположение зоны интенсивного накопления повреждений при совместных силовых и несиловых воздействиях в стенах круглых силосов, то есть зоны, критической с позиций долговечности, определялось наложением двух схем (рис. 9.2): первая - соответствует наиболее нагруженным
325
Рис. 9.1. Схема проникания и распределения концентрации агрессивной внешней среды в железобетонной Елене круглого силоса при двойном армировании: а -профиль концентрации хлоридов О' по толщине железобетонной конструкции, 1,2 -опытные зависимости [20J по результатам длительной эксплуатации при следующих характеристиках: возраст -26 лет , глубина нейтрализации - 0-5 мм, пористость -12,6 - 14, 5 % , предельное сопротивление бетона при сжатии - 60,7 61/ммг, расход цемента - 340 кг / м. куб; б - схема силовых и несиловых воздействий на конструкцию стены: R[, R2 - внутренний и внешний радиусы силоса; R( s, Rjs и AS I, As 2 - соответственно радиусы и площади поперечных сечений внутреннего и внешнего слоев арматуры; р - текущий радиус; ph - горизонтальное давление сыпучего материала; в - этапы последовательного перемещения фронта проникания среды при средняя концентрация хлоридов,	> Crfi/i’ т> < Рн - Не-
предельная глубина проникания.
326
Рис 9.2. К определению размеров зоны интенсивного накопления повреждений в стенах железобетонных круглых силосов при совместных силовых и несиловых воздействиях : а) кратковременные н длительные циклические давления сыпучего ; I - часть оболочки высотой Л„г с максимальными значениями кольцевых внутренних усилий и радиальных перемещений; б) воздействие агрессивной газовоздушной среды; IJ - распределение давления среды по высоте и периметру силоса; участок ограничен центральным углом 2 а, в) наиболее критические совместные воздействия ограничиваются зоной [И.
участкам стены по высоте йиг при циклических давлениях сыпучею материала; вторая - взаимодействием сооружения с воздушной средой, содержащей агрессивные составляющие по отношению к бетону и арматуре.
При оценке взаимодействия перемещающихся газо - воздушных сред с высокими и тонкостенными сооружениями из железобетона, с точки зрения коррозионного износа при эксплуатации, большое значение имеет аэродинамика сооружения и модуль открытой поверхности.
Здесь модуль открытой поверхности = А / У, где А - площадь открытой поверхности степ, контактирующих с газовоздушной средой , в м.кв; - объем элемента, м. куб. При изменениях толщин стены 8 - 20 см Mq принимает значения от 12, 5 до 5.
В данной работе давление газовоздущной среды рассматривается как фактор , дополняющий, наряду с диффузией, капиллярным подсосом и гидравлическим давлением в порах и микротрещинах, механизм проникания агрессивной среды в защитный слой бетона. Принято, что давление воздушного потока, содержащего составляющие С1-; СОг, на сооружение, ускоряет коррозионный процесс , повышая концентрацию агрессора до критического уровня. Общий их объем Vaxr при фиксированном направлении фронта 327
перемещения среды пропорционален скорости потока Venv, среднему содержания агрессора на единицу объема Cagr, времени т ранспортировки 1 - с и эффективной площади контакта по внешней поверхности силоса А,,,-. которая определяется аэродинамическими свойствами строительного объекта:
^=^С^(Г-г)Л/	(9-15)
Принятая закономерность распределения характеризуется зависимостью
= Ptm,uptp2
(9.16),
где ДД, - аэродинамические коэффициенты , которыми определяется изменение p„,.(z, 0) соответственно по окружности в зависимости т угла 0 и по высоте [185]; Д, = cosfl. Схема распределения агрессивных компонентов газововоздушной среды , характеризующая их концентрацию по наружной поверхности круглого силоса при неподвижной среде или при перемещении среды в направлении фронта перемещения дана на рисунке 9.3 .
Рис. 9.3. Распределение агрессивных компонентов газовоздушной среды по наружной поверхности круглого силоса при: 1 - неподвижной среде; 2 - перемещении среды; 3 - направление фронта перемещения среды
Продвижение агрессора вглубь сечения зависит от градиента давления
Gr-fK|/5	(9.17),
где IT, - активное давление ветра, 8- толщина оболочки.
Площадь зоны получим , рассмотрев распределение давления потока по периметру цилиндра;
= ^УХсоз/и	(9.18),
С
где Wq - нормальное давление ветра;
Кп cosnct - аппроксимирует нормированный СНиП 2.01.07 -85 о
328
“Нагрузки и воздействия” аэродинамический коэффициент , которым определяется характер изменения давления по периметру. Зона активного давления ограничена по периметру центральным углом 2 а (а = &) (рис.9.4 ).
Рис. 9.4. Распределение активного и пассивного давлений на стену круглого силоса а пределах зоны />„,' 2Ct - центральный угол , характеризующий размеры зоны активного давления по периметру
Размеры критической зоны определяются высотой и шириной, равной дуге окружности s = Л22а, где Л2 - внешний радиус. Значения и 2а в зависимости от типа, геометрии сооружения и района строительства даны в [121,185].
Фронт неравномерного продвижения коррозии через защитный слой представляет в определенный момент времени I поверхность, ограниченную размерами а и Ь, ее описание выразим в двойных тригонометрических рядах, следуя [155], развитым в методе описания полей с начальными несовершенствами.
Закон изменения толщины оболочки при неравномерном износе представим в виде:
=	(9.19),
где h (\ул) - функция толщины и времени; %’ начальная толщина; <р (f) ~ функция, характеризующая уменьшение толщины стенки во времени вследствие коррозии, то есть закон изменения глубины проникания коррозии при неравномерном износе; - функция, характеризующая распределение коррозионного износа по поверхности пораженного участка оболочки, (х» у) - позволяет описать "изношенную'1 поверхность как поле износа; у (/)у (х, у) представляет собой толщину поврежденного слоя бетона (рис, 9.5).
Рис. 9,5. Поле износа: сечения по оси х я оси у
329
С учетом изложенного , ч . тхх , /эту И*. Д’) = Sin-------------------------sin	(9.20)
а b
где <’^in - экспериментальный коэффициент.
m= i; п=1 па границах х=0, а ; у=0, b sin-—-sin —-0;Л - я и коррозия отсутствует. При х=а / 2 ; у = b / 2 - максимальный износ в центре поля.
В качестве модели износа примем степенную зависимость, учитывающую нелинейный характер затухания процессов коррозии во времени (глава 3 (27-30));
<p(t) = K/12	(9.21)
Тогда
Л(х,у,г) = ^-Л7 ‘Omill sin ——sin —j—	(9 22)
93.3. Методика и алгоритм решения задачи
В основу расчета положен метод конечных элементов в перемещениях. В качестве основных неизвестных приняты перемещения узлов: линейные X, ¥, Z по осям X, Y, Z и угловые UX, UY, UZ - вокруг их. В вычислительном комплексе реализованы положения СНиП 2.01.07 - 85* “ Нагрузки и воздействия “ и СНиП 2. 03. 01 - 84* " Бетонные и железобетонные конструкции
Выбор метола конечных элементов ( МКЭ ) для решения поставленной задачи обусловлен тем, что в МКЭ реализуется приближенное решение вариационной проблемы, на основе которой строится зависимость “ усилие - перемещение “для каждого конечного элемента. Наличие конечного числа узловых связей, соединяющих элементы, дает возможность ввести соотношения между силами, приложенными к узловым точкам, и перемещениями, то есть матрицу жесткости МКЭ. Матрица жесткости имеет ярко выраженную физическую природу и, в отличие от других численных методов, лучше отражает специфику работы железобетона в реальных условиях.
Приложение метода конечного элемента к расчету оболочек показывает важное значение правильного выбора граничных условий закрепления конструкции.
Круглые зерновые силоса из железобетона могут рассматриваться как длинная цилиндрическая оболочка, защемленная или шарнирно опертая на днище, без радиального смещения из - за сил трения и выпусков арматуры. Предполагается, что силос опирается на жесткие в своей плоскости горизонтальные диафрагмы, шарнирно или жестко связанные со стенами силосов (п.п.5.27 и 5.28 Пособия по проектированию предприятий, зданий и сооружений по хранению и переработке зерна) [121 ].
330
Исследования А.М.Трухлова и Г. А. Фомина [145,181] по этому вопросу выявили, что для цилиндрических силосов диаметром 6 м при шарнирной связи вверху и внизу перемещения, изгибающие моменты и осевые усилия примерно на 20 % больше, чем при нижней жесткой и верхней шарнирной связях. Фактическое закрепление силосов в подсилосной плите -промежуточное, погрешность вычислений составляет 10%. Для силосов диаметром 12 метров закрепление краев имеет более существенное значение. При защемлении одного края и другом свободном отмечен рост изгибающих моментов на 75% по сравнению с шарнирным опиранием. С учетом изложенного в данной работе силос рассматривается как длинная цилиндрическая оболочка шарнирно опертая на днище, без радиального смещения по торцам. Расчетная схема силоса имеет вид, показанный на рисунке 9.10,
В численных моделях нашли отражение геометрические параметры, механические характеристики материала, характер армирования. Исследования были выполнены с привлечением программного комплекса “ LIRA -WINDOWS 5.03 Дискретизация производилась путем аппроксимации прямоугольными оболочечными элементами 241 (физически - нелинейный КЭ ) и 41 ( линейный КЭ ), первый из которых позволяет производить статический анализ конструкций, с учетом физической нелинейности (Рис.9.6- 9.9).
Рис. 9 6. Прямоугольный оболочечный физически - нелинейный элемент 241
Рис. 9.7. Тип арматурного
включения для плоского оболочечн01'о элемента: арматура стержневого типа (физический эквивалент арматурной сетки). Параметры: h - толщина элемента; L - привязка армачурной сетки к серединной поверхности оболочки
331
Рис. 9.9. Закон нелинейного деформирования для арматуры
Рис. 9.8. Закон нелинейного деформирования для бетона

L Мт
R - _\и ш
h = 0,2 m
p = 29J kH/m1
А-З.В-25
К - ЛД1с7 кН / mT
R(0 - *1)Н
E(l) - P(t)E
D(t) = X(t)D
Рис. 9.10. Схема дискретизации цилиндрической поверхности на конечные элементы. Поврежденные элементы заштрихованы
Гладкий цилиндр заменялся полигональной складчатой замкнутой поверхностью» состоящей на стадии предварительной оценки из 10 рядов по высоте силоса и 12 элементов в кольцевом направлении в каждом ряду: всего 120 элементов, В дальнейшем число элементов составило 480. Основная система получена из заданной наложением связей на каждый из узлов: исключались перемещения вдоль осей X, Y, Z и углов поворота вокруг этих осей.
На рисунке 9 J 0 приведена схема дискретизации цилиндрической поверхности на конечные элементы и выбор связей. Поврежденные элементы из - за коррозии малоцнкловых нагружений заштрихованы.
Последовательность состояний изучаемых поврежденных элементов стен круглого силоса в зависимости от степени повреждения дана на рисунке 9J 1.
332
зависимости от степени повреждений: а - начальное состояние, повреждения отсутствуют; б - полная нейтрализация защитного слоя; в - максимально допустимая коррозия арматуры, предшествующая отколу защитного слоя; г  максимальная коррозия арматуры, д - образование трещин вдоль арматуры
Основные зависимости “о- е" были реализованы с учетом факторов накопления повреждений и возможной линейной ветви разгрузки [16,74,150,61,165].
Изменения механических параметров материалов в течении срока эксплуатации были реализованы посредством трансформирования диаграммы деформирования в завимости от степени поврежденности. Закон деформирования был задан уравнением кривой “ напряжение - деформации “ и значениями параметрических точек, в которых отражались текущие изменения прочностных и де формативных характеристик бетона и арматуры, а также концентрация среды, характеристики напряженно - деформированного состояния, образование трещин, зоны локальных разрушений. Расчетные зависимости прочности, модуля упругости и предельной деформативнести
R(t,env,nclr)=YltRe;
E(t,env,nv.') = У£Е ;	(9.23)
D^env,»^) =rDA
при повторных (малоцикловых ) нагружениях определялись с помощью поправочных коэффициентов деградации Ло, учитывающих параметры влияния времени, окружающей среды и малоцикловых нагрузок.
На первом цикле загруження методика расчета с учетом факторов нелинейности и накопления повреждений предусматривала шаговый процесс определения перемещений и усилий в рассматриваемых сечениях сооружения. Система уравнений равновесия решалась на каждом шаге роста давления МКЭ, Для описания длительного деформирования использовались положения нелинейной теории старения бетона, подверженного коррозии.
Методика оценки долговечности железобетонных силосов основана на использовании расчетных схем двух уровней и дана в виде блок - схемы на рисунке 9.12. Определение параметров долговечности отдельных конструктивных элементов производилось с применением расчетных схем перво
333
го уровня; по сооружению в целом - по расчетным схемам второго уровня. Преимущество методики - возможность выполнять расчет при разных соотношениях доминирующих факторов: механических нагрузок или коррозии.
Алгоритм расчета цилиндрических оболочек, взаимодействующих с агрессивными средами, в общей форме впервые предложен В.В. Петровым, И.Г. Овчинниковым и Е.Н.Деревянкиной [110]; в данной работе этот подход
Уровень отдельных конструктивных элементов
Уровень конструкции (сооружения)
Рис.9.12 Блок-схема оценки долговечности
334
получил развитие с учетом конструктивных и технологических особенностей железобетонных инженерных сооружений и специфики их эксплуатации.
Предварительно были рассмотрены следующие стадии срока службы силоса! начальная стадия (t = г0, 100% жесткость ), средняя стадия (г = 0,5 Q) с заметным уменьшением жесткости, конечная стадия (/ = г^) с минимальным жесткостью. Численное моделирование процесса трещинообразования бетона как ортотропного материала было выполнено, используя шаговый процесс. Анализ трещиностойкости в кольцевом направлении применен для модели сечения стены через операцию 11 Состояние материалов “ для внутреннего и внешнего слоев арматуры. При моделировании образования трещин различные расчетные схемы получены из универсальной схемы путем придания отдельным конечным элементам нулевой жесткости или исключения из расчета стержней, имитирующих работу растянутого бетона.
Трещиностойкость при растяжении управлялась с помощью критерия максимально допустимого растягивающего напряжения бетона. На каждом шаге итерации были проанализированы все компоненты напряжений бетона. Момент времени, когда напряжения в бетоне достигли предела прочности бетона на растяжение, рассматривался как критерий образования трещин. Соответственно модуль деформаций и усилие принималось равным нулю на следующем шаге приращения нагрузки. Для железобетонных элементов, расположенных рядом с элементами, имеющими трещины, использовался уменьшенный модуль упругости £cf>(.
Итерационный процесс был остановлен, когда напряжение отличалось от сопротивления бетона образованию трещин не более чем на фиксированную величину 0.005а,). Когда значение компоненты достигало использовались свойства бетона с трещинами (ЕсЛ, ~ 330 МПа, коэффициент Пуассона р = 0,2 ) и итерация продолжалась с этой величины нагрузки.
Рассмотрена следующая последовательность воздействий: нагружение собственным весом, горизонтальное давление и трение зерна о стены, длительное действие окружающей среды.
На каждом цикле нагрузки производится расчет оболочки с корректировкой параметров трансформированных диаграмм деформирования и определением параметров НДС. Данный подход позволяет рассчитать железобетонные конструкции сооружений при работе как в инертной среде, так и агрессивной среде и выборочном влиянии среды на поверхности стен силоса.
При выборе конструкции силоса учитывалось ее соответствие наиболее распространенному и перспективному типу этих сооружений Были приняты следующие расчетные параметры сооружения: общая высота Н s 30 м, наружный радиус кольцевого поперечного сечения 7?; - 3.0 м, внутренний радиус Я; = 2,82, толщина сзен h = 0,18 м. Бетон класса В25, Rb -! 8,9 МПа, J?t, = 1,6 МПа, Ej, - 22000 МПа; арматурные стержни класса А-3, Я, = 285 МПа, модуль упругости £,= 2)0000 МПа.
335
9.3.4 Анализ результатов численного эксперимента
Результаты численного моделирования приведены на рисунках 9.13 и 9.14, на которых показаны эпюры напряжений и деформаций по поверхности оболочки в зоне hml.
Рис. 9.13. Эпюры кольцевых изгибающих моментов MX, kNni/m: I - состояние, характеризующееся максимальной коррозией арматуры и образованием трещин вдоль нее; 2 - полная нейтрализация защитного слоя, начало коррозии арматуры
Рис.9.13 отражает кинетику напряженного состояния во времени на поврежденном участке стен силоса по кольцевому сечению согласно схеме повреждений, данной на рисунке 9.10; приведены вариации кольцевых изгибающих моментов и вертикальных напряжений вследствие местных повреждений.
Сравнение эпюр показывает, что местная коррозия, инициирующая локальные повреждения, приводит к значительному не только количественному, но и качественному искажению начальной картины распределения по поверхности оболочки напряжений и деформаций. В наибольшей степени это относится к перераспределению во времени кольцевых изгибающих моментов MX и напряжений NX; изменение вертикальных напряжений NY менее заметно (рис. 9.14).Расчет оболочки только на малоцикловые нагружение приводит к недооценке напряжений и деформаций, в то время как учет малоцикловых нагрузок в сочетании с воздействием окружающей среды вносит заметные коррективы в направлении приближения теоретического напряженно- деформированного состояния к реальному.
Напряженно - деформированное состояние участка стены цилиндрического железобетонного силоса при повреждения одного элемента с учетом влияния коррозионных воздействий дано на рисунке 9.15, где NX и NY - кольцевые и вертикальные напряжения: 1 - решение в предположении упругой работы материала; 2 - решение, с учетом его физической нелинейности.
336
Рис. 9.14. Эпюры кольцевых NX и вертикальных NY напряжений: 1 - максимальная коррозия арма-1>ры и образование трещин вдоль нее; 2 - повреждения отсутствуют
Рис-9.15. Вариации кольцевых и вертикальных напряжений вследствие местных повреждений;. NFE - нелинейный конечный элемент, LFE - линейный конечный элемент.
337
Результаты численного моделирования влияния коррозионного воздействия хлорсодержащей среды на напряженное состояние железобетонных стен круглого силоса приведены в таблице 9.1. Вычисления выполнены при следующих параметрах: бетон: водоцементнос отношение бетонной смеси 0,5 - 0,6; концентрация НО = 0, I- 0, 3 г / л; скорость разрушения 0,125 -0,175 мм /юд; арматура: скорость коррозии 0,53 - 0,58 мм / год.^.*; к1Т1 -коэффициенты эффективных сечений.
Перераспределение внутренних усилий в железобетонных стенах круглых силосов при локальных повреждениях
Таблица 9. 1
Вид модели: бетон д арматура -= v/r	Прода}[жительность эксплуатации, годы			
	0.0	6.0	15,5	34,7
	1,0	U.81	0,81	0.5
	1,0	1,0	0,75	0.5
NX, тс / кв. м(кЫ/ГГГ х 10 ')	52,1	82,0	119.8	М8.4
NY, тс / кв. м (lchl/ПГ х 1Q”1)	44,1	4^,]	43,0	39,9
9.4. Применение линейного конечного элемента для анализа напряжённо - деформированного состояния силосного корпуса при вариациях схем нагружения и деформативных свойств основания
При анализе причин нарушения эксплуатации или выхода из строя сооружений приближенность расчётной модели взаимодействия сооружения с основанием рассматривалась как одна из возможных предпосылок повреждений или аварии.
Снижение сопротивления железобетонных сечений при переменных длительных нагрузках в значительной степени зависит от параметров, действующих в элементах сооружения внутренних усилий, в частности, от коэффициента асимметрии этих усилий.
Для отыскания фактических параметров изменения внутренних усилий, действующих в сильнонагруженных конструктивных элементах силосного корпуса при наиболее характерных схемах загружения длительной временной нагрузкой, был выполнен численный эксперимент.
Сложный характер действительных нагрузок, который в значительной степени предопределяется цикличностью нагрузки, создаваемой регу-
338
парным изменением загруженности силосного корпуса в течение эксплуатации, а также податливостью основания.
Для выполнения расчетов был использован пакет программ “ЮПИТЕР”, разработанный в институте ЦНИИПромзернопроект (к.т.н.Болтянский Е.З., к.т.н. Чинилин Ю.Ю. , в численном эксперименте принимал участие к.т.н.. Фаллух В.Ш.), учитывающий взаимодействие сооружения с основанием . Усилия в железобетонных конструкциях были проанализированы в зависимости от схем загружения силосов и характеристик основания. Расчет подсилосных конструкций выполнен для основных вариантов загружения, соответствующих практике проектирования; симметричная схема -равномерно и полностью загружены все силосы; несимметричная схема -(масса зерна, находящегося в корпусе, составляет 2/3.
Основание представлено упругим изотропным полупространством и винклеровским слоем с заданными: модулем деформаций Е, коэффициентом Пуассона основания , размерами фундаментной плиты в плане 2 а и 2 в, классом бетона В и начальным модулем упругости железобетонной фундаментной плиты Е„. Реологические свойства отражены линейной наследственной теорией ползучести. Деформации основания описывались комбинированной двухслойной моделью: нижний слой - однородное изотропное полупространство, учитывающее распределительную способность основания; верхний винклеровский слой - изменчивость свойств сооружения в плане. Силосный корпус и плитный фундамент, взаимодействующий с деформируемым основанием, рассматривался как плоская многослойная система с дискретными и континуальными связями между слоями. Расчетная схема и разбиение на слои системы “сооружение- основание” даны на рис. 9.16.
Бетон класса В 25, модуль упругости £„ = 2,66 106, модуль сдвига Gh = 1,0 4 х Ю6, коэффициент Пуассона - 0,2, объемный вес у= 2,5 т/м3. Характеристики упругого основания гмодуль деформаций Еа принимает варьируемые значения- 500 т/м-, 1000 т/м2, 5000 т/м2 и 5 х 104 т/м2; коэффициент Пуассона - 0, 35 , толщина упругого слоя -10м, толщина винклеровско-го слоя - 1,5 м, объёмный вес сыпучего материала - 1,45 т/м\ угол трения -23, гидравлический радиус - 0,725.
В таблице 9.2 приведены результаты расчета системы “верхнее строение - податливое основание” при симметричном и несимметричном загруженная.
Эпюры продольных усилий N, изгибающих моментов М и поперечных сил Q в подсилосных колоннах изображены на рис. 9.17-1S для колонн К I, КП, К16, К21.
Коэффициенты асимметрии усилий вычислены для колонн К 16 и К21, имеющих наибольшие амплитуды колебаний значений продольных Усилий N, изгибающих моментов М и поперечных сил Q. Размах изменений продольных усилий при пустом и заполненном силосах характеризуется следующими значениями коэффициентов асимметрии р;1 для симметричной нагрузки.
339
0,1
0'0£
о
Л16 jymin
п .
i/fW
™IS
^ = 0,29
3051
^Uo,31 2901
^ = 0,28 42,17
340
К кН-JO'
N, кН |0.j
Номера колонн
Рис.9. J 8. Эпюры изгибающих моментов при симметричной и несимметричной нагрузках
Рис.9J7. Эпюры продольных усилий при симметричной и несимметричной нагрузках
_ М™ P.V.K -
(У™
О =^~ : £J,lb rtmax
✓-jini'» z-»max
^ = 0,32 16,96
^- = 0,29 16,03
pe„ =^- = -!^l = 0,42 e" Q^“	2,48
341
Усилия в подсилосных конструкциях системы “верхнее строение -податливое основание” при симметричном и несимметричном загружениях
Таблица 9,2,
Модуль деформации Е=1000 т/м2			
Номер КОЛОННЫ	Продольная сила, кН	Изгибающий момент, кН«м	Поперечная сила, кН
1 - от собственного веса:			
1	-763,90	0,98	-0,34
6	762,66	0,39	1,20
1!	-791,13	0,71	2,42
16	-881,45	2,02	4,49
21	-886,45	2,33	0,95
2 - от зерновой нагрузки:			
1	-1965,52	2,42	-0,80
6	-1952,68	0,85	3,02
11	-2007,53	1,59	6,15
16	-2161,21	3,63	11,03
21	-1992,95	-7,23	1,32
3	- от собствен, веса +• зерн. нагрузки:		
1	-2729,12	3,42	-IJ4
6	-2715,34	1,24	4,21
11	-2798,65	2,31	8,75
16	-3042,66	5,65	15,52
21	-2879,40	9,55	2,27
4 - кососимметрич. при загрузке 2/3 корпуса:			
1	-2023,35	4,00	-4,18
6	-2253,30	3,46	2,97
1)	-259.9,64	4,96	9,21
16	-3126,65	8,93	17,49
21	3217,07	-7,65	3,23
342
Замечания
Разработанная практическая методика показала возможность применения нелинейного конечного элемента делая расчета НДС круглых железобетонных силосов, подверженных коррозии и малоцикловым нагружениям, с учетам физической и геометрической нелинейности деформирования бетона и арматуры, коррозионного изменения характеристик бетона, уменьшения рабочего сечения арматуры, наличия коррозионных, усадочных и силовых трещин.
Использование в этом методе деградационных моделей для железобетонных элементов, данных в главе 3, позволило оценить работоспособность и долговечность сооружения в последовательные значения времени эксплуатации в зависимости от характера и степени повреждения стен.
Выявлены конкретные схемы локальных Haipyaox в виде природных и техногенных воздействий на стены круглых силосов по области, отрани-чениой размером по высоте и центральным углом 2а.
Коррозия бетона и арматуры в стенах железобетонных силосов ведет к их перегрузке, которая выражается а локальном и несимметричном повышении деформаций, снижении жесткости и прочности. Сочетание коррозии и малоцикловых нагрузок ускоряет этот процесс.
Для тонкостенных элементов стен силосов деформативность и тре-щиностойкость являются более “чувствительными” параметрами по отношению к коррозии, чем несущая способность. Усилия и моменты второго порядка малости ( вторичный эффект): случайное несовершенство формы, незначительные начальные дефекты, длительные деформации играют важную роль, так как через накопление повреждений влияют на эксплуатационное качество и приводят к более раннему местному трещи необразован и ю, а затем снижают общую трещи но стой кость сооружения. Их учет позволяет оценить скорости роста повреждений и скорректировать последовательность этапов разрушения стен круглого силоса.
Анализ результатов численного моделирования показал удовлетворительное совпадение с примерами реальных аварий.
Полученные результаты имеют определенную область применения. В случае деградационных процессов, демонстрирующих эффекты другого характера, для оценки долговечности требуются модели, отвечающие физическому содержанию этих явлений при соответствующих механизмах накопления повреждений.
343
Глава 10. ПРАКТИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
КОНСТРУКЦИЙ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ НА СТАДИЯХ ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ЭКСПЛУАТАЦИИ
10.1.	Учет требований долговечности при проектировании железобетонных конструкции инженерных сооружений
Железобетонные элементы и конструкции инженерных эксплуатируемых сооружений допускают наличие начальных дефектов или повреждений, с которыми они могут продолжать нормально функционировать достаточно продолжительное время, демонстрируя свою живучесть.
Повышение их сопротивляемости достигается выбором соответствующих параметров свойств материалов; специальными конструктивными решениями; приемами защиты от неблагоприятных внешних воздействий; технологическими мероприятиями при изготовлении, возведении или реконструкции сооружений; контролем качества.
С точки зрения удовлетворения требований долговечности стадия проектирования является определяющей. Именно на этой стадии необходимо учесть особенности работы железобетонных конструкций в конкретных эксплуатационных условиях, связанных с характером и интенсивностью воздействий: технологических и окружающей среды.
Другими факторами, которые следует принять во внимание, являются:
-	назначение конструкции;
-	требования к ее поведению;
-	условия возведения и эксплуатации, свойства и поведение материалов, подтвержденные соответствующей экспертизой;
-	форма элементов и конструктивных деталей.
В зависимости от степени агрессивности среды для предотвращения коррозионного разрушения конструкций в основном предусматриваются следующие виды защиты [118]:
1) первичная, которая заключается в выборе материала конструкции или создания его структуры с тем, чтобы обеспечить стойкость при эксплуатации;
2) вторичная, предусматривающая нанесение защитного покрытия, которое ограничивает или исключает коррозионное разрушение конструкции.
Исходными данными для проектирования защиты от коррозии являются:
I) характеристики агрессивной среды: вид и концентрация вещества, частота и продолжительность агрессивного воздействия; 2) условия эксплуатации: темиературно - влажностный режим в помещениях, вероятность попадания на конструкции агрессивных веществ, наличие и количество пыли, 344
содержащей соединения солей; 3} климатические условия района строительства; 4) результаты инженерно - геологических изысканий; 5) предполагаемое изменение агрессивности среды в период эксплуатации сооружения; 6) механические воздействия на конструкцию; 7) термические воздействия на конструкцию [59}.
К мерам первичной зашиты железобетонных конструкций относятся:
1) применение материалов повышенной коррозионной стойкости; 2) применение добавок, повышающих коррозионную стойкость бетона; 3) повышение водонепроницаемости бетона; 4} понижение общей пористости бетона; 5) повышение массивности конструкций, толщины защитного слоя бетона у арматуры; снижение расчетной ширины раскрытия трещин.
К числу дополнительных мер при высокой степени агрессивности среды также могут быть отнесены; увеличение расхода цемента, снижение водоцементного отношения, увеличение сечения конструкции.
Несколько средств первичной защиты, действуя суммарно, способны существенно повлиять на долговечность конструкции. Расчеты по оценке влияния средств первичной защиты на долговечность показали целесообразность выполнения нх в следующей последовательности: увеличение плотности бетона (снижение W С), применение более стойкого цемента, повышение класса бетона, увеличение размеров поперечного сечения.
Согласно ГОСТ 4250-79 “ Система показателей качества продукции. Строительство. Бетонные и железобетонные изделия и конструкции. Номенклатура показателей" к основным показателям качества для инженерных сооружении предприятий относятся:
прочность, жесткость, зрещи но стой кость, ширина раскрытия трещин, класс бетона по прочности, класс арматуры и состав арматурной стали, марки бетона по морозостойкости и водонепроницаемости, номинальная толщина защитного слоя, коррозионная стойкость, истираемость бетона, способы антикоррозионной защиты бетона и арматуры и другие, в том числе качество поверхностей и предельные отклонения геометрических параметров.
Выбор материала.
Несущая способность, другие показатели качества конструкции при эксплуатации, а также срок службы зависят от правильного выбора бетона и арматуры.
Бетоны, применяемые как средство первичной защиты железобетонных конструкций, должны демонстрировать большую водонепроницаемость, идентичную или меньшую общую пористости или меньшее водопо-глощецие, чем эталон - бетон в соответствии с СТ СЭВ 4534-84 “Защита от коррозии в строительстве. Бетонные и железобетонные конструкции. Требования к первичной защите”. Показатели последнего: водонепроницаемость при давлении 0,4 МПа и расход цемента 300 кг/ м. куб.; общая пористость не более 16 % или водой о гл о щен ие не более 6%.
345
По нормативам развитых стран [33,59,61,109] срок службы железобетонных конструкций контролируется действующими стандартами, наиболее часто регламентирующими:
1) максимально допустимое водоцементное отношение w/c; 2) качество бетона, выражаемое его классом по прочности бетона; 3) толщину защитного слоя бетона.
При атом, несмотря на некоторое различие в таких оценках группы параметров, характеризующих долговечность бетона, как его сопротивление внешним воздействиям, предпочтение отдается водоцементному отношению и проницаемости бетона, которые рассматриваются как доминирующие.
Дня иллюстрации на рис. 10.1 и рис.10.2 приведены зависимости проницаемости бетонов и вода цементного отношения, а так же глубины карбонизации и времени по материалам Государственного технического центра Финляндии (VTT). Предполагается, что при водоцементном отношении приблизительно менее 0,4 практически не образуется сеть капиллярных пор. Поэтому общим взглядом является уверенность в том. что в широком смысле долговечность железобетонных конструкций инженерных емкостных сооружений зависит в большой степени от выбора состава бетона и от
качества операций по его уплотнению.
Г5»Д<н1еЦкИ-ГМос OTHoHtciiHC, W/ С
Рис.10.1. Зависимость плотности бетона от водецементного отношения W/C
Рис. 10.2. Зависимость глубины насыщения углекислой средой (карбонизация) поверхностных слоев бетона от времени для окружающей среды стандартных параметров
Важным компонентом представляется контроль качества при изготовлении конструкций в полном соответствии с техническими требованиями, а также материалами СТ СЭВ 2440-80, СТ СЭВ 2241 -80.
Непрерывность и тщательность ухода при наборе прочности бетона для того, чтобы повысить плотность его структуры, избежать микротрещин и усадочных трещин, снижающих параметры непроницаемости в газообразной и жидкой средах, коэффициент диффузии; морозостойкость и общую 346
стойкость в агрессивных средах рассматриваются как исходные составляющие фундамента качества конструкции.
Работы ученых в РФ (НИИЖБ Госстроя Р. Ф., МГСУ) и западных странах [2,43.97,8,102,105,51] показали, что среднепрочные бетоны из-за высокого расхода воды (W/C = 0,45 - 0,7) и относительно низкого расхода цемента имеют повышенную проницаемость и поэтому более подвержены действию углекислых сред и агрессивных составляющих.
Современные виды бетонов, требующие меньшего расхода цемента, но роста W/C для сохранения удобоукладывасмости, демонстрируют относительное понижение долговечности. Простое повышение прочности бетона, соответствующее его сопротивлению только силовым воздействиям, не может быть рассмотрено как безусловный показатель долговечности. В частности, А. Невиллем, опирающимся на исследования, проведенные в Германии [55], а ранее С. Н. Алексеевым, Ю. М. Баженовым,®. М. Ивановым обращено внимание на то, что высокая прочность бетонов на новых видах вяжущих не обязательно сопровождается повышенным сопротивлением замораживанию я оттаиванию и карбонизации. Влияние тонкодисперсных добавок типа кремнезема на долговечность бетонов,уменьщающнх проницаемость “передаточной зоны”, оказалось более значительным, чем повышение его прочности. Эти добавки также продемонстрировали эффективность с точки зрения ослабления действия сульфатов и контроля за щелочно-кремнеземистой реакцией.
С другой стороны, высокая прочность бетонов представляет собой желаемый показатель долговечности, через который непрямым способом отражается качество изделия и пористость материала.
Для ответственных инженерных сооружений оказался перспективным так называемый бетон высокого эксплуатационного качества, ВК - бетон. Термин “Высококачественный бетон” был принят в 1993 г. по предложению рабочей группы ЕКБ/ФИП по высокопрочным бетонам (HIGH PERFORMANCE CONCRETE). Первоначально он был использован в силь-нонагруженных элементах сооружений и зданий в основном как высокопрочный бетон плотной структуры с характеристическим сопротивлением сжатию 80 - 100 и более N/mmT
ВК-бетон изготовляется из смесей с ограниченным водасодержани-см, с высокими эксплуатационными свойствами, выделяется низкой проницаемостью ввиду особо плотной структуры, образованной гидротирован-ной цементной Етастой с капиллярной и поровой системой, а также из-за низкого водоцементного отношения. Расход цемента составляет 450 - 550 кг/м3 с добавкой кремнезема от 5 % до 10 % при высоких дозах суперпластификаторов, так как водоцементное отношение W/C = 0, 35 - 0,2. Использование удобоу клады вас мы х смесей со значением W/C не более 0,4 практически невозможно без высокоэффективных, специально синтезированных химических модификаторов [40].
347
Опыт применения в ряде ответственных сооружений высокопрочных бетонов, содержащих добавки в виде окиси кремния, указал на целесообразность учета таких побочных явлений как увеличение ползучести бетона; потеря щелочности из-за взаимодействия бетона с кальцийгидрохлоридом, и снижение трешиностойкости.
Перечень свойств бетона высокого эксплуатационного качества включает:
- высокое сопротивление сжатию; химическим, ударно - истирающим и биологическим (рост бактерий водорослей, мха, растений) воздействиям, образованию повреждений при замораживании и оттаивании; высокое значение начального модуля упругости и стабильность объема при длительных воздействиях, а также низкую проницаемость и дефект кость структуры, надежные защитные свойства по отношению к стальной арматуре, высокую морозо- и сульфатостойкость. Эти характеристики являются главными критериями долговечности.
Исследования в Российской Федерации, в Канаде и США [8,122] привели к выводу, что важные эксплуатационные характеристики этого бетона, влияющие на долговечность, могут быть реализованы для бетонов более низкой или средней прочности.
Один из наиболее апробированных способов повысить химическую стойкость бетона и его морозостойкость состоит в использовании добавок, что дает возможность снижать содержание воздуха в бетоне, а также добиться прироста плотности и прочности бетона.
Применяемые добавки к бетону, повышающие его коррозионную стойкость (пластифицирующие, структурообразующие, уплотняющие, ингибиторы коррозии арматуры, повышающие стойкость цементного камня) не должны содержать веществ, способных вызвать коррозию арматуры или снижение прочности бетона в течение длительных сроков твердения. Хорошие результаты дали цементные бетоны с вяжущими смешанного типа, содержащими добавки шлака, зол уноса, кремнезема.
Трещи но стой кость и трещинообразование в бетоне инженерных сооружений заслуживает пристального внимания, может быть, даже в большей степени, чем естественная проницаемость бетона. Появление трещин в стенах сооружений оказывает отрицательное влияние на их долговечность.
Ширина раскрытия трещин при отсутствии специальных защитных мероприятий, согласно рекомендациям пособия к СНиП 2.06.08-87 [130], не должна превышать допустимой ширины Дсг[, принимаемой наименьшей из 4-х значений, определенных независимо друг от друга в качестве максимальных по условиям: коррозионной стойкости бетона, сохранности арматуры, морозостойкости бетона на участке трещины, допускаемого фильтрационного расхода жидкости через трещины. Максимально допустимая ширина раскрытия трещин с точки зрения первичной защиты железобетонных сооружений при их полной нагрузке в агрессивных средах не должна превышать 0,3 мм. 348
Воздействие железобетонных конструкций с использованием высокопрочных цементных бетонов часто ограничивается из-за того, что они обладают относительно низкой трещи ностой костью из-за общего снижения пластической составляющей деформаций в условиях длительных циклических нагрузок. Поэтому в данном контексте в статически неопределимых конструкциях бетоны средней прочности более предпочтительны в этих условиях из-за достаточного запаса пластических свойств. Исключением здесь могут быть дисперсно армированные бетоны, обладающие повышенной растяжимостью.
В стенах, днищах, опорных конструкциях и других элементах инженерных сооружений, для которых при эксплуатации характерны малоцикловые напряжения и деформации в сочетании с воздействиями внешней среды, рекомендуемые меры направлены на снижение проницаемости н повышение трещи но стой кости, в том числе за счет уплотнения структуры бетона, снижения микродефектов и неоднородностей, усадочных и температурных трещин; применения арматурных сталей с хорошими пластическими свойствами с целью повышения выносливости при малоцикловых нагружениях.
В инженерных сооружений для хранения жидкостей с точки зрения долговечности наиболее ответственны участки с трещинами С повышенной проницаемостью или места протечек, где бетон имеет возможность периодически замораживаться и оттаивать. Основным критерием трещиностой-кости, по которому производится выбор материалов для железобетонных конструкций, являются деформации при разрушении. В то же время в отдельных национальных нормах критерий трешинообразования выбирается произвольно.
Рекомендуемые предельные значения концентрации агрессивной углекислоты СО; и водородного показателя pH агрессивных жидких сред для бетонов повышенной коррозионной стойкости в конструкциях с первичной защитой соответственно составляют: не более 70 mg! 1 и не менее 4,5; другие предельные параметры даны в СТ СЭВ 45 34-84.
Накопление микроповреждений и трещи но стой кость в целом зависит как от состояния, формы и структуры бетона, так и от воздействий увлажнения и высыхания, температурных колебаний, солнечной радиации, наличия предварительного напряжения в арматуре. Важными на этом этале являются пропорции бетонной смеси, методы ее укладки и уплотнения, отделки поверхности,тип опалубки.
Составляющие бетона: заполнители, вяжущие, вода и добавки должны удовлетворять требованиям стандартов.
Предотвращению появления трещин и препятствию их росту служит предварительное напряжение арматуры стен силосов и резервуаров в двух направлениях, которое позволяет также снизить негативное влияние переменных нагрузок. Однако отмечены случаи нарастающих коррозионных повреждений высокопрочной арматуры в отдельных типах силосов после 10 -15 лет эксплуатации.
349
Качество защитного слоя бетона зависит <зт его толщины, водоцементного отношения, марки и количества цемента, типа опалубки, тщательности соблюдения технических требований по бетонированию, уходу при твердении и наборе прочности. Поскольку для постоянно сухих или постоянно водонасыщенных бетонов коррозия арматуры практически маловероятна, то для этих условий могут быть допущены наибольшие значения CI . Самые низкие значения концентрации хлоридов принимаются для постоянно влажной и постоянно смачиваемой зон. В этом случае рекомендуется увеличение толщины защитного слоя, снижение W/C, более тщательный контроль при твердении (рекомендации европейского комитета по бетону СЕВ)
Требования к параметрам, влияющим на долговечность, изложенные в Еврокоде 2, Кратком Еврокоде, материалах конференции по долговечности бетонных и железобетонных конструкций (Хайдерабад, Индия,1997) и в пособии по долговечности бетонных и железобетонных конструкции Европейского комитета по нормализации (CEN) даны в таблицах 10.1,10.2,10.3 [122]. Таблица 10.2 содержит рекомендуемые для национальных норм стран Азии предельные значения проектных параметров материалов и железобетонных конструкций с учетом степени воздействия внешних сред, распространяемые, том числе, на инженерные сооружения. Дополнительными рекомендациями в таб.10.2 являются:
1)	максимальное содержание цемента 550 - 600 кг/м5;
2)	защитный слой должен быть не менее максимального диаметра стержня;
3)	минимальное расстояние в свету между стержнями принимается нс менее диаметра стержня или максимального размера заполнителя + 5-10 мм.
Рекомендуемые в Евронормах значения толщины защитного слоя и качества бетона в отношении долговечности
Таблица I 0.1
Осноаные характеристики	Класс бетона	Степень агрессивности среды					
		1	2а	2Ь	3	4а	4Ь
Минимальная толщина защитного слоя, мм (Еврокод2)	Железобетон Предварительно	15	20	25	40	40	40
	напряженный железобетон	25	30	35	40	50	40
Номинальная	С25/30	20					
	С30/37	20	35				
толщина защитного	С35/45	20	35	35	40	40	40
слоя, мм.(Краткий Евро код)	С40/50	20	30	30	35	35	35
	С45/55	20	30	30	35	35	35
350
Рекомендуемые предельные значения параметров материалов и конструкций. Материалы конференции по долговечности железобетонных конструкций. (Хайдерабад. 1997)
Таблица 10.2
Параметры материала /конструкции/	Классификация сред по степени воздействия			
	Неагрессивная	Слабо-дгрессив-ная	Средне-агрессивная	Сильно-агреС’ сигнал
L Заполнители ;				
- платность, ке’ / куб.м ;	2000	2200	2200	2400
- примеси, осадки (макс % ):	( менее, чем 0,15.%)			
- в крупном заполнителе	2	т	1	1
- в мелком заполнителе;	4	3	2	2
- содержа кие сульфатов, (макс%)	J	1	0,5 - 1,0	0,5 -1,0
2. Со/гсржэинс цемента ,кг/ куб.м:	( минимальЕюс)			
- бетонные конструкции	200	150	250	300
- железобетонные конструкции	300	300	400	400
- прел л ал ряж, конструкции .	350	350	400	400
З.Водоцемагпюе отношение:	( максимальное ) :			
-бетонные конструкции	0,70	Ст60	0,60	0,45
- железобетонные конструкции	0.55	0,50	0,45	0,45
- пред.вапряж. конструхтц:	0,50	0,50	0,45	0,45-40
4, ConpoTHB/iCHtte сжатию, Н/ кв.мм :	(минимальное)			
- бетонные конструкции	10	15	20	20 -25
- железобетонные конструкции	20	20	25	35-40
-нредпапряж. конструкции	35	40	40	40
5,Качество воды :				
- максимальная величина pH	4,5	5т0	6,0	6,5
- сульфаты , ma / 1	600	600	600	600
6. Содержание хлоридов,% к массе бетона :	(максимальное)			
-бетонные конструкции	1 %			
железобетонные конструкции	0,15%			
-нред.наиряж, конструкции	0/0%			
7. Минимальная толщина защитного слоя арматуры,мм :	Железобетонные конструкции			
- плиты	15	15	20	25 - 35
- стены	20	20	25	25-35
- балки	20	25	25	30 -40
- колонны	40	40	50	50 -?0
8. Минимальная толшинз защитного слоя арматуры,мм :	Предварительно напряженные конструкции			
- плиты	20	25	25	25-35
- балки	25	30	30	40- 60
351
Рекомендуемые Европейским комитетом по нормализации (CEN) значения параметров бетона в отношении долговечности в зависимости от степени воздействия среды
Таблица 10.3
Параметры бетона		Степень (класс) агрессинностц среды				
		I	2а	2Ь	3	|4а	14Ь	
Класс бего-на по прочности	E>trroH	>С12/15	>С20/25 >С20/25 >С20/25 >С25/30 >С25/30			
	Железобетон	>С 16/20				
	Прсднапря' женный бетон	>С20/25				
Водоцементное отношение	Бет-ом		20,70	<0,55	<0.55	<0,55	<0,50		
	Железобетон	<0,65	<0,60			
	Пред на пряженный бетон	<0,60	<0,60			
Расход цемента при макс, размере латтол-нителя 16-32 мм, кг / м, куб	Кетон	>150	> 1 so	>180	>180	>300	>300
	Железобетон	>270	>300	>300	>300	
	11реднапряженный бетон	>300	г 300	>300	>300	
Примечание: I) таблица дана в сокращениям варианте; 2} степень агрессивности среду характеризуется классами. 1-ый класс: внутренние помещения жилых к административных зданий, части зддешй н сооружении при коротком периоде высокой относительной влажности (например, влажность выше 60 % менее,чем три месяца в году); 2-ой класс: внутренние помете егня с высокой влажностью воздушной среды н иаружЕгые части зданий и сооружений в условиях климатических воздействий - без отрицательных температур воздуха (а) или при их наличия (б); 3-й класс: части зданий st сооружений в условиях ветровых, климатических воздействий и отрицательных температур; 4-й класс: части зданий и сооружений, расположенные в прибрежной зоне поверхности, регулярно орошаемые морской ведой или подвергающиеся воздействию солевых компонентов воздушной среды - без отрицательных температур (а) или при их наличии (б).
Защитные антикоррозионные покрытия поверхности железобетонных конструкции
Устройство антикоррозионных покрытий - преимущественный метод защиты железобетонных конструкций инженерных сооружений от коррозии, возникающей под дсйствисхм агрессивных сред промышленных производств и грунтовых вод.
Вторичная защита может применяться в слабых, средних и сильных агрессивных средах, но окончательное решение о виде защиты следует принимать на основе сравнения технике - экономических показателей различных вариантов технических решений. При этом следует учитывать шероховатость, прочность, чистоту и допускаемую влажность на защищаемой по-352
верхности; форму конструкционного элемента, допускаемое раскрытие трещин и необходимость герметичности покрытия, совместную работу материала конструкции и защитного покрытия в условиях переменных нагрузок иди температур, периодичность возобновления защиты. Основными нормативными документами, определяющими как выбор противокоррозионного покрытия, способ производства работ и методы испытаний, так и первичной защиты являются СНиП 2.03.11-85. Защита строительных конструкций от коррозии / Госстрой СССР.- М.:ЦИТИ Госстроя СССР.I986.-48C., Пособие по проектированию защиты от коррозии бетонных и железобетонных конструкций (к СНиП2.03.11-85). М/ Стройиздат, 1987, а также ГОСТ 28575-90 по защите от коррозии в строительстве и другие стандарты. Согласно им могут применяться следующие защитные покрытия:
-	лакокрасочные армированные и неармированные на основе природных и синтетических смол;
-	мастичные, шпатлевочные и наливные: неорганические на основе жидкого стекла; органические - на основе природных и синтетических смол;
-	оклеенные на битумных и битумно-резиновых мастиках на синтетических клеях, асбестом на жидком стекле;
-	гуммировочные;
-	футеровочные и облицовочные на вяжущих, приготовленных на основе жидкого стекла, природных и синтетических смол.
Использование антикоррозионных покрытий для защиты конструкций инженерных сооружений имеет особенности в зависимости от типа производств и характера агрессивной среды. Подготовку поверхностей емкостных железобетонных сооружений под защитные покрытия следует выполнять до их испытания на герметичность [40,118].
Биохимически стойкие защитные покрытия поверхности контактной зоны.
Создание биохимически стойких защитных эпоксидных покрытий для длительной защиты конструкций сооружений для переработки, хранения и транспортировки жидких и сыпучих материалов остается актуальной задачей в связи с загрязненностью среды и материалов микрофлорой.
Материалы, используемые в продовольственных хранилищах, резервуарах для питьевой воды должны быть безопасны.
Покрытия, работающие в контакте с пищевыми средами, должны удовлетворять дополнительным требованиям:
-	не выделять вредные примеси, изменяющие физико - механические и бактериологические показатели среды в условиях эксплуатации;
-	обладать высокими адгезионными и бактериологическими показателями, а также бактерицидными свойствами.
353
Долговечные защитные покрытия на основе водо-дисперсионных красок и полимерных материалов.
Для защиты от коррозии железобетонных конструкций в НИИЖБе Госстроя РФ разработаны долговечные защитные покрытия на основе вододисперсионных красок (ВД -К4 -1Ф), относящиеся к категории экологически чистых пожаро - взрыво - безопасных отделочных материалов.
Защитные свойства покрытий на бетоне оцениваются по показателям диффузионной проницаемости, морозостойкости, водонепроницаемости, водопоглоще и ня.
Диффузионная проницаемость определяется в зависимости от толщины нейтрализованного слоя бетона и количества углекислого газа, поглощенного бетоном за определенный срок.
Физико-механические характеристики покрытий оцениваются адгезионной прочностью, трсщиностойкостью и изменением прочностных характеристик после воздействия знакопеременных температур.
Трещи но стой кость является важным свойством покрытия. Она рассматривается как способность деформироваться с сохранением защитных свойств над трещиной в бетоне. Характеристики покрытия должны сохраняться при длительной эксплуатации (более 5-10) лет в разных климатических зонах, температурой от - 60 "С до 80 °C без ограничений по влажности, а так же в агрессивных газовлажных и жидких средах.
Многолетние исследования НИ ИЖ Б а ГОССТРОЯ РФ и других организаций и практический опыт изучения эксплуатационных свойств антикоррозионных покрытий на бетоне для природ но - климатических условий России показали, что наиболее обоснованными критериями показателей качества защитных покрытий являются: адгезия, диффузионная проницаемость, химическая стойкость, атмосферная стойкость, трещи постой кость, водонепроницаемость и морозостойкость бетона с покрытием.
Полимерные материалы приобрели повышенное значение в резерву-аростроении прежде всего в связи с выполнением ими функций заполнения структуры бетона, уплотнения и теплоизоляции. Подробный перечень показателей этих покрытий и материалов для них приведен в материалах международной конференции “Долговечность и защита конструкций от коррозии” (Москва, 1999 г.).
Для выполнения защитных непроницаемых покрытий подземных и наземных резервуаров целлюлозно-бумажной, пищевой и других технологических отраслей промышленности, содержащих отходы и промышленные химикаты высокой концентрации, широко используются разнообразные составы эпоксидных покрытий. Покрытия, применяемые для защиты этих типов железобетонных конструкций, должны надежно предохранять бетон от двуокиси углерода; кислот; воды; ионов хлорида.
Защитные материалы по данным европейских специализированных фирм классифицируются согласно табл. 10.4.
354
Классификация защитных материалов ло данным европейских специализированных фирм
Таблица 10. 4
№ вида покрытия	материалов для защиты бетона	Наименование
1 3 4	Проникающие на глубину 3 мм материалы особо низкой вязкости, яс запел и яю ill не поры. 11а стенках пор образуют гидрофобную пленку, обеспечивающую водоотталкивающую обработку поверхности 1 |роникающие порозаполняющне материалы Уплотняющие материалы. Вязкость их выше, только частично проходят через поверхность, оставляя на ней тонкую пленку Покрытия, представляющие вязкие жидкости, образующие на поверхности пленку	Силаны,силиконовые смолы Силикаты натрия; бесцветные эпоксиды и акрилы Эпоксиды, полиуретаны, акрилы Эпоксидные, полиуретановые и акриловые покрытия. Хлоркаучуки, алкидные масляные лаки
Толщина сухой пленки для всех указанных видов покрытий рекомендуется не менее 200 мкм. Для подземных резервуаров рекомендуется послойное нанесение битумных слоев и армирующих оберток.
Для обеспечения водонепроницаемости стен и днища надземных и подземных резервуаров, емкостей станций водоснабжения и очистных сооружений получает распространенне обработка внутренней поверхности методом кристаллизации. Наносимые на поверхность компоненты цементирующего покрытия образуют нерастворимую кристаллическую структуру я порах и капиллярах бетона.
Сопоставимость долге вечности защитных покрытий и железобетона, как основного материала, в ряде случаев остается открытой проблемой.
Если повреждения железобетонных стен силосов и резервуаров носят характер вертикальных и горизонтальных трещин, то ремонт участков стен выполняют путем .заделки трещин или дефектных сопряжений водонепроницаемым низкомодульным материалом, обладающим выраженным упругим свойством: синтетическим каучуком, тиоколом, бутиленовым каучуком и их современными модификациями. Необходимое условие: материал, заполняющий трещины или стыки, должен обеспечить плотное цримыка-355
ние к внутренней поверхности трещины и не допускать при растяжении отрыва от ее поверхности в тех случаях, когда при наполнении и опорожнении емкостного сооружения происходит соответствующее по времени колебание ширины раскрытия трещины.
Защита арматуры от коррозии.
Арматура является чувствительным элементом конструкций и элементов сооружений по отношению к воздействиям внешней среды, поэтому предотвращение любой возможной коррозии арматуры рассматривается как основная цель. Для этого должна быть минимизирована как диффузия воздуха, так и проникновение хлоридов, сульфатов и других химических агентов через бетон. Сюда могут быть также отнесены увеличение защитного слоя, введение добавок в бетон, устройство защитного покрытия поверхности стальной арматуры.
Следует также предусмотреть, чтобы проникновение хлоридов не увеличивало их концентрацию на поверхности арматуры выше критического уровня. Развитие коррозии не будет немедленно вести к ситуации, при которой арматура будет серьезно повреждена, но время между инициацией коррозии и моментом времени, когда качество заметно снижается, должно быть принято во внимание, как составляющая коэффициента безопасности (Рис. 10.3).
Рис. 10.3. Зависимость критического содержания хлоридов в цементе при разных уровнях относительной влажности в % <хг качества защитного слоя бетона [122]
Для значительной части сооружений наличие высококачественных бетонов с низкой проницаемостью или бетонов повышенной долговечности обеспечивает при надлежащем значении защитного слоя хорошее сопротивление коррозии арматуры. В более сложных условиях эксплуатации необходимо применять защитные покрытия арматуры.
356
Для защиты арматуры от коррозии и ограничения ее развития в практике строительства России широко используются модификаторы продуктов коррозии - преобразователи ржавчины на нейтральной и щелочной основе. По оценке, выполненной лабораторией коррозии и долговечности бетонных и железобетонных конструкций НИИЖБ Госстроя России (руководитель -лроф. Степанова В.Ф.) наиболее перспективны для арматуры железобетонных конструкций модификаторы ржавчины на щелочной основе.
Практические испытания способов защиты от коррозии стальной арматуры показали, что защитные покрытия арматуры существенно повышают ее коррозионную стойкость, а также долговечность железобетонной конструкции а целом.
Для слабо - и среднеагрессивных сред рекомендуется стальная арматура с гальваническим покрытием или арматура с жидким или порошкообразным покрытием на основе эпоксидных смол, вопрос сцепления которой с бетоном требует дополнительного внимания; при сильноагрессивных средах при надлежащем экономическим обосновании - арматура из нержавеющей стали. При использовании высокостойких к агрессивному воздействию видов арматуры, а также арматуры с защитным покрытием проектная толщина защитного слоя принимается как для конструкций, предназначенных для эксплуатации в неагрессивных средах. Контроль прочностных характеристик арматуры, ее размеров и расположения, толщины защитного слоя бетона выполняется соответственно по ГОСТ 30062 93(вихретоковый метод), ГОСТ 17625 83 (радиационный метод), ГОСТ 22904 93 (магнитный метод).
Для отдельных видов инженерных сооружений (круглые силосы для хранения соли, других химически активных сыпучих) оказалось экономически целесообразным использование стержневой оцинкованной арматуры, а в практике европейских стран - арматуры из нержавеющей стали [122]. Увеличение толщины защитного слоя бетона несколько снижает опасность возникновения коррозии в трещинах ограниченного раскрытия. При увеличения толщины защитного слоя на 10 % для арматурных сталей 1 и П групп нормы проектирования защиты железобетонных конструкций разрешают увеличивать предельную допускаемую ширину продолжительного и непродолжительного раскрытия трещин на 10 % [1! 8[.
Конструирование формы и концентрация материала
Срок службы железобетонных конструкций зависит от их геометрии, в том числе формы поперечных сечений, которые не всегда оптимальны с точки зрения коррозионной стойкости. Принцип концентрации материала предполагает придать сечениям элементов сооружения возможно меньшую поверхность контакта с агрессивной средой при прочих равных условиях. Тогда относительное уменьшение во времени площади поперечных сечений вследствии коррозионных повреждений будет снижено.
357
Конструктивные решения должны предусматривать простую форму конструктивных элементов, требующую минимального водоцементного отношения и воды затворения, минимальную их поверхность. Размеры и конструктивные детали должны обеспечивать: хороший водоотвод, отсутствие мест, где можно ожидать накапливания агрессивных пылей, испарений или застоя жидкостей; отсутствие трещин, через которые могла бы просачиваться вода (Рис.10.4, 10.5).
Геометрическая схема и конструктивная система сооружения, а также детали конструкции должны быть подобраны так, чтобы возможные коррозионные повреждения не повлекли за собой его разрушения. Плотное размещение арматуры по сечению элемента может вызвать: а} раннее проявление коррозии при недостаточном защитном слое бетона; б) отслоение защитного слоя из-за больших трещин; в) местные снижения плотности бетона (Рис, 10.6).
Рис. к 0.4. а - проникание воды через стыки и швы; б, в - рекомендуемое решение
Рис. 10,5. На горизонтальных участках поверхности следует избегать длительного присутствия воды: а - незащищенные поверхности наиболее подвержены повреждениям вследствие замораживания и оттаивания; б - наклон поверхности повышает стойкость конструкции к атмосферным воздействиям
Рис. 10.6 Конструирование арматуры: а - решение, при котором укладка н уплотнение бетонной смеси затруднены. Повышается вероятность появления локальных участков пониженной плотности; б - расстояние между стержнями достаточно для качественного уплотнения . При необходимости размеры сечения следует увеличить
358
Конструктивная защита стыков и швов наружных стен
Конструктивная защита стыков и швов сборных элементов выполняется с целью исключения их влагопроницаем ости. Примером конструктивного решения для горизонтальных швов, при котором проникание влаги удалось исключить, является стык в “ четверть Конструктивная защита вертикальных стыков с применением водоотбойных экранов проверена на строительстве силосных корпусов с ячейкой 3x3 м и диаметром 6 м из полигональных элементов. Был выявлен дефект в виде откола бетона в зоне выпускных отверстий. При длительной эксплуатации происходит закрытие последних накапливающейся пылыо с замерзанием в дальнейшем атмосферной воды в них
Положение элемента в пространстве.
Натурные и экспериментальные исследования показали, что в условиях эксплуатации коррозия на различных участках конструктивного элемента неодинакова. Значительное влияние на коррозионный износ оказывает положение элемента в пространстве. Причиной разной коррозионной стойкости элементов разных конфигураций и положения в пространстве являются как степень увлажнения и высыхания на различных участках поверхности элемента, так и другие причины. Качественные характеристики зависят от периметра сечения, его отношения к площади сечения, характера агрессивной среды, свойств магериалов, место расположения. Поэтому архитектурное решение инженерных сооружений рекомендуется принимать с учетом рельефа местности, грунтовых условий, преобладающих направлений ветров и расположения смежных объектов, влияющих на параметры агрессивной среды.
Учет переменных нагрузок
Реальные конструкции часто показывают такие характеристики сопротивления малоцикловым длительным нагружениям, которые не совпадают с данными опытных образцов, так как обычно отличаются от последних геометрическими размерами, технологией изготовления, условиями работы, неравномерным и неравновесным во времени напряженно-деформированным состоянием, наличием участков с высоким уровнем (концентрацией) напряжений. К таким зонам могут быть отнесены стыки и сопряжения элементов, места перелома их геометрических осей, изменения геометрии сечений, места обрыва арматуры, локальные нагружения, проемы и ослабление сечений. Это обстоятельство требует выявления соотношения между различными факторами и сопротивлением элементов конструкции в целом.
К числу мер, повышающих сопротивление сооружений и их элементов в условиях малоцикловых длительных нагрузок относятся: I) расположение мест ожидаемой концентрации напряжений (проемов, пропусков) в менее загруженных зонах конструкций;
359
2) плавное изменение поперечных сечений по длине (поверхности) элемента для исключения резкого перепада жесткостей; 3) устройство внешнего кольцевого армирования высокопрочной арматурой стен круглых силосов с применением мероприятий для более свободного ее деформирования при нагрузках - разгрузках; 4) установление демпферных устройств для равномерного распределения внутренних усилий в статически неопределимых конструкциях и местах сопряжений конструкций;
5)	применение конструкций с искусственным регулированием усилий;
6)	ограничение поперечных деформаций в стержневых элементах путем усиления поперечного армирования, устройством сеток косвенного армирования для снижения растягивающих напряжений в бетоне и раннего образования трещин.
Конструктивное торможение развития трещин в стенах силосов
Этот метод направлен на быстрое предотвращение разрушения после появления вертикальных или наклонных трещин в случае более высоких локальных напряжений, когда местные пластические деформации становятся заметными, а долговечность снижается (малоцнкловая усталость). Причиной их образования могут быть: неоднородность структуры и дефекты технологического происхождения в бетоне, искривление серединной поверхности и появление вторичных полей усилий, локальные перегрузки, неучтенные температурно-влажностные воздействия.
Мероприятиями для торможения развития трещин являются устройство дополнительных кольцевых поясов арматуры с шагом 1,5 - 3 м, а также подкрепления в виде ребер жесткости (рис. 10.7).
Рнс. 10.7. Конструктивное торможение развития трещин: а - арматурными кольцевыми поясами; б - кольцевыми ребрами жесткости; 1 
центр образования трещины (производственный дефект, перенапряжение, локальное искривление поверхности ); 2 - трещина ; 3 - пояса жесткости; 4 - дополнительное армирование; 5 - подкрепление
в виде наружного кольцевого ребра
360
Другим конструктивным приемом может быть рассмотрено повышение степени статической неопределимости и использование систем с резервированием элементов, которое происходит за счет перераспределения усилий и приспособляемости системы.
Технологические мероприятия здесь обеспечиваются также путем более равномерного распределения остаточных усилий, возникающих в процессе монтажа или возведения сооружения, регулированием температурных и усадочных деформаций, наведением полей остаточных сжимающих напряжений путем выбора приемлемой схемы первичного нагружения, местного обжатия концов трещины.
10.2.	Диагностика состояний железобетонных конструкций инженерных сооружений при эксплуатации
Основным методом контроля за состоянием инженерных сооружений является метод непосредственной диагностики. Этот метод дает возможность установить признаки функциональных нарушений всей системы сооружения или повреждений ее отдельных элементов, что рассматривается в качестве первого шага при принятии решений и выборе плана целесообразных мероприятий.
Оптимальное решение плана мероприятий базируется на ожидаемых расходах, включая стоимость обследований, контроля за состоянием, профилактики или замены частей сооружения, непригодных для эксплуатации.
Современный подход к контролю за состоянием эксплуатируемых сооружений включают следующие общие правила инспекции:
-	разработка модели регулярного визуального или инструментального контроля (мониторинга) за состоянием объекта и условия ее проведения в жизнь;
-	изучение и оценка выявленных дефектов и повреждений;
-	ремонт поврежденных и дефектных элементов;
-	замена или обновление быстроизнашиваемых частей сооружения;
-	мероприятия по предотвращению накапливания воды.
Основными параметрами, подлежащими контролю для поддержания нормального состояния инженерного сооружения, являются:
-	параметры защитного слоя бетона, содержание хлоридов в бетоне поверхностных слоев и уровень карбонизации,значения электрического потенциала для контроля за состоянием арматуры;
-	общая и локальная прочность конструкций; пространственная жесткость; общие и местные деформации; влагонасыщепие конструкций и частей сооружения; коррозия металлических связей между сборными элементами; воздухе- влаго- и водонепроницаемость сооружений и стыков; состояние опор, фундаментов; состояние и работа деформационно-осадочных швов.
361
Техническая эксплуатация инженерного сооружения включает в себя: обслуживание, текущий ремонт, капитальный ремонт, в том числе замену поврежденных элементов, обеспечивающих возобновление уровня надежности сооружения в течение срока службы.
Основой нормальной технической эксплуатации и повышения долговечности зданий и сооружений является профилактический (текущий) ремонт. Цель ремонта - ликвидация отдельных повреждений, возникающих в процессе эксплуатации, предупреждение их дальнейшего развития.
Задачам восстановления неисправности (работоспособности) конструкций и систем инженерного обеспечения сооружения, а также поддержания его эксплуатационных показателей служит капитальный ремонт.
Учитывая высокую стоимость ремонтных работ и других издержек из -за неисправного состояния конструкций инженерных сооружений в последнее время получили развитие системы контроля за состоянием конструкций, оценкой внешней среды, надежности [52,119,70,203], основанные на относительно простых моделях прогноза параметров их сопротивления с целью оценки остаточного ресурса.
Оптимальная методология оценки контроля, ремонта и поддержания в исправном состоянии сооружений и его частей развивается на основе сочетаний упрощенных стохастических моделей с экспертными оценками, так как не представляется пока возможным сформулировать весь опыт экспер-тирования в математических терминах. Технология экспертных систем рассматривается как инструмент, помогающий эксперту в его ежедневной работе по принятию решений. Экспертная система включает:
-	предварительный анализ состояния сооружения;
-	оценку его надежности как функции времени с учетом ее снижения в результате обнаруженных при эксплуатации дефектов и повреждений;
-	анализ напряженно-деформированного состояния при переменных силовых и иесиловых параметрах, часто включая при этом применение МКЭ;
-	программу обследования сооружения.
Использование измерительной техники ведется с помощью специальных систем; 1) планирования, выполнения и оценки результатов измерений; 2) оценки состояния конструкции в отношении ее удовлетворения критериям безопасности.
Мониторинг рассматривается как автоматическое периодическое измерение параметров окружающей среды, а также других параметров инженерных сооружений.
Рис.10.8 показывает блок-схему для расчета и анализа конструкций методами теоретической диагностики на основе системного подхода. Цель такой схемы: получить знания о возможном повреждении через установление каталога возможных ошибок в основных случаях и определить признаки, модели и особенности для выявления и локализации нежелаемых последствий, то есть создать базу данных.
362
10.3.	Методы по устранению дефектов и усилению железобетонных конструкций инженерных сооружений
10.3.1.	Введение
Усиление рассматривается как комплекс мероприятий, проводимых для восстановления иди повышения несущей способности железобетонных конструкций инженерных сооружений, имеющих дефекты или получивших повреждения, а также сохранения и поддержания установленных показателей эксплуатационной пригодности в течение экономически оправданного срока. Уровень надежности усиленных конструкций должен при этом обеспечить безопасные условия дальнейшей эксплуатации без разрушения конструкций или без появления недопустимых повреждений.
Необходимость усиления конструкций силосов, бункеров, резервуаров обычно вызывается:
-	изменением условий эксплуатации (изменением технологических процессов; увеличением нагрузки вследствие реконструкции);
363
-	начальными конструктивными дефектами, заложенными на стадиях проектирования, изготовления и монтажа;
-	последствием эксплуатационного износа (истирание, потеря прочностных и де формативных свойств в результате воздействия эксплуатационных нагрузок, высокой или низкой температуры, химически активных сыпучих материалов и других воздействий внешней среды);
-	случайными повреждениями, неправильной эксплуатацией отдельных элементов.
Усиление железобетонных конструкций осуществляется с соблюдением национальных стандартов: по проектированию железобетонных конструкций (СНиП 2.03.01.84*); по производству работ и приемке монолитных железобетонных и стальных конструкций (СНиП 3.O3.OJ.87); по организации и технике безопасности в строительстве (СНиП 3.01.01-85 и СНиП 1П-4-80*); по защите строительных конструкций и сооружений от коррозии (СНиП 3.04.03-85).
Схематическая классификация наиболее распространенных способов усиления представлена на рис.10.9.
Рис. 10.9. Классификация способов усиления силосов , бункеров и резервуаров
Различают три основных способа усиления железобетонных конструкций: изменением конструктивной схемы установкой дополнительных жестких и опорных элементов; изменением напряженного состояния за счет 364
введения распорных или разгружающих элементов; за счет устройства обойм, рубашек или за счет увеличения размеров поперечных сечений путем их одностороннего и двухстороннего наращивания.
Приемы устранения дефектов и усиления железобетонных конструкций инженерных сооружений емкостного типа недостаточно освещены в литературе. Общие вопросы усиления железобетонных конструкций отражены в работах С. В. Бондаренко, Р. С. Санжаровского, Н. М. Онуфриева, В.Д. Топчия, Л. П. Ждахина и других авторов. Методам ремонта в применении к силосам, бункерам и резервуарам с целью повышения эксплуатационной надежности, реконструкции посвящены публикации Е. 3. Болтянского, Б. А. Скорикова, А. Н. Простосердова, В. И. Карева, Ф. А. Иссерса, А. Н. Добромыслова, А. И. Трухлова, Ю. Ю. Чинилика, П. Н. Платонова, А. В. Фрайфельда, О. Ф Теймера, С. Е. Вандергрифта, Ф. Эмпергера, С. Чемпиона, А. Н. Шкинева, В. Б. Швеца, А. Митцель, Р. Рыбицкн и других авторов [28,56,78,79,102,158,176,179,180,1101-
При подготовке данного раздела рассмотрены стандарты и нормативные материалы, относящиеся к правилам технической эксплуатации, рекомендациям и инструкциям, руководствам по ремонту, усилению и восстановлению железобетонных конструкций, а также к оценке их надежности и обеспечению долговечности [162-164,166-177].
10.3.2.	Методы усилении поврежденных железобетонных конструкций силосов и бункеров
Основными повреждениями силосов и бункеров являются горизонтальные и вертикальные трещины в бетоне стен, коррозия бетона и арматуры, недостаточная несущая способность стен и опорных конструкций силосов и бункеров.
Наиболее часто используемые методы усиления стой силосов: повышение несущей способности в поперечных сечениях ослабленных участков; уменьшение давлений настены путем модификации моделей истечения сыпучего. Нашли применение:
-	нанесение эластичных и гибких защитных покрытий, допускающих совместное деформирование с бетоном стены;
-	очистка и заполнение трещин ремонтными составами, содержащими эластичные наполнители на цементной основе при загруженной емкости;
-	нанесение слоя фибробетона, содержащего стальные волокна и латексный наполнитель для повышения долговечности, деформативности и сопротивления растяжению;
-	устройство стального бандажа на поврежденном сечении в сочетании с нанесением защитного покрытия;
-	устройство внутреннего железобетонного цилиндра, используя стены существующего силоса как опалубку;
-	частичная или полная замена поврежденных частей сооружения.
365
При реконструкции или восстановительных работах при надлежащем обосновании усилению могут подлежать все основные конструктивные элементы отдельных силосов или силосных корпусов: стены и днища силосов, подсилосные колонны, фундаменты, перекрытия.
Отдельные приемы усиления стен железобетонных силосов; усиление фундаментов, подсилосных колонн, сопряжений, днищ с практической стороны не имеют больших отличий от методов устранения дефектов, относящихся к железобетонным конструкциям для промышленного и гражданского строительства; ряд других приемов обладают спецификой, свойственной инженерным сооружениям.
Одним из перспективных направлений повышения долговечности железобетонных конструкций инженерных сооружений является залечивание и восстановление поврежденных конструкций с помощью различных ремонтных составов на базе полимерных композиций. Основным составом для восстановления бетона в конструкциях при их ремонте служат эпоксидные смолы и композиты на их основе, которые требуют специальной технологии для заделки дефектов в бетоне.
Работы по усилению трудоемки, дорогостоящи и часто выполняются в стесненных условиях эксплуатируемого объекта, поэтому наибольшее применение получили простые приемы и способы усиления.
Усиление силосов сопровождается уменьшением их вместимости, увеличением нагрузки от собственного веса; при этом возникает необходимость усиления конструктивных элементов подсилосного этажа и фундаментов, опорных элементов.
Деформации местного характера. Ликвидация этих повреждений выполняется для восстановления первоначальной конструкции путем заделки брешей, трещин, устройства дополнительной арматуры.
Замена или восстановление защитного слоя бетона производится в тех случаях, когда арматура поражена коррозией или имеет место отслаивание защитного слоя. В этих случаях защитный слой удаляется полностью, а арматура должна быть очищена от коррозии. Укладываемая бетонная смесь должна включать мелкие фракции заполнителя. При значительных по протяженности повреждениях поверхностного слоя устраиваются железобетонные рубашки из торкретбетона.
Ликвидация повреждений, связанных с раскрытием трещин. В зависимости от степени развития трещины применяются следующие методы ремонта конструкций: устройство защитных пленок и покрытий для ремонта участков, покрытых сеткой трещин раскрытием до 0,2 мм, заполнение (герметизация) трещин раскрытием более 0,3 мм эластичными водонепроницаемыми материалами; поверхностная заделка трещин путем устройства герметизирующей прокладки, усиливающей сечение со сквозной трещиной более 0,2 мм; омополичивание полости трещины с шириной более 0,8 мм (прочностная заделка).
366
Покрытие защитными пленками, полимерцементными красками или синтетическими лаками предназначается для защиты бетона и поверхности конструкций от атмосферной или химической коррозии. Герметизация трещин высокомастичными материалами типа мастик без восстановления монолитности конструкций выполняется для повышения сохранности арматуры путем ограничения или ликвидации условий, вызывающих коррозию арматуры. Прочностная заделка рекомендуется при необходимости восстановления монолитности конструкций и достигается с помощью иньектирова-пия эпоксидною состава нли цементного раствора в полость трещины.
Усиление стен силосов. Дефекты общего характера, в том числе значительные деформации стен требуют более радикальных мер. В зависимости от особенностей конструктивного решения круглые вертикальные хранилища для сыпучих материалов усиливают внутренними или наружными железобетонными обоймами-оболочками, стальными кольцами или арматурными поясами.
Распространенным способом усиления стен силосов промышленного типа является возведение железобетонных внутренних гильз или наружных обойм или рубашек стен с передачей на них всей нагрузки от горизонтального давления сыпучего материала, учитывается возможность распространения трещин в стенах силосов при последующей эксплуатации выше зоны усиления (рис. 10.10).
Рис. 10.10. Усиление силосов железобетонными обоймами: а - усиление предварительно напряженной обоймой: 1 -усиливаемая стена: 2 - арматурный каркас; 3 • переставная опалубка; 4 - напрягаемая арматура; 5 - стяжные болты; 6 -прокатные профили [ 180]
367
Работы по устройству обойм с наружной стороны силоса выполняют с подвесных лесов или с помощью инвентарной переставной опалубки. Разновидностью железобетонных обойм являются обоймы с предварительно напряженной горизонтальной несущей арматурой.
Напряжение арматуры осуществляется путем закручивания гаек через шайбы с помощью динамометрического ключа, позволяющего регулировать величину усилия натяжения. С внутренней стороны установлены опорные швеллерные стойки, снабженные отверстиями с шагом, соответствующим шагу кольцевой арматуры.
После предварительного натяжения концевые участки арматурных стержней и арматурные сетки из проволоки Вр-I, располагаемые с наружной стороны в местах швеллеров, покрываются слоем торкретбетона.
Усиление железобетонных круглых силосов стальной обоймой характерно при аварийном состоянии стен вследствие снижения их несущей способности. Метод исправления предусматривает установку сверху вниз стальных обечаек на расстоянии 60 мм от существующих стенок силоса (рис. 10.11). Сечение и шаг их определяется из условия восприятия дополнительных нагрузок на стены. Пространство между обечайкой и стенкой плотно зачеканиваегся жестким песч ан о-цементным раствором или заполняется бетоном класса В10 на мелком щебне с тщательным уплотнением.
Стальные обечайки, высотой 1,5 м, по окружности собираются из четырех элементов с сопряжением их болтами через уголки, приваренные к листам обечаек, которые свариваются горизонтальными и вертикальными швами толщиной 4 мм.
К обечайкам между силосами на всю высоту привариваются диафрагмы из стальных листов толщиной 12 мм с горизонтальными ребрами толщиной (0 мм, расположенными через I м по высоте.
Ьапдажи из гибких стальных лент устанавливаются без зазора, плотное их прилегание и совместная работа с усиливаемой конструкцией обеспечивается предварительным натяжением в местах стыковки стяжными болтами.
Ремонт круглых монолитных силосов зерновых элеваторов при диаметре силосов 6 - 9 м выполняется за счет обетопирования поврежденных участков путем устройства внутренних железобетонных гильз (стаканов) с одиночным армированием в случае использования торкретбетона или с двойным армированием в подвижной опалубке (рис. 10.12). Толщину внутренней гильзы-оболочки обычно принимают равной первоначальной толщине усиливаемой конструкции стены.
Максимальная толщина внутренней оболочки принимается равной 150 мм из условия передачи всех вертикальных усилий при недостаточной прочности бетона стен, деформациях смятия в горизонтальных сечениях. При повреждениях в виде только вертикальных трещин толщина может быть снижена до 100 - 120 мм и до 80 мм в случае использования торкретбетона или пневмобетона.
368
Рис. 10.11. Усиление железобетонного силоса стальной обоймой: I - обетонированный зазор; 2 - существующая стена силоса; 3 - стальные обечайки; 4 - стяжной болт
Значения минимальных толщин обойм и набетонок, определяемых технологическими требованиями, содержатся в табл. 10.5.
Высота гильзы определяется степенью износа усиливаемого участка стены, принимая во внимание следующие рекомендации. Высота обойм-оболочек, зависящая от размеров повреждений, должна выбираться таким образом, чтобы полностью перекрыть зону разрушений. Невыполнение это-369
Рис. 10.12. Усиление стен монолитных силосов; а - с применением торкретбетона ; 5 - в скользящей или переставной опалубке с двойным армированием: 1 -стена силоса; 2 - внутренняя гильза - оболочка усиления; 3 - разбираемая часть забутки
го условия может привести к повторным усилениям, поскольку в непере-крытом поврежденном участке возникают дополнительные усилия. Их появление объясняется двумя причинами: изменением жесткости стен в месте перемены сечения; увеличением горизонтального давления сыпучего материала вследствие стесненности перемещения зерна при второй форме истечения вблизи перехода сечения от усиленного к неус пленному.
Минимальная толщина обойм н на бетонок, определяемая технологическими требованиями [159|
Таблица! 0.5
Конструктивный элемент	Минимальная толщина обойм, набетонок. см, при их устройстве	
	в опалубке вибрированием	торкретированием и набрызган
Колонна Боковые сгонки балок Нижние пояса балок Стенки резервуаров, силосов Плиты перекрытий при устройстве наращиваний: сверху снизу	8 6 12,5 8 3,5 6	5 3 5 3,5 3,5
370
С учетом возможности распространения трещин при дальнейшей эксплуатации за пределы зоны усиления, рекомендуется увеличить высоту зоны до отметки, расположенной на 2 - 3 м ниже надсилосного перекрытия, или для круглых силосов до зоны, не превышающей более одного диаметра от верха засыпки. Нижнюю грань гильзы как правило доводят до днища силоса. Допускается уменьшить вертикальный размер железобетонной гильзы усиления, если полученная поданным обследований фактическая несущая способность сечений стен превышает усилия, возникающие от давления зерна с учетом его увеличения в зоне стены над обоймой.
Оболочка усиления включает горизонтальную и вертикальную арматуру, определяемую расчетом несущей способности и трещи постой кости. Арматуру рассчитывают на восприятие всей нагрузки от сыпучего материала. Схемой армирования предусматривается непрерывность (замыкание) передачи усилий в кольцевой арматуре по периметру.
При монтаже арматурного каркаса гильзы рекомендуется в отдельных точках по периметру и высоте приваривать его элементы к оголенной арматуре усиливаемой стены с помощью коротышей.
В отдельных случаях при хранении незерновых сыпучих материалов, если повреждения внутренних стен не носят общий характер и не приводят к снижению их несущей способности, применяют усиление с помощью гильз из листового материала. Для обеспечения устойчивости гильзы по вертикали ее крепят к стене в отдельных точках по высоте и периметру с помощью сквозных болтов.
Более удачным решением защиты железобетонных стен от повышенного нагрева или сильного разрушения является устройство внутри хранилища стальной гильзы, подвешенной к верхней части стен или к перекрытию таким образом, что сохраняется пространство для циркуляции воздуха между стеной и гильзой шириной 100 - 200 мм. Цилиндрический внутренний экран-гильза, кроме собственного веса и трения сыпучего материала, воспринимает горизонтальные нагрузки от давления сыпучего, а усиливаемые стены - только вертикальную нагрузку от массы экрана.
Допускается, при необходимости полной разгрузки стен, опирание экранов на отдельные колонны, которые передают вертикальные усилия на обвязочную балку или плиту подсилосного этажа
Если несущая способность стен недостаточна для восприятия этих нагрузок, то экран закрепляют к дополнительному вертикальному стальному каркасу, расположенному в пространстве между экраном и стеной.
Усиление сблокированных силосов достигается устройством бандажей в виде стальных полос, плотность прилегания которых к стене осуществляется за счет их стяжки болтами и запеканкой цементно-песчаного раствора между бандажем и стеной силоса.
В местах сопряжения стен смежных сблокированных силосов стыковка бандажей осуществляется с помощью стальных полос или стальных тяжей (рис. 10.13).
371
Рис 10.13. Усиление сблокированных силосов: 1-бандажи ; 2-уголки 150 х 100 мм.; 3 - стена силоса; а - обший вид; б - стыковка бандажа в месте сопряжения стен с помощью стальных полос толщиной Юмм.в-тоже- с помощью тяг
372
Последствия дефектов стен силосных корпусов с однорядным, двухрядным или многорядным расположением силосов, связанные со снижением их несущей способности, устраняются установкой дополнительной горизонтальной арматуры, которую размещают на внешнем контуре стен силоса (рис, 10.14).
Рис.10.14. Усиление стен силосного корпуса: I - места соединения силосов; 2 - вертикальные ряды отверстий; 3  опорные швеллерные стойки с отверстиями; 4 - горизонтальная арматура усиления; 5 - шайба ; 6  гайка; 7 - арматурная сетка; 8 - торкрет  бетон
С этой целью в местах соединения силосов устраиваются несколько рядов отверстий, через которые арматурные стержни заводятся в соседние по отношению к обжимаемому силоса.
В крайних силосах вследствие значительной длины кольцевой арматуры предусматривается установка швеллерной стойки на участке пересечения стены и ряда силосов (узел Б).
Данный метод усиления трудоемок из-за необходимости пропуска кольцевой арматуры через развитые до 2-х метров стыки силосов.
Сблокированные силосы для хранения промышленных сыпучих материалов с внутренней поверхности поврежденной стороны усиливают слоем набрыэг - бетона по арматурной сетке (рис. 10.15).
Особенности усиления квадратных силосов определяются компоновкой. Стены квадратных силосных корпусов зерновых элеваторов усиливают, аналогично крутым силосам, дополнительными железобетонными призма-373
тическими гильзами или сборными П-образными элементами. Если дефекты обнаружены во внутренних силосах, то усилие осуществляется по периметру корпуса в каждом наружном силосе или в шахматном порядке в зависимости от расположения в плане поврежденных силосов.
Размеры и форма сборных железобетонных элементов усиления должны отвечать условиям их монтажа в стесненных условиях внутри восстанавливаемого силоса.
Квадратные силосы усиливают Г-образными элементами с перевязкой вертикальных стыков. Полость между существующими стенами и сборными элементами и стыки между элементами заделывают бетоном.
Внутренние межсилосные стены встроенных силосов интенсивно эксплуатируемых корпусов мукомольных и комбикормовых заводов, испытывающих знакопеременную нагрузку, усиливают с помощью устройства стаканов минимальной толщиной 60 - 100 мм с одиночным армированием.
Перед усилением стены бункеров и силосов предварительно очищают струей воды под значительным давлением от поврежденного бетона, отслоений штукатурки.
374
Связь железобетонных круглых обойм усиления с существующими стенами, с целью обеспечения их совместной работы, осуществляется с помощью насечки поверхности усиливаемых стен. В отдельных случаях допускается применять шпоночное соединение, а также анкеровку арматуры усиления посредством связи ее с арматурой существующих стен.
Благоприятным обстоятельством является то, что силы трения при загрузке силоса значительно превышают сдвигающие силы, возникающие между обеими оболочками.
Устранение дефектов с помощью полнмеррастворов может оказаться эффективным в случае заделки поврежденных пазов предварительно напряженной арматуры железобетонных стен зерновых силосных корпусов с внутренней стороны. Раствор нагнетается через трубки, заполнение раствора контролируют наблюдением за отверстиями, предварительно высверленными по длине трещины.
Полимерные составы могут быть использованы при ииъектировании горизонтальных трещин шириной до I мм в стенах круглых силосов, если трещины по высоте располагаются в пределах забутки и труднодоступны (рис. 10.16).
Рис. 10.16. Пример ремонта горизонтальных трещин в стенах зерновых силосов: I - стена; 2 - трубка ; 3 - поверхность контакта; 4 - инвестор ; 5 - заглушка; 6 - стенка силоса; 7 - горизонтальные трещины ; 8 - забутка
Усиление надсыпаемых конструкций. Развитие недопустимых повреждений сборных надсилосных плит может проявляться в форме значительных сквозных трещин, пересекающих плиту. В этом случае устраивают дополнительные балки, опертые через прокладки на ребрах деформированной плиты, и нагрузку от термоподвески передают на эти балки (рис. 10.17).
Типы усиления монолитных железобетонных балок зависят от характера вертикальных трещин в середине пролета и степени повреждения опорных участков. При значительных повреждениях балки, включая опорные участки, используется вариант усиления с креплением балки на несущие стены (рис.10.18). Возможна также приварка дополнительных стержней к расположенной в пролете арматуре с последующим восстановлением
375
защитного слоя. Открытые устанавливаемые стальные элементы защищают оштукатуриванием цементным раствором или торкретированием.
Рис 10.17. Усиление сборной надсилосной плиты: 1 - плита; 2 - стена силоса; 3 стальная рама; 4 - накладка; 5 -опорная пластина
Рис. 10.18. Усиление монолитных ребристых перекрытий: I - балка; 2- плита; 3 - напрягаемый стержень; 4 - прокладки; 5 -опорный уголок; 6 - хомут, 7 - швеллер
В случае наклонных трещин на приопорных участках балок, причиной чрезмерного раскрытия которых явилось недостаточное количество поперечной арматуры или снижение прочности бетона, рекомендуется установка хомутов из полосовой или круглой стали
Усиление нодсилосных конструкций. При усилении подсилосных перекрытий силосов для промышленных сыпучих наиболее часто используют наращивание сечения сверху. Для отдельных элементов перекрытия (несущих и обвязочных балок, умов сопряжения с колоннами) наиболее часто используется наращивание сечения снизу.
376
Усиление колонн подсилосного этажа выполняют традиционными способами с устройством железобетонной или стальной обоймы. Специфика усиления применительно к хранилищам для сыпучих материалов проявляется в отношении конструкций воронок, а также узлов сопряжения с подсилосным этажом и днищем силоса.
Усиление капителей и ствола подсилосных колонн рекомендуется выполнять при наличии трещин, смещении вертикальных стыков подсилосных воронок и стен силосов относительно разбивочных осей.
При трещинах раскрытием до 0,5 - 0,7 мм, наблюдаемых на верхней вертикальной части капители, эту часть колонны стягивают с помощью болтов стальным уголковым бандажом, состоящим из 4-х секций, а затем окончательно закрепляют сварными швами. бандаж должен равномерно обжимать грани капители. Горизонтальный шов между опорными частями воронок заполняют раствором марки J 50 - 200 или бетоном прочностью 25 - 30 МПа на мелком заполнителе, если высота шва превышает 40 мм.
В случае ширины раскрытия трещин более 0,8 мм устанавливают пространственный бандаж.
Наряду с этими приемами при значительных деформациях и искажениях геометрической формы используют железобетонные монолитные рубашки усиления капителей. Трудоемкий процесс армирования капители реализуется 2-мя путями: армированием отдельными стержнями, последовательно свариваемыми в пространственный каркас или с армированием навивкой проволочной арматурой.
Капитель также усиливают, покрывая ее поверхность слоем торкретбетона или устраивают для бетонирования постоянную опалубку.
Усиление стволов колонн может быть осуществлено путем устройства стальной обоймы, опирающейся снизу на фундаментную плиту или фундамент колонны, а в верхней части примыкающую к усилению капители. После монтажа обойму бетонируют или наносят слой торкретбетона по арматурной сетке.
При значительных наклонах сборных подсилосных колонн их вертикальность восстанавливают с помощью железобетонной рубашки.
Применение полимерных составов оказалось целесообразным при устранении дефектов типа пустот в н адкап ительных швах подсилосных колонн. Из-за нерегулярности распределения пустот з зоне контакта и колебаний в толщинах швов при ремонте цементным раствором, а также при образовании трещин в верхней части капители (рис. 10.19) не всегда удается осуществить плотное и сплошное заполнение шва. Полимеррас-твор подается в пустоты капители путем инъекцирования. Периметр капители предварительно заделывается на глубину 3 - 4 см цементным раствором (рис. 10. 20)
377
Рис.10.19 Дефектное исполнение надкапительного стыка подсилосной колонны: I - колонна; 2 - трещины; 3 - сколы; 4 - запеканка; 5 - пустой шов; 6 - воронка; 7 - элемент стены; 8 - частичное заполнение шва раствором; 9 - жесткая прокладка
Рис. 10.20. Ремонт капителей подсмлосных колонн с помощью инъекцирования полимерного раствора: I - капитель; 2 -полость шва; 3 - трубка; 4 - раствор шва; 5  инъектор; 6 - воронка
Усиление подсилоеной железобетонной воронки. Рекомендуется при повреждениях в виде многочисленных трещин раскрытием более 0,7 мм или отдельных трещинах более 1 мм. С этой целью производится наращивание железобетонной воронки новым слоем железобетона, толщина которого и армирование определяется той частью расчетной нагрузки, которую, но данным обследования и поверочных расчетов, не в состоянии принять дефектная воронка (рис. 10.21).
В случае, если ослаблена из-за повреждений только часть воронки, а сетка заанкерована в неразрушенную зону, допускается также устройство слоя торкретбетона по закрепленной арматурной сетке.
При ремонте сопряжений стальной воронки с железобетонной стеной силоса используется способ разгружения воронки с передачей нагрузки от нее через кольцевую опорную стальную балку или кольцевую монолитную железобетонную балку треугольного поперечного профиля на равномерно расположенные по периметру усиления стальные или железобетонные стойки, а затем на фундаментную плиту (рис. 10. 22).
378
Рис J 0.21. Конструктивное решение усиления железобетонной воронки: I - усиливаемая конструкция; 2 -железобетонная ' рубашка1'
Рис.10.22. Конструктивное решение усиления сопряжения стальной воронки со стеной: а - с устройством перекрытия; б - с устройством треугольной балки:I - узел; 2 - балка; 3 - перекрытие; 4 - опорные стойки
В последнем случае арматурный каркас балки крепится сваркой к воронке, а выпуски сборных железобетонных стоек заводятся в кольцевую балку. Инвентарная опалубка нижней плоскости балки устанавливается между стойками, бетонирование осуществляется через вырезы в стальной воронке.
379
Рис.!0.23. Усиление узла крепления воронки: I - стена; 1 - закладная
Усиление железобетонной стены вблизи узла сопряжения предусматривается за счет установки дополнительных стержней для реализации совместной работы арматуры внутреннего и наружного слоев (рис. 10. 23).
Усиление дгундаментое. Ремонт фундаментов с целью их усиления выполняют путем увеличения площади подошвы фундамента или повышения несущей способности непосредственно фундаментной плиты. При расслоении фундаментной плиты или снижении прочности бетона устраивается дополнительный железобетонный слой в виде новой плиты, укладываемой поверх существующей. Подсилосные колонны
передают нагрузку на плиту усиления через железобетонные обоймы, охватывающие подколенники, связь с колоннами обеспечивается
деталь; 3 - воронка подготовкой поверхности бетона в виде насечки и приваркой дополнительной арматуры.
В некоторых случаях допустимо использование обойм только для
подкол он ни ков, что не приводит к необходимости увеличения толщины фундаментной плиты и установки дополнительных арматурных сеток вследствие уменьшения расчетного пролета участка фундаментной плиты.
103.3. Методы усиления резервуаров и водонапорных башен
Конструкции емкостных сооружений эксплуатируются в неблагоприятных условиях; попеременное замораживание и оттаивание, необходимость опорожнения емкости в зимний период технологического процесса, агрессивное воздействие внешней и внутренней сред, переменные нагрузки кратковременного и длительного характера.
К наиболее частым повреждениям резервуаров и технологических емкостей, являющимся причиной нарушения их работоспособности, относятся: а) протечки: в сопряжениях сборных плит и вертикальных стен с монолитным днищем; вертикальных стыках сборных панелей стен; на участках проходов патрубков через стены; в сопряжениях металлических воронок с железобетонными стенами технологических емкостей; в рабочих швах бетонирования; в стенах и днище при некачественном выполнении работ; б) коррозия стальной арматуры, в том числе предварительно напряженной высокопрочной арматуры, вследствие нарушений защитного слоя; в) трещины [1 б8|.
Просачивание воды в стены и днище резервуаров также может происходить через местный дефект укладки бетона или толщу неповрежденного бетона при нарушении изоляции.
380
Местные протечки устраняются путем инъекцированкя или удаления дефектного участка бетона и заменой его новым. При наличии большого количества повреждений и в случае усиления стен выполняется устройство дополнительного защитного слоя из торкретбетона или железобетонной рубашки с внутренней поверхностью стены.
Усиление круглых сооружений при образовании трещин в стенах выполняется последовательной намоткой на наружную поверхность предна-пряжснпой высокопрочной арматуры в 1-2 ряда по высоте с последующим ее торкретированием.
Инъекцирование цементного раствора в местах протечек осуществляется через трубки диаметром 3/4 дюйма и длиной 200 мм, которая закрепляется с помощью цементно-песчаного раствора в подготовленные лунки глубиной 70 - 100 мм или же вваривается в стальной лист (рис. 10. 24). На концевых участках трубка снабжается тремя - пятью отверстиями для подачи раствора.
Консистенция инъекцируемого раствора определяется характером пор. После инъекции давление раствора выдерживают в течение 5-10 мин., а затем трубку заглушают деревянной пробкой.
При дефектах в виде протечек с наружной стороны стен или днища, приводящих к проникновению грунтовых вод внутрь резервуара, усиление достигается за счет инъекцирования цементной смеси с наружной стороны сооружения (рис. 10.25).
Рис. 10.24 Инъекцирование проходов патрубков через стены резервуаров при протечках: I - монолитная стена емкости; 2 - трубка для инъекции; 3 -патрубок; 4 - раствор; 5 - фланец
Рис. 10.25, Усиление стены и днища резервуара: 1 - инъекционные трубки; 2 - цементный раствор; 3- стена : 4 - днище
381
Процесс инъекцирования предусмагривает подготовку скважин для размещения в бетоне стен или днища инъекционных трубок, их установку и заделку, с последующим нагнетанием водоцементной смеси следующего состава: 1 часть цемента марки 400 и 1,5 части воды по объему.
Протечки в местах стыка с тен с днищем ликвидируются путем торкретирования пристенной части днища, которая предварительно усиливается арматурной сеткой с диаметром стержней 5 мм класса Вр-[ и шагом стержней 100 мм (рис. 10.26 а и рис. 10. 26 6).
Рис. 10.26. Ремонт железобетонных емкостей: а - стыков и днищ; б - заделка трубопровода; в - температурке - деформационного шва; I - стена резервуара; 2 - арматурная сетка; 3 - торкретбетон; 4 - днище; 5 - дополнительный компенсатор; 6 - зачекан-ка цементом; 7 - забивка асбестовой прядью, пропитанной битумом; 8 - трехкулачковая муфта
Ремонт прохода трубопровода через стену осуществляется его герметизацией на участке ввода трубопровода с помощью эпоксидного состава или уплотняющих прокладок. Для уменьшения усилия от нагрева трубопровода и предупреждения деформаций на участках перехода трубопровода через стену вблизи стены располагается компенсатор.
Протечки в области температуря о-деформ ативного шва устраняются путем установки арматурной сетки и последующего торкретирования. При этом полость шва предварительно уплотняется асбестоцементом.
В случае низкой прочности бетона в швах замоноличивания между сборными железобетонными стеновыми панелями и в пазах днища, приводящей к снижению несущей способности, усиление стен и днища железобетонного прямоугольного аэротенка может выполняться путем устройства обвязочной монолитной балки, опоясывающей аэротенк по наружному периметру. Балка по высоте располагается на уровне равнодействующей суммарного горизонтального усилия от давления воды (рис. 10. 27).
382
Рис. 10.27. Усиление стен аэротенка: 1 - контрфорс; 2 - стеновая панель; 3 - обвязочная балка; 4 - места приварки арматуры к каркасам
Внутренние усилия обвязочной балки определяются статическим расчетом приближенно по схеме неразрезной многопролетной балки, загруженной равномерным давлением воды. Контрфорсные участки последовательно располагаются по периметру с шагом 4 - 6 м.
Контрфорсы следует рассчитывать как консольную балку переменного сечения, загруженную сосредоточенной силой на уровне расположения обвязочной балки. Более полную информацию о характере и величинах внутренних усилий и перемещений дает метод конечного элемента [ 194].
Для предотвращения сдвига конструкция фундамента контрфорса предусматривает устройство шпоры.
Усиление внутренней стенки шва обеспечивается укладкой дополнительной арматурной сетки из стержней периодического профиля 020 А-П с шагом 150 мм, которая предварительно должна быть приварена к существующей арматуре в местах перегибов. Новый слой монолитного бетона укладывается на участки монолитного днища, имеющие пониженную плотность “старого” бетона.
В случае, если дефект носит характер разрушения зуба днища и части стен резервуара вследствие недостаточного армирования щелевого паза днища, то усиление поврежденных стен и днища осуществляется путем изготовления второго днища, расположенного над первым. С этой целью в усиливаемом днище устраивают штрабы для приварки арматуры усиления к существующей арматуре и для улучшения сцепления связи между “новым” и “старым" бетоном (рис.10. 28).
Повреждения, имеющие вид трещин в бетоне стыков покрытия или в торкретном слое над ними, нарушающие герметичность покрытия, заделываются путем нанесения дополнительного слоя торкретбетона, армированного стальной тканой сеткой.
383
Рис.10. 28. Усиление днища резервуара: 1 - днище усиления; 1 - "старое" днище; 3 - стеновая панель; 4 - штраба 300 х 40 мм.; 5 - приварка новой арматуры к существующей
Рис 10.29. Усиление кольцевой фундаментной плиты н колонн водонапорного резервуара (Карур, Индия )
384
Для гарантированного сопряжения ‘‘старого” и “нового" монолитного бетона при усилении стен, воронок, балок перекрытий поверхность сопряжения должна быть тщательно подготовлена путем насечки поверхности бетона или устройства борозд, пазов, шпонок, анкеров с последующей промывкой водой перед бетонированием. При усилении методом наращивания рекомендуется предусматривать дополнительную арматуру, расположенную по нормали к поверхности сопряжения. Поперечное сечение арматуры находится расчетом прочности на нагрузку N = (1,4 -? 1,7) Т, где Т -сдвигающее усилие по контактной поверхности. После набора бетоном 80 % проектной прочности рекомендуется также обжать поверхность контакта нормальными усилиями величиной Na = (0,3 - 0,4) Т для повышения надежности сопряжений.
Пример усиления железобетонной кольцевой фундаментной плиты и колонн резервуара системы водоснабжения приведен на рисунке 10.29
10.3.4.	Повышение водонепроницаемости, коррозионной стойкости и износостойкост и стен, днищ и воронок
Повышение водонепроницаемости. Распространенным методом повышения водонепроницаемости стен силосов и резервуаров является покрытие дефектных участков герметизирующими материалами, которые должны обладать свойствами эластичности, хорошего сцепления (адгезии) с бетоном, долговечностью, жизнеспособностью и технологичностью при производстве работ. К числу рекомендуемых материалов относятся; тиоко-ловая мастика АМ-0,5, эмаль ХСПЭ, бу г ил каучуковая мастика КЗХ-2, а также их более современные модификации.
Для повышения водонепроницаемости швов сборных элеваторов используется напыление их слоем пенополиуретана с последующей защитой последнего от воздействия ультрафиолетовых лучей пленкой кремнийорга-нической эмали КО.
Водонепроницаемость стен монолитных силосов с густой сеткой мелких трещин, стен подземных помещений повышается путем пропитки железобетонных элементов полимерными растворами.
Исправление валикового шва между сборными железобетонными элементами стен, образующегося вследствие их смещения из-за дефектов изготовления и монтажа, осуществляется устранением наплывов раствора, расположенных вне ширины шва на стенках силоса, присутствие которых приводит к разрушению и протеканию шва, и последующей запеканки (рис.10. 30). Водонепроницаемость швов может быть повышена при конструктивных решениях его защиты путем устройства противодождевого “козырька” сборного элемента.
Зашита внутренних поверхностей от абразивного износа. Внутренние поверхности бункеров и силосов в основном для сыпучих материалов
385
Рис 10.30. Повышение водонепроницаемости шва между сборными элементами стен силосов : а - дефектный шов, вызванный смещением элементов; б - подготовка шва; в - восстановленный шов; 1 - сопрягаемые сборные элементы; 2 - заполнение шва раствором; 3 - уплотнение шва [180]
промышленного типа в зависимости от характера и интенсивности износа делятся на зоны: 1} участки, поверхности которых подвергаются комбинированному воздействию от удара и истирания (I зона износа); 2) части сооружений, подверженных только истиранию (2 зона износа).
Интенсивность абразивного износа, которая выражается в потере толщины стен и воронок, мм/год, зависит от следующих факторов: сопротивляемости износу материала конструкции или защиты, размеров фракций и абразивных свойств сыпучего, формы и размеров бункера, схемы загрузки и выгрузки, количества сыпучего, проходящего через бункер (силос) в год, химической агрессивности среды [175].
Износ при ударных воздействиях, передающихся на стенку (защиту) бункера, может быть уменьшен путем устройства специальных спусков, уменьшающих высоту падения сыпучего при загрузке бункера; отбойных экранов; передачей энергии удара непосредственно на сыпучий материал.
Ниже рассматривается классификация способов, рекомендованных для защиты поверхностей от удара и истирания (рис. 10.31):
-	защита на упругом основании, состоящая из износостойкого экрана и упругого основания, расположенного между экраном и стенкой бункера (рис, 10.31 а);
-	устройство слоя из специальных сортов резины или износостойких марганцовистых сталей с низким коэффициентом трения толщиной 60 - 90 мм бетона, раствора или камнелитых материалов, кирпича и керамических плиток, пластмасс, резиновых пластин (рис,10. 31 б);
-	'‘самозащита”, представляющая собой искусственно созданный на поверхности слой из сыпучего материала (рис. 10. 3! в);
-	защита из профилированных листов полиэтилена высокого давления (рис.З I г).
Износостойкий экран собирается из отдельных несвязанных элемен-
386
Рис. 10.3J, Защита поверхностей от истирания; а - защита на упругом основании; I  стенка бункера (воронки); 2 - износостойкая плита; 3 - техническая резина; 4  прокладки из технической резинll б - устройство слоя из износостойких матери-алов; I- стенка бункера (воронка силоса); 2 - подстилающий слой 3 - плита защиты; в - "самозащита”, I - стенка бункера, 2 - амортизационный слой; 3 - ограничители сдвига сыпучего материала; г - защита из профилированных листов полиэтилена высокого давления; I - стенка бункера; 2 - профильтрованный полиэтилен; 3 - накладка из гладкого полиэтилена; 4 - гладкий полиэтилен
387
тов (плит), которые крепятся болтами к стене. Материалом плит могут служить металлоцемент или армированное шлакокаменное литье.
Рекомендуемые составы металлоце мента: а) цемент марки 400 и металлическая стружка с соотношением 1:1 и осадкой конуса I - 2 см; б) портландцемент и песок соотношением 1:1 с добавлением НОО кг чугунных опилок на 1 м3 раствора при водоцементном отношении W/C = 0,37.
Для обеспечения требуемой долговечности защитные плиты крепятся в зависимости от прочности их сцепления с основанием. Используются песчаные растворы на основе эпоксидной смолы или цементно-песчаные растворы с предварительным покрытием поверхности клеем.
Ориентировочный срок службы защиты из стальных листов в бункерах в зависимости от абразивных свойств и крупности заполнителя и 1"рузо-оборота составляет от 1 до 6 лет.
Для малоабразивных сыпучих материалов требуемая толщина защиты, расположенной в первой зоне истирания, определяется как [175]:
Д,=	-iff, (№') {10Л)
где Q - количество сыпучего, проходящего через бункер за расчетный срок службы; р = 45 • КР кг3 - эмпирический коэффициент; Hrcti - приведенная высота падения сыпучего; V- часть объема бункера, при заполнении которого прекращается ударное действие; К - коэффициент, учитывающий зависимость износа от числа работающих загрузочных отверстий; N < 3 - коэффициент крепости сыпучего по шкале М. М. Протодьяконова; i - 0,2 -г 1,0 - коэффициент, учитывающий влияние вида истечения на величину износа; к? - удельная глубина износа материала от ударных воздействий от 1,4 до 1040 мм/т; hn - удельная глубина износа материалов от истирающих воздействий от 0,1 до 1,5 мм/т.
Требуемую толщину плит при защите стенок бункеров, расположенных во второй зоне истирания (II зона износа), рекомендуется определять по формуле:
Дг= 193  10-3  Q h„-i №«	(10.2)
гае Q, h„, i, N- см. выше.
Заключения
Реальное поведение сооружений в условиях длительной эксплуатации демонстрирует отличие от особенностей наблюдаемою состояния опытных образцов и моделей вследствие различной продолжительности воздействий, условности расчетных схем, неполного соблюдения условий подобия, технологий изготовления и других существенных факторов, определяющих срок службы.
388
Накопление повреждений в железобетонных конструкциях емкостных сооружений характеризуется неравномерностью, так как износ отдельных конструкций или частей сооружений протекает с разной скоростью.
Наиболее уязвимыми с точки зрения долговечности являются части здания (стены, днища), работающие в условиях значительных переменных усилий и воздействий окружающей среды при наличии трешнн, а также места концентраций напряжений: стыки, соединения, опоры, вставки, анкеры, проемы.
Эти конструктивные элементы характеризуются интенсивностью развития локальных повреждений, требуют повышенного контроля за их состоянием, а также незамедлительных адекватных мероприятий по ремонту или замене быстроизнашиваемых частей сооружения.
Работы но усилению трудоемки, требуют больших затрат и часто выполняются в стесненных условиях объекта, находящегося в эксплуатации; поэтому получили развитие простые приемы и способы усиления.
Усиление конструкций или частей сооружения вносит коррективы в сложившуюся пространственную жесткость из-за разнодеформируемости отдельных элементов конструктивной схемы. Последствия “нового” перераспределения усилий нс всегда удается оценить с приемлемой точностью.
При этом общую цель мероприятий по усилению и замене можно рассматривать как выравнивание долговечности восстанавливаемых и неповрежденных конструктивных элементов сооружений.
389
Приложение I к главе 8. Примеры вероятностных расчетов сроков службы железобетонной стены инженерного сооружения по признаку карбонизации защитного слоя бетона.
Пример /. Железобетонная стена инженерного сооружения толщиной 180 мм армирована двумя арматурными сетками из стержней диаметром 12 мм класса А-iJ. Фронт воздействия окружающей агрессивной среды на внешнюю открытую поверхность стены распределен по поверхности, ограниченной размерами а ив
Закон изменения толщины при неравномерном по поверхности износе имеет вид
У, Ч^К -<PU>sin--------"Sln—
а	b
где <p(t)- закон изменения глубины проникания коррозии.
Определить время карбонизации защитного слоя бетона в центре поля при х=а/2,у=в/2 при следующих исходных данных:
средняя толщина защитного слоя бетона а =20 мм; характеристика безопасности при нормативном значении вероятности надежной (безопасной) работы конструкции Р„=0,9; у„ = 1,28; коэффициент вариации толщины защитного слоя как для конструкции, эксплуатируемой на открытом возду-хе f'o=0,20; математическое ожидание показателя скорости карбонизации К, =2,0 мм/год,л; коэффициент вариации показателя скорости карбонизации К„-’0,15.
Расчет выполняем с применением характеристики безопасности [198] по формуле (8.69)
201 ( 1-J1-(1 = 1,282-0,2- )-(l-],282-0,15’)  I -1,282-0,152
I	J
С 1 - ^1-(0,934) (0,984) Y _ 20; (I -УГ-0,9191 '
1-1,64-0,01 J ” 22 (	0,9836
0,715-1 = —0,72757’ = ^--0,5293 =100 0,5293 =52,9 года
0,9836 )	2"	2‘
Средний срок карбонизации .защитного слоя бетона при у„=0 равен Т = 202/22 = 100 лет.
390
Пример 2. Определить время карбонизации защитного слоя бетона по методике [ 198] с применением прямого логарифмически нормального закона. Основные исходные данные соответствуют примеру J.
Математическое ожидание времени карбонизации защитного слоя бетона вычисляем как
г = ™. (| + и3„ + ЗИ2„ )= ~  (l + 0,2г + 0,151 )= 106,25года
Среднее квадратическое отклонение
Т = ==-4-(к\ + К\,) = У^-4-(0,2г + 0,15!) = 50,0лет
У к4,	’
Коэффициент вариации распределения времени находим как
г-L- 50
г Г 106,25
= 0,4706
Третий центральный момент распределения
ц„ = = -(24К* + 72К4 + 96Н-Г’ )= \ и	W	" хи 7
^-(24-0,24 +72 -0,15J +96 -0,22 0,15’) = = 1000000-(0,0384 + 0,03645 +0,0864) = = 1 ЮМ, 16125 = 161250гот)!
Коэффициент асиметрии распределения
^ = Ш250=1>29
т Г1 50
Находим Лии ст, необходимые для вычисления
< = 4-  ^+ 0,5+4 + +г  7l +0.52-V + 1 + ^Г+О.5ЛГ!- И1-'^'г0.5,Лгг ^| + 0,5 1,29’ + 1.29 у/l + О,52-1,29г +1 + V +0,5 1.29? -1.29  -/ст?5 1 '1.2 9 j=
= 2,413
<т = к- -к + 1 = 1 —Ц- + || = X-1,1717 = Vo, 158 = 0,398
У 14, J У (2,413’ ) v
391
+ 1 = 0,4706-2,413
+1 =0,495
Время карбонизации защитного слоя
Т.„6 = А.  Г = 0,495-106,25 =52,583 года.
Расхождение между методиками (1-го и 2-го примеров), основанными на использовании характеристики безопасности и прямого логарифмически нормального закона, составляет 52,9-52,58/52,58-100 = 0,6%
Приложение 2 к главе 8. Пример определения показателей безопасности и срока службы железобетонной колонны инженерного сооружения, находящейся в условиях длительного нагружения и агрессивной среды вероятностным методом при квазилинейном законе изменения сопротивления [85).
Продолжительность работы и показатели безопасности колонны за время эксплуатации 1^ = 15 лет при длительном действии нагрузки в агрессивной среде находим при следующих исходных данных:
сопротивление колонны R и усилие S подчиняются закону нормального распределения; среднее значение сопротивления RJm,=l,25 МН; дисперсия сопротивления	МН; среднее значение усилия ^„,=0,8
МН; дисперсия усилия №S/=0,0l МН; корреляционный момент распределения сопротивления и усилий CorfR^S,.) = 0
Вероятность безотказной работы P'Za>O}=P{RtrS}=<P(pj.
где Р-- характеристика безопасности; относительное отклонение величины Z=/?-S от среднего значения при нормальном законе распределения; Ф - функция нормального распределения.
/3- = (А, " А, У ^S‘ -Л + 3! S-2ct>v(RS) = (1,25-0,8У ^/0,03+0,01 =2.25
Тогда Ф(2,25)=0,99809=98,809%, то есть в начальный период надежность колонны достаточно высокая. Через время с параметрами Т,„=3 года и SA=0,3 года2 сопротивление колонны снижается по квазилинейному закону с параметрами:
средним значением скорости изменения сопротивления ^ЛгЯ,,=0,04 МН-год-1=0,04 МН/год;
дисперсией скорости S21'7?= КН МН/год2 при ковариации cov(/f(f Тя)=0.
392
Продолжительность работы под нагрузкой в условиях агрессивной среды
г =	+ Д S2Tt = 15-3+ Д -0,3 =50 лет
>/s2 /;+$’-s+r-s1 -Jr
= (1,25-0,8-0,04/)/\/о,03+0,01 +0,0001/! =1,25
Среднее квадратическое отклонение наработки колонны на предельное состояние (стандарт)
S T = (R.-S.-t-t'j/B -К„, = у tf ti	д,И / fr л ,Wf
= (1,25 - 0,8 - 5 0,04>1,25-0,04 =5 лет.
Здесь/ =
Ф( 1,25)—0,9037—90,3 7%.
Средний срок службы
Гж„.т,=^-‘Ж^+^7>15+1>25(5+03)=20,63 года
Приложение 3 к главе 8. Пример расчета железобетонной конструкции на заданный срок службы в формате метода предельных состояний.
Расчет долговечности на стадии проектирования выполняется путем определения требуемого запаса площади поперечного сечения элементов при установлении срока службы и выбора моделей деградации при исходных параметрах внешней среды.
Вследствие деградационных процессов в бетоне и арматуре с течением времени воздействий окружающей среды уменьшаются соответствующие площади их поперечных сечений.
Размеры железобетонной конструкции, предварительное назначенные по результатам расчета несущей способности по методу предельных состояний, должны быть увеличены на величину, соответствующую глубине повреждения коррозия в течение срока службы. Сохранение начального класса бетона или его повышение требует надлежащего экономического обоснования.
Процесс деградации материалов во время эксплуатации конструкции отражен при формулировке несущей способности по нормальному сечению. Блок-схема расчета долговечности комбинированным методом приведена на рис. 8.20.
1.	Исходные данные
Рассмотрена колонна №16 подсилосного этажа сил корпуса из сборного железобетона (см.главу 9, раздел 9.3). Сечение колонны 500x500 мм, 393
продольная арматура 4028 А-ЛI /С=365 МПа, Л,„ = 390 МПа, хомуты 08 A-III, шаг 400 мм. Бетон В 30, Я4 = 17 МПа, Rh„ = 22 МПа, у2 4 - 0,9 (нет условий для набора прочности)
Доверительная вероятность нормативного сопротивления должна быть не менее 0,95 (характеристическое сопротивление). Сжимающее усилие: от постоянных нагрузок N™" = 883 кН, постоянных и временных -Ы,6	= 3051 кН. Коэффициенты надежности по нагрузке: /у, = 1;
= 1,3; /я = l,0-Nl6	N,6 = г 0, так как фактические эксцентриси-
ететы незначительны из-за преобладания продольных сил.
Конструкция эксплуатируется на открытом воздухе. При эксплуатации колонна частично находится в воде из-за затопления подвальной части грунтовыми и весенними водами (водой ас мшенное состояние бетона). В физической модели коррозионных повреждений железобетонной колонны приняты механизмы коррозии под влиянием эксплуатационной среды при совмещении двух процессов:
а)	повреждений поверхностных слоев водонасыщенного бетона при отрицательных температурах в нижней части колонны;
6)	карбонизации защитного слоя бетона и коррозии арматуры в верхней части колонны.
По условиям контакта колонны с внешней средой предполагается боковая фронтальность воздействия агрессивной среды. Коррозия арматуры в трещинах допустимой по нормам ширины раскрытия или наличие допустимых повреждений в защитном слое бетона нс ограничивают эксплуатацию колонны. После завершения срока службы хомуты не должны быть полностью повреждены в трещинах, а защитный слой бетона должен быть толщиной не менее 20 мм, без признаков отслоения вследствие общей коррозии хомутов. Рассмотрен период эксплуатации сооружения при стационарном характере силовых и несиловых воздействий и стабилизированных свойствах материалов. Вяжущее для приготовления бетона - портландцемент.
Начальное значение диаметра поперечной арматуры или других стержней определяется, исходя из условия
^O-Almin	(В
Минимальный начальный диаметр DO|11;„ ~ 2<5iBr + D, где Salr - глубина коррозии; D - минимум диаметра стержня при t =
Минимальная толщина защитного слоя бетона Со min определяется суммированием глубины повреждения бетона с’ и толщины защитного слоя Cmln, установленной проектировщиком при t = /d. Начальная толщина защитного слоя Со принимается в соответствии с требованиями норм.
2.	Предварительный расчет несущей способности колонны
Расчет несущей способности выполняется по методу предельных состояний в соответствии с положениями СНиП 2.03.01-84* [183], исходя из условия надежности для периода эксплуатации, в форме учитывающей 394
статистический разброс параметров нагрузки и прочности материалов, по формула
(2), где характеристические значения усилия и прочности Д/ Rd выражаются как:
$4 = 7/,ijl''/K + 7/.гМ.	(3)
“ я
У„ У,
Площадь поперечного сечения бетона и арматурной стали:
Г	АД п 1 УТ	4тгг/3
А =	; А=—:	<5)
I л	4
При ds = 28 мм, А ~ 2463 мм2 и А = 168219 мм2; Ь = 410 мм, у, = 0, При т>0,7 требуемая безопасность не обеспечивается, так как коэффициент безопасности по сроку службы имеет малое значение.
3.	Расчет долговечности по признаку коррозии бетона и арматуры
Принимаем заданный (назначенный) срок службы колонны гк= 50 лет [Табл. 1.3]. Коэффициент надежности по сроку службы для комбинированного метода у, - 2,5 [Табл. 1.4.]. Тогда расчетный срок службы tj.
td = У/- Ь = 2,5 х 50 = 125 лет
Толщина слоя поврежденного бетона вычисляется как (см. главу 5):
Принимаем следующие параметры формулы [Табл.5.1] :
= 80; c£,,r = 1; C„ir = 1; а - 4;/.( = Rb„ = 22 МПА (ВЗО).
Тогда е '= (8LISt)t = 0,259/ (мм)- толщина слоя поврежденного бетона: d' (Sr/5t)l = 0,3г (мм)- толщина слоя коррозии арматуры; SL/St и Sr!8t - соответственно скорости повреждений для бетона и арматуры.
Определим расчетные параметры долговечности для комбинированного метода:
frf= 125 лет, с' = 0,259x125=32,3 мм. Минимальное значение защитного слоя Cmin = 20 +32,3 = 52,3 мм. Принимаем С = 55,0 мм. Глубина повреждений поверхностного слоя арматуры (толщина слоя коррозии) d - 0,03x125 = 3,8 мм. Диаметр хомутов - 2x3,8 = 7,6 мм. Принимаем dsw’- 10 мм.
Выполняем проверку выбранного защитного слоя и диаметра арматуры на случай общей коррозии. Допускается, что содержание хлоридов в воде низкое; при этом хлоридная коррозия не возникает. Однако в верхней части арматура колонн подвержена повреждениям из-за карбонизации бетона. Определяющей арматурой по отношению к общей коррозии в этом случае являются хомуты.
Определим среднее значения срока службы /Дд) в годах по признаку карбонизации защитного слоя бетона и образования в нем трещин согласно формулам (5.30,5.36,5.38,5.39,5.45) и двухфазной модели процесса (рис. 8.8) 395
'а.,а
80Ct D„r
(7),
где Q = С — Dh - 55 мм - 10 мм = 45 мм - толщина защитного слоя бетона для поперечной арматуры; Dh - диаметр хомутов; сг„, = 1- коэффициент, учитывающий влияние окружающей среды; cair = 0,7 - коэффициент, учитывающий состав воздуха; г - скорость коррозии стальной арматуры перед образованием трещин (12 /ш/год); коэффициенты, зависящие от вида вяжущего : а = 1800, b = -1,7 (для портландцемента) [Табл.7.1] Первое слагаемое (7) характеризует время проникания среды в бетон защитного слоя; второе- время образования трещин в защитном слое вследствие коррозии арматуры в предположении максимально допустимой потери радиуса поперечного сечения арматурного стержня.
i з	451	80x45
р (tL) =  ------------------ст+------= 164,3 года.
k 7 Г/, ...л	10x12
и (tL) = 165 лет> расчетного срока службы, равного 125 лет. Поэтому выбранная толщина защитного слоя приемлема для данного вида деградации.
4.	Окончательный расчет
Определение размеров поперечного сечения колонны принимая t - 1п:
выполняется.
(8),
где
4(бХ , 4IXR
У,
(9)

(10)
Площадь поперечного сечения бетона и арматуры: 4(^) = E*,-2crOz>)?
Л 4Я[4-2</’(^
(12}
4
„	, „ r . 4я [36-2 x3,8f , „	,
Для 4=36 мм л,(го)=-------—-----—=2534 мм2
4
396
^(fo)=[s„-^^iJ^,',cr|-^- = (3789000-2534/1,07)1.28/22 =
166650л(лГ ;
Ьп - 2 x 32,3 = 1666501,Рг; ширина поперечного сечения колонны by = 473 мм. Дальнейшие вычисления даны в табл. 1.
Заметим, что требуемая толщина защитного слоя бетона и ширина сечения колонны могут быть уменьшены путем повышения класса бетона. Для класса бетона В40 минимальная толщина защитного слоя бетона будет 37 мм и ширина сечения колонны составит 444 мм.
Вычисления в последнем столбце таблицы 1 для соответствующих границ безопасности 0т =	- /ц получены, принимая у^ = ур = у* = у5 “
1 и t = ip, Qm = 1576 кН.
При у, = 0 выполнены безопасные границы 6 0 в начале срока службы (f = 0)0 о-2936 кН.
Относительное уменьшение сопротивления R = 0,227. Относительное уменьшение границ безопасности R - S:
т = (0s	)/0^ =	= 0,46, то есть меньше, чем 0,7 (8.45)
2936
5.	Расчет долговечности по признакам коррозии бетона, арматуры и снижения их сопротивления при малоцикловых нагрузках
На данном этапе расчета выполняется суммирование коррозионных и силовых повреждений. В деградационной модели силовых повреждений железобетонной колонны рассмотрен механизм деструкции вследствие малоцикловой усталости под длительным воздействием малоцикловых нагрузок.
Влияние циклических силовых воздействий на сопротивление бетона и арматуры учитываем введением коэффициентов у^-; у,Д149].
Принимаем для начального периода эксплуатации: г = 0; ntV!. = 0; у6у-=ysf~ 1;	- Rt,', завершение расчетного срока службы характеризует-
ся как: г = fD. По данным главы 6 продолжителен ость цикла - 22 дня (15 циклов/ год), общее число циклов за расчетный срок службы в 125 лет равно яс . = 1875, Коэффициент асимметрии цикла р^ ~ 0,3 без учета поправки на перераспределение усилий (глава 9).
ys/ =^+(l-05)ft, = 0,4725 + (1-0,4725)0,3 = 0,631.
St = 1-0,07	= 1-0,528 = 0,4725.
Для конечного периода эксплуатации
Я^(/„)= Я, ху¥ = 17x0,65 = 11,05 МПА.
Влияние перераспределения внутренних усилий в бетоне и арматуре колонны вследствие ползучести бетона было отражено в промежуточном
397
расчете, реализующем теорию старения [126,129], и учтено в значениях этих усилий при f = to (соответственно -7,5% и +2,5%).
Дальнейший расчет долговечности при t - lD выполнен в табл. 1 как для бетона класса В20 (Rt = 11,5ЛОТЛ;/?Мт = 15МПА j
Толщина слоя поврежденного бетона при В20 :
с' = 80x1 х1х4 °’ (15 + 8)' ''4 х; = 0,376xr :tD = 125 лет.
с' = 0,376x125 = 47 мм.
Минимальное значение защитного слоя Cmirt = 20 + 47 = 67 мм.
Табл. 1 Расчет долговечности колонны комбинированным методом
Пред	мритедкный расчет		Расчет долгчисчнгтстн			
		Характер. Тначси кя		Расчетные знамения	Характер, итэчсння	Характер, значении
	1~0	Г-0		/ =	1 ~fv	г=0
>7.|	]. L	1	17.|	1,1	1	1
X/.:	и	1	/,>	1,3	1	1
7л	1.28	1	Гя	1,28	1	Е
Л	L07	1	у.	1,07	1	1
",	971000	883000	у,	2,5	2,5	0
".	2318000	2168000	",	971000	883000	883000
	17	22		2818000	2168000	2168000
й.	365	390	к4	17	22	22
D=dt	28	28		365	390	390
Л,	2463	2463	с„.	20	20	20
Л	]68219	158219	d.	(5	15	(5
b	4(0	410	1	50	50	50
S	3789000	305(000		125	125	125
к	3789000	3051000		0,259	0,259	0,259
R-S	0.12	1610388		32,3	32,3	0
Про&ерка трещи ностойкости защитного слоя бетона			Cz»	52 J	52,3	20
С	55		с;	55	55	55
	8		дг/Sf	0,03	0,03	0.03
	10		,d'(h)	3,8	3,8	0
С.	45		=-	38	38	28
*-^Г,	1			36(40)	36(40)	36
	ОД			28	28	36
	22			2436	2436	407!
	1800					
ь	-«,7			473	473	473
t	12		TO J	Е66650	(66650	199980
			R	37R9000	4626870	5987250
			R-S	0,12	157S900	2936250
			Проверка деградации конструкции			
			Относительное уменьшении R=O,227			
			Относительное уменьшение R-S-’0,46			
398
Табл.1. Расчет долговечности колонны комбинированным методом
fпродолжен ие)
Расчет долговечности по признакам коррозии бетона л арматуры и малоцикловой усталости
	Расчетные значения	Характер, значения	Характер, значения
	* ~ ri>	1 “	1=0
У,	2,5	2,5	0 млн 1
Я,	17	22	22
>>	0,65	От65	1,0
	11,5	15	22
С™	20	20	20
d, = .0™	15	15	15
	50	50	50
	125	125	125
6LI6)	0,376	0,376	0,376
с'	67.0	67,0	0
<;	67	67	67
4k)	2463(2648)	2463(2648)	4071
4.	625	625	625
4(0	240918	240918	27429S
S	3789000	3051000	3051000
R	3789000	4647240	5702025
R-S	0.12	1596240	2651025
Проверка деградации кокструкими			
Относительное уменьшение R-0T227			
Относительное уменьшение R-S=0,465			
4 (1,, )= (3789000-2648х390/],07)х 1,28/15 =240967 мм:;
/>„ - 2x6,7 = 2409681'2 ;	=624,8 мм, принимаем - 625 мм,
Й(/J	+ V-”* = 240968 -15 + 2648 - 390 = 464740 Н.
Г,
R (/„ )= 274289 • 15 + 4071  390 = 5702G25 Н.
399
Приложение 4 к главе 3.
Таблица 1.Оценка технического состояния конструкций инструментальными методами.
№	Изучаемая характеристика Инетрументальный метод	Детальные признаки по категориям технических состояний
]	2	3
1, 2. 3.	Прочность, деформации и структурные изменения бетона По ГОСТ 22690-BS Отрыва со скалыванием (приборы ГПНС-5. ПИБ) Скапывание ребра (прибор ГПНС-5, ПИБ, устройство УРС-2) Упругого отскока (прибор КМ, склерометр Шмидта) Пластических деформаций (приборы ПМ-2,У-22) Ударного импульса (прибор ВСМ) По ГОСТ 17624-87 Ультразвуковой (приборы бетон-] 2, УК-14П. УФ-ЮП) Массивные конструкции Испытания высверленных из конструкции кернов Толщина защитного слоя, положение, диаметр и механические характеристики арматуры ПоГОСТ 22904-78 Магнитный метод (приборы ИЗС) По ГОСТ 17625-83 Радиационная дефектоскопия (малогабаритные бетатроны Т1МБ-6 и МИБ-4} Испытания образцов на силовом оборудовании Ширина раскрытия трещин и прогибы. Приборы МПБ-24, МИР-2, измерительный инструмент, индикаторы и прогкбомеры Расположение дефектных конструкций, стыков; осадки и крены. Геофизические методы. Оборудование для фотосъемки	1-я категория: прочность бетона не ниже проектной, скорость ультразвуковых воин (У ЗВ) более 4 км/с; класс бетона но водонепроницаемости менее на 1 ступень 2-я категория; прочность бетона основного сечения не ниже проектной,, скорость У ЗВ 3-4 км/с, класс бетона по водонепроницаемости на 1 ступень ниже 3-я категория: снижение прочности бетона до 26-30 %, прочность основного сечения бетона if иже проектной, скорость У ЗВ менее 3 км/с |-я н 2-я категории. Глубина нейтрализации бетона не превышает защитного слоя. Потеря площади сечения рабочей нснанря-гас мой арматуры из-за коррозии нс превышает 5 % 3-я категория; потеря площади сечения арматуры и закладных деталей более 5 % |-я и 2-я категории. Величина прогиба и раскрытия трещин не превышает допустимых значений по нормам. 3-я к 4-я категории. Ширина раскрытия трещин, вызванных эксплуатационными действиями на уровне арматуры, превышает допустимую по действующим нормам. 5-я категория; прогибы изгибаемых элементов превышают 1/50 пролета при наличии трещин более 0,5 мм 3-я категория. Средние осадки силосных корпусов более 40 см, крем - более 0,044. 4-я категория. Крен силосного корпуса более 0,012
400
Таблица 2. Оценка технического состояини железобетонных емкостных сооружении по внешним признакам
Категория технического СОСТОЯНИЯ	Признаки силовых воздействий	Признаки воздействий внешней среды
1	2	3
3	Трещины в растянутой зоне бетона до 0,3 мм	Следы коррознн распредел ител ьной арматуры. Выщелачивание и частичное разрушение бетона на уровне жидкости. Отдельные механические повреждения бетона, не превышающие 5 % сечения. Частичное разрушение антикоррозионного покрытия стальных закладных деталей и конструкций. Коррозия на отдельных участках с поражением до 5% сечения. Разрушение отмосток вокруг сооружения
3 4 5	Трещины и растянутой зоне бетона до 0,5 мм Наличие трещин шириной 6ол«е 0,5 мм в стенах, днище и покрытии. Разрушение переходных мостков я лотков. Расстройство стыков сборных элементов покрытия со взаимным их смешением. Заметные на глаз осадки н крен сооружения Ширина раскрытия нормальных трещин а стенах, днище и покрытии более 1 мм. Выпучивание арматуры и смятие бетона в колоннах. Разрыв отдельных стержней рабочей арматуры в растянутой зоне и хомутов. Прогибы изгибаемых элементов покрытия и стен более 3/50 пролета при наличии трещин в растянутой зоне	Образование продольных трещин вдоль арматуры от ее коррозии, местами обнажение арматуры из-за разрушения бетона, разрушение бетона на глубине защитного слоя бетона. Пластинчатая ржавчина на стержнях оголенной арматуры а зоне продольных трещин в бетоне нлн на закладных деталях (коррозия стали до )0 %). Снижение прочности бетона стен, днища, покрытия до 20 %. Разрушение бетона и протечки отдельных стыков сборных стен. Протечки водоводных лотков. Коррозия закладных деталей до 15 %. Отслоение к разрушение защитною слоя степы с оголением арматуры. Снижение прочности покрытия до 30 %. Коррозия арматуры до 15 % сечения закладных детален - до 25 % сечения. Потеря герметичности покрытия и стен. Коррозия арматуры стен и покрытий более 15% сечения. Оголение всего диаметра рабочей арматуры изгибаемых элементов стен и покрытия, снижение прочности бетона более 30 %, Коррозия стальных несущих закладных деталей более 30 %.
401
Таблица 3. Оценка технического состояния железобетонных силосов по внешним признакам
Категория технического СОСТОЯНИЯ сооружения	Признаки силовых воздействий	Признаки воздействий внешней среды
1	2	3
2 3 4 5	Вертикальные трещины а стенах до 0,3 мм ТрСШМКЫ R Г1ПЛСНЛЛСНЫХ воронках до 0,5 «м. Трещины вертикальные в стена* силосов и раскрытием до 0,S мм при длине менее I/4IE, где Г1 -высота стен силоса. Трещины горизонтальные с раскрытием дС L мм, расположенные через 1 -2 м по высоте, Отдельные бреши ко внутренних стенах размером до 40x40 см Без выпученностм Бетона в зоне брешей н трещин, Отходящих лт брешей Трещины в нпдендосяых воронках до 1 им. Вертикальные греши нм в стелах с раскрытием до 1 мм при длине трещин Более 1/4 Н при коли-честое нв более 3 ня одном снлосс. Отдельные бреши в наружных стенах снлоса размером 40x40 см без выпученногтей бетона в зоне брешей И трещин, отходящих от брешей. Выпучивание стен силосов, домкратных стержней Трещины в силосах с раскрытием более 1 мм при их длине более к/4 Н к числе болен 3-х на одном силосе. ГОрИчОНТИЛЬЕСЫе ТрС'ЩННЫ раскрытием более 0,5 мм через 15-30 см л кадкапкгальной зоне или в простенках стен, над фундаментом плиты. Сетка пересекающихся горизонтальных и вертикальных трещим с раскрытием более 0,5 мм на отдельных участках. Смятмс бетона по горизонтальным швам бетонирования и oi-дельных силосЯх. Бреши в наружных стенах силосов размером белее 40x40 см при наличии выпученно-стсй в зоне брешей. Выпучивание домкратных стержней с обрывками гпризомпсшиоЛ арматуры. Сдвиги участков стен снлосоя по горизонтальным плоскостям, 'Е'рсщкны а под силосных воронках раскрытием более 1,0 мм. Число деформированных колонн более 30% при сосредоточен ном нк расположении	Горизонтальные трещины до 0,2 мм от усадки бетона. Следы коррозии распределительной арматуры. Изменение окраски бетона. Част ич ное разруше ине анти корроз ион кого покрытия стальных закладных деталей. По-врожден не отмосток вокруг силосов. Отслоение адщнтноз-п слоя бетона и обнажение арматуры ич-зи разрушения бетона на Отдельных участках стен. Коррозия арматуры до 10 %. Разрушение защитного слоя бетона с оголением арматуры, Коррозия арматуры до 15 % сечения, Снижение прочности бетона фундаментальной плиты до 30 %. Уменьшение сечения СТАЛЬНЫХ ЪОрОЕСОК от истирания до 25 % сечения Коррозия арматуры более 15 % сечения. Снижение прочности бетона фундаментной гипгты более 30 %. Уменьшение сечения стальных воронок пт истирания более 25 % сечения. Обрушен не части подсилосных конструкций- Протекание воды в силосе. Количество ипвреждепнык коррозией стержней 10-30 % гери их концентрации на отдельных участках.
402
Приложение 5 к главе 8.
Таблица 1. Значения коэффициентов ц, Д и а,, Д = 3,8 при =6, л=1 [55]
тп	X,	А	сст
0,00)	1,00	0,00	0,00
0,1	1,23	0,39	0,20
0,2	1,44	0,73	0,37
0,3	1,63	1,05	0,51
0,4	1,83	1,38	0,64
0,5	2,02	),71	0,75
0,6	2,23	2,06	0,84
0,7	2,46	2,43	0,91
0,8	2,70	2,84	0,96
0,9	2,97	3,29	0,99
0,999	3,28	3,79	1,00
Таблица 2. Значении коэффициентов к, Д и а,, Д = 3,1 при vD = 0,6, л=1 [55]
m	У,	А	а,
0,001	1,00	0,00	0,00
0,1	1,16	0,27	0,17
0,2	1,32	0,53	0,33
0,3	1,47	0,79	0,48
0,4	1,63	1,05	0,61
0,5	1,79	1.32	0,72
0,6	1,97	1,61	0,82
0,7	2,15	1,92	0,90
0,8	2,36	2,27	0,95
0,9	2,59	2,66	0,99
0,999	2,86	3,10	1,00
403
Таблица 3. Значения коэффициентов у, Д и а„ Д = 2,5 при vD = 0.6, я=1 [55]
m	У,	Р,	Й,
0,001	1,00	0,00	0,00
0,1	1,11	0,19	0,15
0,2	1,22	0,37	0,29
0,3	1,34	0,57	0,43
0,4	1,46	0,77	0,56
0,5	1,59	0,99	0,69
0.6	1,74	1,23	0,79
0,7	1,89	1,49	0,88
0,8	2,07	1,78	0,95
0,9	2,27	2,11	0,99
0,999	2,50	2,50	1,00
Таблица 4. Значения коэффициентов у,, Д и а(1 Д = 1,5 при vB = 0,6, я=1 [55]
m	У,	Р,	
0,001	1,00	0,00	0,00
0,1	1,04	0,07	0,10
0,2	1,09	0,15	0,20
0,3	1,15	0,25	0,32
0,4	1,21	0,35	0,44
0,5	1,28	0,47	0,57
0,6	1,37	0,62	0,70
0,7	1,47	0,78	0.82
0,8	1,59	0,98	0,92
0,9	1,73	1,21	0,98
0,999	1,90	1,50	1,00
404
Библиографический список
1.	Alekseev, S. N., Ivanov F. M. Durability of reinforced concrete tn aggressive media-1993, A. A, BALKEMA PUBLISHERS, 394 pp
2.	C. IL Алексеев^. M. Иванов, С Модры, Л. Шиссель. Долговечность бетона в агрессивных средах. - М.: Стройиздат. 1990г. -320 с.
3.	Александровский С. В., Бондаренко В. М.Ф Прокопович И. Е. Приложение теории ползучести к практическим задачам железобетонных конструкции / /. В к к.: Ползучесть и усадка бетона / НИИЖБ Госстроя СССР. - М.: Стройиздат. 1976. - С. 56- 62 4, Алмазов В. О.» Забегаев А. В., Попов Н. Н.» Расторгуев Б. С ,Пухонто Л. М.Ф Фомичев В. И., Плотников А. И. Прогнозирование поведения железобетонных конструкций при сложных воздействиях природного и техногенною характера. Изв. вузов. Строительство и архитектура. Nil. 1994
5.	26. Алмазов В. О. Железобетонные конструкции сооружений для добычи нефти Диссерт. насоиск.уч. степени док. техн, наук М. 1990
6	Афанасьев А. А., Матвеев Е. П.К оценке надёжности реконструируемых зданий'. Теоретические основы строительства. Сборник научных трудов Московского государственного строительного университета и Варшавского политехнического института. M.t 1996. С. 282- 286
7,	Ахметзянов Ф. X. К оценке остаточного ресурса железобетонных конструкций при накоплении повреждений. Из в. вузов. Строительство и архитектура. N2. 1992, с 6-9.
8.	Баженов Ю. М. Бетоны повышенной долговечности. Материалы международной конференции “ Долговечность и защита конструкций от коррозии14, Москва, 1999, с.43 - 48
9.	Барбакадзе В. Ш , Иванов В. B.t Микульский В. Г., Николаев И. И. Долговечность строительных конструкций и сооружений из композитных материалов..- М.; Строй-нздат, 1993 - 256 с.
И), Bazant Z. P.t Kazemi М. Т. Determination of fracture energy, process length and brittleness Number from size effect with application to Rock and Concrete. / / International Journal of Fracture. 1990. No 42. P 111-131
11. Brasholz, A. Handbuch dec Anstrich - und Beschichtungestcchnie.’ Untergrundc, Applikationsmefooden.  2 (lurch geschene Aufglag. * B; Bauverlag GMBH 1989.- 435 s. 12. Beeby, M W. Design for life. Proceedings of the International Congress: Concrete 2 000. Economical and durable constructions through excellence 1994. Dundee. Scotland, pp 37-51
13.	BjcgovieTD.* KrstictV., Miculic, D. and Ukrainczyk V. C-D-c-t diagrams for practical of concrete durability parameters. Cem. and Concr. Res. January 1995, Vol. 25. N JT pp 187-189.
14.	Bilcik, J. Prediction of service life with regard to reinforcement corrosion. Slovak journal of civil engineering, vol 3T 1994 / 2&3 (Bratislava)
15.	Байков В. H., Сигалов Э. E. Железобетонные конструкции. Общий курс. Учеби. для вузов. - 5-е издание. М.; Стройиздат. 1991-767 с.
16.	Байков В. Н., Горбатов С. B.s Дмитриев 3. А. Построение зависимости между напряжениями и деформациями сжатого бетона по системе нормируемых показателей.- / Изд. вузов. Строительство,- 1981 -№ 6 - м 74-76
405
17.	Баласанов Ю. Г., Двойников А. Н., Королева М. Ф. в др. Прикладной анализ временных рядов с программой “ ЭВРИСТА”, М.: Центр СП “ Диалог “ МГУ им. Ломоносова. 1991. с
18.	Бедов А. И., Сапрыкин В. Ф. Обследование и реконструкция железобетонных и каменных конструкций эксплуатируемых зданий: Учебное пособие.- М.: Издательство АВС, 1995 -192 с.
19.	Беидат, Дж., Пирсол А. Прикладной анализ случайных данных: Пер. с англ. Мир, 1989 - 540 с.
20.	Bijen J. Blast Furnace Slag Cement.: SUP, the Netherlands, 1996. 62 p
21.	Берг О. Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. - М.: Госстрой издат. 1961,- 176с
22.	Биоповреждения в строительстве / Под ред. Ф. М. Иванова, С. Н. Горшина.- М.: Строй издат. 1984
23.	С. Bob. Probabilistic assessment of reinforcement corrosion in existing structures. Proceedings of the International Conference held at the University of Dundee, Scotland, UK.I996.pp. 17-28
24.	Болотин В. В. Методы теории вероятностей и теории надежности в расчетах сооружений. М.: Стройиздаг. 1982, 351 с.
25.	Болотин В. В. Прогнозирование ресурса машин и конструкций. М.: Машиноведение. 1984.с
26.	Болтянский Е, 3. и др. Эксплуатационная надежность адеваторов.:М: Колос, 1976, 232 с.
27.	Бондаренко В. М.,Бондаренко С. М. Инженерные методы нелинейной теории железобетона. -М.: Стройиздаг, 1982-287 стр.
28.	Бондаренко С. В., Санжаровский Р. С. Усиление железобетонных конструкций при реконструкции зданий. - М.: Стройиздат. 1990 - 352 с
29.	Бондаренко В. М., Иосилевский Л. И., Чирков В. П. Надежность строительных конструкций и мостов. М.: - РААиСН. 1996. 230 с.
30.	Бондаренко В. М.. Прохоров В. Н., Римшнн В. И. Проблемы устойчивости железобетонных конструкций. Бюллетень строительной техники. Из - во БСТ. Мя 5, 1998, с.13-16
31.	Боле. Д„ Дженкинс. Г. Анализ временных рядов: прогноз и управление. Вып.1 Мир, М.: 1974. 406 с.
32.	Бойл Дж., Спенс Дж. Анализ напряжений в конструкциях при ползучести. М.: Мир. 1986, стр.352
33.	BSI (1992). BS 7543. Guide to Durability and Building Elements, Production and Components. British Standards Institution. London, pp. 48
34.	Варламов A. H., Гусев П. M., Пятенков В. M. Строительство зерно-перерабатывающих предприятий. -М.: А грог [ром издат, 1989. - 232 с.
35.	Varga J. Structural Problem and Rehabilitation of Concrete Silos and Bunkers. Proceedings of the 3rd Conference on Concrete. 1-3 May 2000. Tehran -Iran. Amirkabir University of Technology. 605, pp. 1-8.
36.	Варгас T. Равновесие оболочки co случайными дефектами. Симпозиум по проблемам взаимосвязи проектирования и возведения оболочек. М.: Стройиздат, 1966, 6 с.
37.	Вершинина Н. И. Трещнностойкость преднапряженных стен сборных цилиндрических зерновых силосов: Автореф. дне. канд. техн. наук. М.: -НИИЖБ. 1984,- 20 с.
406
38.	Vesikary, E. Lifetime factor method in durability design of concrete structures. Proceedings of the radical concrete technology Inter. Congress: Concrete in Ute Service of Mankind. 24- 28 June 1996, Dundee, Scotland. UK., pp 443 - 454
39.	Галюк В, X., Почтовик П. Г.,Шаршуков Г. К. Анализ режима нагружения вертикальных цилиндрических резервуаров. Нефтяная промышленность.,С ер.: Нефтепромысловое дело и транспортировка нефти. J 984,вып. 11,стр. 32-34
40.	Долговечность строительных конструкций Теория и практика зашиты от коррозии. -М.: Центр экономики и маркетинга, 2002 г. - 376 с.
41.	Гвоздев А. Л. О некоторых направлениях в теории деформирования и длительной прочности бетона..- В кн.: Прочностные и де формативные характеристики бетона и железобетона. М., НИИЖБ. 1981. с, 42-47
42,	Гениев Г. А. Вопросы динамики сыпучей среды. Сб. трудов ЦНИИИГ1С, вып.2 -М.; Госстройнздат.- 1958
43.	GlanvillJ., Neville A., Sommervillc. G, Prediction of Concrete Durability, E & FN Spon, 1996, 208 p.
44.	ГОСТ 25101- 83. Расчеты и испытания на прочность. Методы схематизации случайных процессов нагружения элементов машин и конструкций и статистического представления результатов. Госстандарт СССР. M.I983, стр.29
45.	ГОСТ 23604-79. Надежность в технике. Статистическая оценка на гружен но ст и машин и механизмов. Методы обработки данных на гружен ноет». Общие положения. Госстандарт СССР М.-Е979, стр.29
46.	ГОСТ 15476- 79. Управление качеством продукции. Основные понятия, термины и определения.- Мл Издательство стандартов., 1986
47.	Гузеев Е. А., Бондаренко В. M.t Савицкий И. В. Интегральный метод оценки напряженно - деформированного состояния железобетонных элементов в случае воздействия агрессивной среды и силовой нагрузки. // НИИИЖБ - М.: Стройиздаг, 1984, 48. Гусев А. С. Сопротивление усталости и живучесть конструкций при случайных нагрузках. - М.: Машиностроение, 1989 - 248 с
49.	Гусев Б. В.т Файвусович А. С., Степанова В. Ф.т Розенталь Н. К.. Математические модели процессов коррозии бетона. М.:11 Тимр", 1996 -104 с
50.	Гузеев Е. А., Леонович С. И. Милованов А. Ф., Пирадов К. А. С ей лаков Л- А. Разрушение бетона и его долговечность .-Мн.: Тыдзень^ 1997.-3 70 с.
51.	Гуща Ю. П.,Ларычева И. Ю. Ширина раскрытия и условия закрытия трещин в изгибаемых элементах при действии длительной нагрузки переменного уровня..- В кн.: Прочностные и деформативные характеристики бетона я железобетона. М., НИ-ИЖБ. 1981. с.95-105
52.	Гуч кин И. С. Диагностика повреждений и восстановление эксплуатационных качеств конструкций:Учебное пособие.- М. Издательство АСВ, 2000 - 176 с.
53.	Detievsen, О. and Munch- AnderseriJ. Empirical Stochastic Silo Load Model. 1. Correlation Theory. Journal of Engineering Mechanics. Sept. 1995. Vol. 121 No.9,pp. 964-973,
54,	Dhir, RK., Jones. MD. and Ahmed, Hen. Concrete durability Estimation of chloride concentration during design lite. Mag. ofConcr. Res., Vol. 43, No. 152. pp 37-44
55.	Durability design of concrete structures. Report of R1LEM Technical Committee 130-csl. Edited by A. Sarja and E. Vesicary E & SPON. p l 65
56.	Dontcn, K., Knauff, M. and SadovskL A. Wzrnocnienie przez sprezenie zbiomika na wode przemyslowa. Konferencja naukovo techniczna: A WAR. IE BUDOWLAN’E,
407
Szczecin miedzyzdroje. 26-28 Maja,1994,om2. Referaty. Politechnika szezinska. Wydzial udownictwa i architecture, pp 395-402.
57.	Добромыслов A. H. Исследование надежности конструктивных систем. Промышленное строительство. 1989. Т 12, с.20-22
58.	Долговечность строительных материалов и конструкций. Тезисы докладов международной научной конференции. Издательство Мордовского университета.: Саранск, 1995,стр 95
59.	Durable Concrete Structures. СЕВ Design Guide, №182. Thornes Telford, 1992, 128 pp.
60.	Jenike, A. W., Johanson, J. R. On the Theory of Bin Loads. Journal of Engineering for Industry. Trans ASME, vol. 91, 2, 1996
61.	EUROPEAN COMMITTEE FOR STANDARDIZATION, European prestandard env. 1992-1- 1. Eurocode 2: Design of concrete structures Part I General rules and rules for buildings., CEN.,. December 1991, Brussels,253 p.
62.	Забегаев А. В. Расчет железобетонных конструкций на аварийные ударные воздействия. М.: 1995, с.
63.	Зайцев Ю. В. Механика разрушения для строителей. Учебное пособие для строительных вузов. -М.: Высшая школа, 1991- с.288
64.	Застава М. М. Изменчивость длительной прочности и её влияние на расчеты надежности сжатых железобегонных элементов. Изв. вузов. Строительство и архитектура. N 2. 1993,с
65.	Злочевский А. Б. Экспериментальные методы в строительной механике. М.: Стройиздат, 1983 - 192 с.
66.	Зсрцалов М. Г. Структурная модель деформирования и разрушения горных пород и бетонов и се использование при решении инженерных задач. Диес, на соискание степени док. техн, наук, МИСИ. Москва. 1992. 448 с.
67.	Иванов Ь. М.,Гамодич В. Я.,3амоченюк А. 11. Давление зерна в силосах диаметром 12 м. -В кн.: Исследование нагрузок и воздействий,совершенствование методов расчета и конструктивных решений сооружений силосного типа для зерна и продукции перерабатывающих отраслей АПК. -М.: 1989-е.18-33
68.	Иоснлевский Л. И., Носаре в А. В., Чирков В. П. н др. Железобетонные пролетные строения мостов индустриального изготовления (Конструирование и методы расчета). М.: Транспорт, 1986 - 216 с.
69.	Иссерс Ф. А. Сборные железобетонные силоса зерновых элеваторов из элементов высокой заводской готовности: Автореф. дис. докт. техн. наук.-М., 1985
70.	Callocot R. A. Structural Integrity Monitoring. London- New- York. Capman and Hall Ltd. 1985
71.	Keith Green J., Perkins Ph, H.: Concrete Liquid Retaining Structures Design. Specification and Construction. Applied Science Publishers LTD. London. 1980.
72.	Kobiak, J, Strashurski, W. Konstrukcie zelbetowe tom 4,Arkady Warszawa. 1991, pp. 170-509
73.	Кац А. С. Расчет неупругих строительных конструкций. - Л : Стройиздат, 1989.-С. 103-104
74.	Карпенко. Н. И., Мухамед и ев Т. А., Ерышев В. А., Кузнецов А. К. Расчет железобетонных стержневых конструкций при немногократных повторных и знакопеременных нагрузках. Учебное пособие. - Тольятти: ТолПИ, 1989 - 111 с
408
75.	Карпенко Н. И. Общие модели механики железобетона.-М.,Строн издат, 1996, с.416
76.	Карпенко Н И. Теория деформирования бетона с трещинами -М.: Стройиздат.-1976. - с. 208
77.	CLIFTON R J. Predicting the service life of concrete. AC I Materials Journal, November-December 1993, No. 6, pp 611 -617,
78.	Королева И. С. и др. Особенности восстановления эксплуатационной надежности встроенных силосов на мельницах и комбикормовых заводах. М.: 1987.-с.47-53
79.	Котляревский В. А., Кочетков Е. А., Носач А. А., Забегаев А. В. Аварии и катастрофы. Предупреждение и ликвидация последствий. Ч. L II ,111, Издательство АС В, 1995, 1996,1998
80.	А. И Кикцв, А. А. Васильев, Б. Н. Кошутии, Б. И. Уваров, Ю. Л. Больберг. Повышение долговечности металлических конструкций промышленных зданий. 2-е издание. М.: Стройяздтт, 1984.-301 с.
81	Кириллова А. М Лякина Л. И. Особенности разрушений силосов зерновых элеваторов на примере Казахстана к Киргизии / В сб.: Сейсмостойкие конструкции зданий и транспортных сооружений.- Фрунзе: ФПИ, 1985.- С. 58-63
82.	Краковский А. Б.Лодвальный А. М. Долговечность изгибаемых элементов при циклическом замораживании и оттаивании /Бетон и железобетон.-1986.,№ 1,етр19-21 S3. Крамер Е. Л. Исследование пространственной работы строительных конструкций в стадии эксплуатации. Диссерт. на сонск. уч. степени док. техн, наук М.2000
84.	Кричевский А. П. Расчет железобетонных инженерных сооружений на температурные воздействия. - М.: Строимздат, 1984,- 148 с.
85.	Кудзис А. П. Оценка надежности железобетонных конструкций. ВильнюстМокс-л ас, 1985-156 с.
86.	Kumar, Ram. Prediction of Long Term Behaviour and Performance of Concrete Structures. International Conference on Maintenance & Durability of Concrete Structures (March 4-6, 1997. J NT University, Hyderabad, India, pp.245 -247
87.	Лагунова В. А., Михаяевская И. В., Бакановичус С. А., Шевченко Е. Д. Исследование долговечности бетона на основе кинетической теории прочности. В км. Материалы конференций и совещаний по гидротехнике.; Расчетные предельные состояния бетонных и железобетонных конструкций энергетических сооружений (ПРЕД-СО-90). ВНИИГ им. Б. Е., Веденеева, 1991, с253-257
88.	Латышев Б. В. Практические методы расчета железобетонных силосных корпусов. -Л,: Стройиздаг, 1985, - 192 с.
89.	Леонович С. Н. Трещи ностой кость и долговечность бетонных и железобетонных элементов а терминах силовых и энергетических критериев механики разрушений. -Мн.; Тыдзень, 1999.-264 с.
90.	Лесников С. В. Прогнозирование долговечности элементов конструкций под действием случайной нагрузки. Из в. вузов. Строительство и архитектура. N1. 1995,с
91.	Лужин О. В., Злочевский А. Б. и др Обследование и испытание сооружений / М.. Строниадат -1987 - С. 238
92.	Лужин О. В.т Ермилова Е. Н. Основы расчета строительных конструкций на надежностью/чебное пособие. Моск, ннж.-строит, ин-т им. В. В. Куйбышева. М., 1989. 100 с.
93.	Many К., Sreenath Н. D. Service Life Prediction and Corrosion Protection Methods in Reinforced Concrete Structures - Problems and Possibilities. International Conference on
409
Maintenance & Durability of Concrete Structures (March 4-6, 1997, JNT University, Hyderabad, India, pp.257 - 266
94.	McKay H. A.,Hardy J. A. Design and Construction of the World’s Largest inverted Cone Silo. 3-rd International Conference on the concrete future: concrete quality. Kuala-Lumpur March I994,,pp.l 19-126
95.	MAZARS JXHAVAMIAN S., RAGUNEAU F., EFfCQS: (1998) A simplified finite element technique in predicting the behaviour of R. C. structures under severe loadings. The French technology of concrete Congress. De La FIP 98, Amsterdam, AFRC-AFREM,pp 59-73
96.	Mehta R K. Concrete technology al the crossroad. Problems and opportunities/. ACI, SP- 144, 1994, pp I -30
97.	Mehta, P. K,, Paulo J. M., Monte ir, O. Concrete, Microstructure, Properties and Materials. Indian Edition, Indian Concrete Institute, 1997. pp.548
98.	Мельникова Л. А. Аварии и деформации железобетонных силосных корпусов (зернохранилищ) и их причины. Труды Харьковского сельскохозяйственного института. 1977. т.237,с.32-39
99.	Мнрсояпов И. Т, Выносливость железобетонных конструкций при режимном нагружении. Учебное пособие. Иванов, инж.-строит, институт. Иваново.-88 с.
100.	В. М. Москвин, Ф. М. Иванов, С. Н. Алексеев, Е. Л. Гузеев. Коррозия бетона и железобетона. Методы их защиты. М.: Стройиздат. 1980 г.- 536 с.
101.	Молодченко Г. А. Надежность сооружений силосного типа.-Харьков 1981. 15-17 с.
102,	G. A. Molodchenko. Reconstruction of reinforced concrete cylindrical silos. Proceedings of the International Congress IASS - 98. Vol. 2 June 22 -26, 1998. Moscow, Russia, pp. 831 - 836
103.	Молодченко Г. А. Железобетонные силосы с рациональным формированием технологических воздействий. Диссертация, на соиск. ученой степени доктора техн, наук. Харьков,2000 -34 с.
104.	Natke Н. G., Doll Н., Hildebrant Р., Scbutze М, Bridge condition assessment using ал expert system. Structural Engineering Review. VoL7. Number 3. August 1995, pp165’180
105.	Nevill A. M. Properties of Concrete. Third Edition, Longman Scientific & Technical. London, 1994
106.	NORWEGIAN COUNCIL FOR BUILDING (NBR), Norwegian Standard NS 3473E. Standardisation concrete structures. Design rules ,4-th edition, Nov. 1992. pp 68, 107. Надежность и эффективность в технике, том 5. Проектный анализ надежности” под редакцией д.т.н Патрушева В.Н. и Рембеза.:М. Машиностроение, 1988, 317 с.
108.	Новожилов В. В., Кадашевич Ю. И. Ми крона пряжения в конструкционных материалах - Я.: Машиностроение, 1990 - 223 с.
109.	Noguchi, Т, at all. Model Code for Concrete Materials and Constructions Ensuring High Durability of Concrete Structures. International Conference on Maintenance & Durability of Concrete Structures (March 4 - 6T 1997, JNT University, Hyderabad, India. pp.174 - 179
110.	Овчинников И. Г,Айндбеков А. И.,Кудайбегов H. В. Инженерные методы расчета конструкций, эксплуатирующихся в агрессивных средах. Учебное пособие: Алматы, РИКТ 1994, 132 с.
111.	Орехов В. Г., Зерцал os М. Г. Механика разрушении инженерных сооружений и горных массивов. Учебное пособие.- М.; Из-во АСВ. 1999.-330 с.
410
112,	Панасюк В. В, и др. Механика разрушения и прочность материалов; Справочное пособие в 4-х томах. Киев.: Наук. Думка. 1988
113.	Панченко Л. И. Оценка долговечности бетона по характеристикам трещиностойкости, Иза. вузов. Строительство и архитектура. N12. 199 5,с
114.	Павлов С. П.,Семенов В. Б. Нормирование требований к трещиностойкости стен зерновых силосов. В khj Исследование нагрузок и воздействий, совершенствование методов расчета.. М.: 1989-с.4-8
II5.	Пирадов К. Л.» Гузеев Е. А. Механика разрушения железобетона. Москва/ НИ-ИЖБ.1998, 190 с.
116.	Попов Н. Н., Забегаев А. В. Проектирование и расчет железобетонных и каменных конструкций: Учебник для вузов.- М.: Высш ан школа, 1989 - 400 с
117.	Почтовик П. Г. Анализ напряженно-деформированного состояния цилиндрических сосудов давления с технологическими дефектами при повторно- статическом на-гружении.-В кн. Прочность материалов и элементов конструкций при сложном Eianpx-женном состоянии. Тез. докл. 2-ого Всесоюзного симпозиума. Киев, 1984. ч.2, 41-42 с.
118.	Пособие по проектированию защиты от коррозии бетонных и железобетонных строительных конструкций (к СНиП 2.03. 11  85}, НИИЖБ Госстроя СССР. М.; Стройиздат, 1989- 175 с.
119.	Правила технической эксплуатации сборных элеваторов. ЦНИИТЭПМинзага СССР, М.: 1979 -16 с.
120.	А. И. Пспеско. Работоспособность инженерных конструкций, подверженных коррозии. Спб гос. архит. - строит, ун-т, 1996.-182 с
121.	Пособие по проектированию предприятий, зданий и сооружений по хранению и переработке зерна / к СНИП 2.10. 05 -85.- М.: Центральный институт типового проектирования, 1989.- 144 с.
122.	fib Bulletin 3: Structural Concrete-Textbook on behaviour, design and perfomance, vol 1,3, 5. Updated knowledge of the CEB/F IP Model Code 1990. July I999P p236
123,	Пухонто Л. М.,Кронфнлов В. К.,Мостков В. М.,Хсчинов Ю. Е. К вопросу о минимальном проценте армирования обделок напорных гидротехнических туннелей. Гидротехническое строительство. 1993. №1 -с. 23-30
124.	Siems, Т., Polder, R., de Vreis, Ы. (1998): Design of Concrete Structures for Durability  An Example. Heron. Volume 43, No. 4. TNO. The Netherlands.
125.	ПухонтоЛ. M.. Зенмн О. В. Исследование дсформативности стен предварительно напряженных круглых железобетонных силосов при переменных нагрузках. В кн.: Новые конструктивные решения .и методы расчета сельскохозяйственных зданий. -М.: ЦНИИЭПсельстроЙ. 1991 - с.72-80
126.	Пухонто Л. М.,Акматов А. Ж. Повреждения инженерных железобетонных сооружений при эксплуатационных воздействиях. Доклады семинаргГТеоретические основы строительства1* МГСУ и Варшавского политехнического института. Варшава. I993-C.H5-12I
127.	Пухонто Л. М. О модели вертикальных нагрузок на подсилосные конструкции зерновых элеваторов. Строительная механика и расчет сооружен и Ш 2,1991#М,:Стройиздат,с. 80-84
128.	Пухонто Л. М. Вероятностная модель зерновых нагрузок для железобетонных силосов. Доклады семннара'Тиоретическне основы строительства" МГСУ и Варшавского политехнического института. Варшава. 1995 -195-201 с.
411
129.	Poukhonto L.M. Durability of Concrete Stucturcs and Constructions - Siloss Bunkers, Reservoirs, Water Towers» Retaining Walls. (Translated from Russian) A.A. Balkema. Publishers. 2003. pp. 408
130.	Пособие па проектированию бетонных и железобетонных конструкций гидротехнических сооружений (без предварительного напряжения) к СНиП 2.06.08-87, ВНИИГ-Л.: 1991» 276 с
13I.	Пухонто Л. М.» Зухайли К. Особенности деформирования и перераспределения усилий в железобетонных элементах при мало цикло вых длительных нагрузках. /Моск, инж.-строит. нн-т им, В. В. Куйбышева. М » 1987. Дел во ВНИИ ИС, № 7187 132, Пухонто Л. М. Воздействие немногократно повторных длительных нагрузок на железобетонные емкостные сооружения. В кн.: Совершенствование железобетонных конструкций с учегом нелинейного деформирования материалов. Мл МИ-СИ. 1988-е. 131-142
133.	Пухонто JL М., Джха Ф. К, Совершенствование колоне* подсилосных этажей. Бетон и железобетон.-1992.№ 1,с.
134.	Пухонто Л. М. К оценке несущей способности внецентреино сжатых железобетонных элементов гидротехнических сооружений с учетом структурных изменений бетона, В кн. Материалы конференций и совещаний по гидротехнике.: Расчетные предельные состояния бетонных и железобетонных конструкций энергетических сооружений (ПРЕДСО-90). ВНИИГ нм. Б. Е,» Веденеева, 1991. с 268-272
135.	Пухонто Л. М. Дстрадай.ионная модель износа железобетонных конструкций инженерных сооружений при малоцикловых нагрузках и коррозионных воздействиях среды: Теоретические основы строительства. Сборник научных трудов Московского государственного строительного университета и Варшавского политехнического института. М.» 1996. С. 190-193
136.	Пухонто Л. М.» Ахматов А. Ж. Исследования статистических характеристик временных нагрузок железобетонных силосов: Методы расчёта и конструирования железобетонных конструкций. Сборник научных трудов Московского государственного строительного университета. М., 1996. С. 33-42
137.	Пухонто Л. М. Особенности напряжён но-де форм и рован ею го состояния железобетонных силосов при вариациях временной нагрузки и деформагивнык свойств основания: Методы расчёта и конструирования железобетонных конструкций. Сборник научных трудов Московского государствен кого строительного университета, М.» 1996. С. 108-117
138.	Poukhonto, LM. and Rastorguev, В S. Damage cumulation model of concrete silo. Teoretyczne podsawy budownictwa. Referaty. Wydzial inzynierii ladovej politechniki Warszawsciej. Warszawad 994. p.p. 160-163
139.	Poukhonto, L M. Damages and design problems of concrete silo and storage reservoirs subject to low-cyclic loading. 3-rd International Conference on the concrete future: concrete quality. Kuala-Lumpur March 1994., pp 167-175
140.	Poukhonto, L M. Studies of concrete silos, bunkers, reservoirs: Damage assessment» modelling and service life prediction. Proceedings of the radical concrete technology, Inter. Congress: Concrete in the Service of Mankind. 24- 28 June 1996. Dundee» Scotland^ UK..
141.	Poukhonto, L M. Durability Model for Service Life Prediction of Concrete Silo, Bunkers and Reservoirs With Regard to Reinforcement Corrosion in Conjaction With Low
412
Cyclic Load. International Conference on Maintenance & Durability of Concrete Sructures (March 4 - 6, 1997, JNT University, Hyderabad, India, pp.235-238
142.	Eurocode I - Actions on Structures. Part 4; Actions on Silos and Tanks, (pr. EN 1991-4:2003) CEN European Committee for Standart ization. 2002,
143-	POUKHONTO, L M, Durability of spatial reinforced concrete structures of silos, bunkers and reservoirs. Proceedings of the Inter. Congress IASS - 98 *l Spatial Structures in New and Renovation Projects of Buildings and Constructions 22- 26 June 1998. Moscow, Russia. Vol 2, pp. 836 -843
[44,	Poukhonto L. M. Concrete Engineering Structures Damages and Longterm Behaviour. Proceedings of the 3rd Conference on Concrete, 1-3 May 2000. Tehran -Iran. Amirkabir University of Technology, pp 1-5
145.	Пухонто Л. M. Применение метода конечных элементов лля численного исследования долговечности железобетонных силосов при локальных повреждениях. Материалы международной конференции МКДЗК 99 ' Долговечность и защита конструкций от коррозии. Строительство, реконструкция., 25-27 мая 1999, М, 1999с 104 -НЗ 146. Пухонто Л. М. Применение деградационных моделей для оценки долговечности железобетонных конструкции инженерных емкостных сооружений. Материалы международной конференции МКДЗК 99 Долговечность и защита конструкций от коррозии. Строительство, реконструкция., 25-27 мая 1999, г. Москва, М, 1999 с.98-104
147.	Пягенков В. М., Резяиковский И. А. Строительство элеваторов и комбинатов хлебопродуктов. М.: Стройиздат, 1984.-288 с.
148.	RJLEM ТС 50-FMC. Determination of the fracture energy of mortar and concrete by means of the point bending test of notched beams / ? Materials and Structures. 1985. 18, P. 285-290
149.	Расторгуев Б. П., Пухонто Л. M. Основные положения рекомендаций к нормам проектирования железобетонных конструкций на действие мапоцнкловых кратковременных и длительных нагрузок: Методы расчета и конструирования железобетонных конструкций Сборник научных трудов Московского государственного строительного университета. М.» 1996. С, 70-84
150.	Расторгуев Б. С. Упрощенная методика получения диаграмм деформирования стержневых элементов в стадии с трещинами. Бетон и железобетон, № 5,1993, с.22-24.
151.	Расторгуев Б. С., Павлинов В, В. Модель режимного деформирования бетона при немногократных повторных нагружениях. Сейсмостойкое строительство- Безопасность сооружений..-2000, № 3 (в печати).
152.	Расторгуев Б, С,, Павлинов В, В. Оценка надежности нормальных сечений железобетонных элементов с использованием стохастических диаграмм деформаций бетона и стали. Бетон и железобегон.2000, № 6. - с. 23-26
153.	Райзер В. Д, Методы теории надежности в задачах нормирования расчетных параметров строительных конструкций. М.Стройиздат1986. с. 180.
154	Райзер В. Д. Теория надежности в строительном проектировании. М.гИздатель-ство АСВ, 1998. - 304 с
155.	Рэйзер В. Д., Лль- Малюль Рафик. Разновесные состояния элементов конструкций, подверженных коррозионному износу. М,: 1994. 147 стр.
156.	Райзер В. Д. М,; Расчет и нормирование надежности строительных конструкций. Стройиздат, 1995 - 352 с
413
157.	Reddi S. A. Design Life of Concrete Structures. International Conference on Maintenance & Durability of Concrete Structures (March 4-6, 1997, JNT University, Hyderabad, India, pp.407 - 415
158.	Реконструкция промышленных предприятий. Справочник строителя. Том1 В. Д. Топчий и др.- М.. Стройиздаг.!990.-591 с.
159.	Реконструкция элеваторных сооружений. Б. А. Скориков и др.-М.. Стройна-датЛ988.-143с.
160.	Руфферт Г. Дефекты бетонных сооружений. М-.. Стройиздаг 1987.-111с.
161.	Рекомендации по учету ползучести и усадки бетона при расчете бетонных и железобетонных конструкций. - М.: Строй издат (НИИЖБ Госстроя СССР)- 1988.- 120 с 162, Рекомендации по оценке надежности строительных конструкций по внешним признакам./ ЦНИИпромзданий.- М.,1989 -112 с.
163.	Рекомендации по оценке состояния и усилению строительных конструкций промзданнй и сооружений. - М.: Стройиздаг, 1989 • 104 с.
164.	Рекомендации по оценке состояния железобетонных конструкций при эксплуатация а агрессивных средах /НИИЖБ Госстроя СССР. М.:1984 -34 с.
165.	Проект СНиП 52-01-02 “Железобетонные и бетонные конструкции. Основные положения." Госстрой России. Москва, 2002 г
166.	Рекомендации по обеспечению надежности железобетонных конструкций промышленных зданий и сооружений при их реконструкции и восстановлении / Харьковский Промстройпроекг Госстроя СССР.- МСтройиздаг, 1990 - 176 с.
167.	Рекомендации по оценке состояния ц усилению строительных конструкций, зданий и сооружений. НИИСК.-М,:Стройиздат, 1989.104 стр.
168.	Рекомендации по усилению и ремонту строительных конструкций инженерных сооружений. М.: ЦНИИпромзданий. 1995, 225 с.
169.	Рекомендации по проектированию и усилению железобетонных хранилищ для сыпучих материалов, в том числе с повышенной тем перату рой, применительно к условиям реконструкции.: Харьков, ПромстроЙпроект Госстроя СССР, 1986,81с.
170.	Рекомендации по выравниванию элеваторных сооружений. -ЦНИИпромзсрно-проект, 1985. -23 с.
I7L Ржаницын А. Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. - М.: Стройиздаг. 1978. - 239 с.
172.	RILEM Draft Recommendation Гог Damage Classification of Concrete Structures (J 994): Materials and Structures, 27 (170): pp. 362 - 369
173.	RogerS Crouch, Monad Bicanic. The Use of Non- Linear Finite Element Analysis in Service Life Prediction for Concrete Structures. Proceedings of the International Seminar ** Management of Concrete Structures for Long - Term Serviceability ", rhe University of Shefllld. 12-13 November 1997, pp 57-73
174,	Ройтман А. Г. Надежность конструкций эксплуатируемых аданий.:М.,Стройиз-дат,1985,253сР
175.	Руководство по расчету и проектированию железобетонных, стальных и комбинированных бункеров / Леялромстройпроекг.’-М.: Стройиздаг, 1983.-200 с.
176.	SATAR1AN, S. and HARRIS С Е. Design and construction of silosand bunkers, Van Nostrand Reinhold Company. Chapter 10, Failures and repairs of silos and bunkers, pp 346-386,
177.	fib (CEB-FlP) Bullcteen. Monitoring and safety evaluation ofexisting concrete structures. March 2003. p p. 153-161
414
178.	Somerville, G (Ed). The Design Life of Structures. Blackie and Son Ltd. 1992,, pp264 179. Silos - Fundamentals of Theory, Behaviour and Design. Edited by C 3. Brown, E & FN Spon 1996, 640 p.
180.	Скориков Б. А, и др. Реконструкция элеваторных сооружений: Агропром и здат, 1986, с.143
181.	Скориков Б. А., Постосердов А Н., Карев В. И., Иссерс Ф. А. Конструкции и расчет элеваторов. М.: А троп ром из дат. 1987 - 230 с.
182.	СНиП 1-2 -80 “ Строительная терминология1' М. Стройиэдат, 1980. -33 с.
183,	СНиП 2.03.01-84 “Бетонные и железобетонные конструкции’*. М. 1996.-57 с.
184.	СНиП 2.10,05-8 5“П ре д при яти издания и сооружения по хранению и переработке зерна”. М. ЦНТП Госстроя СССР 1985. -23 с,
185.	СНиП 2.01.07 -85 “Нагрузки и воздействия’'., М. ЦНТП Госстроя СССР 1996. -стр.
186.	СНиП 2.05.03.-84*. Мосты и трубы/ Госстрой СССР.-М.: ЦНТП Госстроя СССР, 1985 - 200 с.
187.	Stillman, J (1992) Design Life and the Mew Code,G. Sommerville. The Design Life of Structures,Brackie and Sons Ltd.,Bishopbriggs Glasgow, U K. pp.3 ~ 8
188.	P. Tanner, C. Andrade, O. Rio & F. Moran. Towards a consistent design for durability. Proceedings of the i 3th HP Congress. May 23- 29 1998, Amsterdam, pp.1023 -1028
189.	I. C. Tait et all. Permeability of concrete: a practical approach. Radical concrete tech’ nology. Proceedings of the international Conference held at the University of Dundee, Scotland,UK1996. pp. 435 - 443
190,	С. А. Тимашов. Надежность больших механических систем, Мл Наука, 1982
191.	Трапезников Л. П. Температурная трещи ностой кость массивных бетонных сооружений, - М.: Энергоатомиздат, 1987,- С. 61-74
192.	Turton С. D. Nun-Structural Cracking of Concrete,3-rd International Conference on the concrete future: concrete quality. Kuala-Lumpur March 1994., pp. 247 ~ 259
193.	FOLIC R., PAVLOV IC P,T TATOM1ROV1C M,, PADONJANiN V. (1998) Repair of soya silo capacity 54Q0 t. Congress HP 98. Yugoslav National Report. Vol 25 № 1 Belgrade 1998. Proceedings ISM Institute, pp 53 - 68
194,	Хечумов P. А., Келплер X., Прокопьев В. И. Применение метода конечных элементов к расчету строительных конструкций,- М.: Издательство АС В, 1994. -353 с.
195.	Champion S. Failure and Repair of Concrete Structures / Contractor Record Limited/ London / John Wiley & Sons Inc. N. Y,
196.	Чирков В. П. Основы теории расчета ресурса железобетонных конструкций //Бетон и железобетон/.’ 1990.- N 10, с. 15-17
197.	Чирков В. П. К определению расчетных сопротивлений бетона при заданном сроке службы конструкций. Известия вузов. Строительство, N 9,10,1994, с,
198.	Чирков В. П, Прогнозирование сроков службы железобетонных конструкций. Учебное пособие. - М.: МИИТ, 1997 - 56 с.
199.	Чирков В П. Надежность и долговечность железобетонных конструкций зданий и сооружений. Российская арх.- строит, энциклопедия., том V, М.: ВНИИНТПИ Госстроя РФ. 1998. стр. 86-117
200.	Чирков В. П. Вероятностные методы расчета мостовых железобетонных конструкций, М.: Транспорт 1980, 134 с
201.	Soukhov D. Safety Concept of Evrocodes. Сборник материалов международной научно - практической конференции МГСУ ПГС ’’Строительные конструкции XXI 415
века Часть I. Строительные конструкции. Строительная механика и испытание сооружений. М.: 2000. с, 243 - 246
202.	Забегзев А. В,, Пухонто Л. М. Современное состояние европейских норм проектирования строительных конструкций. Сборник материалов международной научно - практической конференции “Строительные конструкции XXI века'". Часть 3. Моск гос строит, ун-т. М.:2000, с.
203.	Иоснлееский Л. И. Практические методы управления надежностью железобетонных мостов.,-М.: Научный центр “ Инженер “М.2СЮ1.-296 с.
204.	Бондаренко С. В., Тутбсридзе О. Б. Инженерные методы расчета ползучести строительных конструкций. - Тбилиси; Ганатлеба, 1988 - 558 с.
205.	Коллинз Дж. Повреждения материалов в конструкциях. Анализ, предсказание, предотвращение повреждений.. - М.; Мир. 1984.-624 с.
206.	Надежность в технике. Основные понятия. Термины н определения - Гост 27.002 - 89.
207.	Леонович С.Н., Петренко С.И, Основы физики твердого тела. -Мн.: УП “Технопринт”, 2002. - 207 с.
208.	Ап. X., Application of nonlinear FEM analysis to design of large-scale RC structures. [CCM/IBST 2001 International Conference of Advanced Technologies in Design, Construction and Maintenance of Concrete Structures, p.p. 59-65.
209.	Бондаренко B.M., Боровских А.В. Износ, повреждения и безопасность железобетонных сооружений. -М., ИД Русанова, 2000. - ] 44 с.
210.	Савицкий Н.8. Основы расчета надежности железобетонных конструкций в агрессивных средах. Диссрт. на соискание ученой степени до кт. техн. наук. Днепропетровск, 1994,400 с.
211.	Бедов Л.И. и др. Инженерные сооружения башенного типа; дымовые трубы, опоры ЛЭП: Учебное пособие. - М.: АСВ. 1995, - 288 с.
212.	Комохов П.Г., Латыпов В.М., Латыпова М.В. “Долговечность бетона и железобетона”.. Изд-во “Белая река". Уфа, 1998.
416
Предметный указатель
Адгезия 354
Адсорбция 108
Анализ нагрузки:
-	спектральный 197
-	корреляционный 197
Безопасность;
	уровень 284
-	условие 294
-	запас (резерв) 289, 291
-	характеристика 28?
-	границы 294
БезотказЕюсть 34
Вероятность;
-	безотказной работы 35
-	разрушения 34, 48,308
-	оценка 2Й4, 287, 294
Внешний аид 47
Воздействия:
-механические (силовые) 82, 220, 261
-	коррозионные 83
	 физических и биологических полей 88
-	температурные 86
климатические 88, 109
-	малоцикловые 185» 210
Время:
-	эксплуатации 34
-	трансформированное 21
-	инициации коррозии 159
-	свободной коррозии J63
	развитая коррозии J 63
Влаголеренос 109, 124
Водоцемектное отношение 345, 352
Водородный показатель pH
поровой воды 78, И 6
Водонепроницаемость бетона 345-347
Временной ряд:
-	периодограмлеэ 147, 198
Вымывание (выщелачивание) бетона 102
Вяжущие свойства 102
Деградация:
-	определение 34
-	средняя 140, 142
•	стандартное отклонение 143
•	фактор 34
-	механизм 34
-	модель 34, J40, 149, 167
-	скорость 140
•	виды 150
Деструкция 39» 88
Дефект:
-	определение 34. 76
-	материала 122
-	элемента 83
Деформации:
-	усадки 125, 226
-	ползучести 125, 226
-	температурно- влажностные 222, 226
-необратимые 125, 228
-	остаточные 228» 231
-	упругого последействия 227
*	накопление 257
-	приращение 231
Диаграмма деформирования 220»246,333
Диаметр пор 105
Диффузия 107, 145» 154
Долговечность;
-	определение 30
-	категории 45
	эстетические аспекты 45
-	модель 140» 142
Жесткость:
-	матрица 330
-	элемента 217
Жизненный цикл конструкции 212
Зашита от коррозии:
-	методы 38
-	покрытая 353
Защитный слой:
- качество 36, 117
-толщина 301, 307
-нормированное значение 307
-	предельное значение 350
Износ;
-	скорость 166
-	линейный 35
-	строительного объекта 35, 77
-	функциональный 35
-	абразивный 89, 166	'
Карбонизации бетона защитного слоя 118, 154, 309
Капиллярное всасывание 107
Качество конструкции:
-	определение 45
-	показатель 46
-	характеристики 48
-	эксплуатационное 48, 345
	 модель 46, 141
- пространство 46
Конечный элемент;
-	условия закрепления 330т 332
-	линейный 384
-	физически нелинейный 331
-	оболочечный 331
Концентрация агрессивного компонента:
-	критическое значение 120
417
Коррозия:
- бетона 38, 107, 111
’ арматуры 90, 103, 115
 продукты 121
*	количественные показатели 38, И 6
-	скорость 38, 108» 156
’	модель i 17
-	биохимические виды L14
-	фронт 38
-	строительного материала под напряжением 38 Коррозионная стойкость железобетонной конструкции 38
Коэффициент:
-	интенсивности напряжений 134, 135
-	пористости бетона 155
-	диффузии 156, 164
-	влияния окружающей среды 153
-	надежности по сроку службы 41
-	вариации толщины защитного слоя бетона 311
-	поперечной деформации 241
Критерии:
-	социальные 48
*	предельных состояний 303
Метод:
-	вероятностный 282, 284, 308
-	усиления 363
-	раздельный 297
-	комбинированный 297
-	конечных элементов 317
-	диаграммный 254
	статистического моделирования 288
-	теории случайных функции 192
Массоперенос растворимых веществ [05
Модель:
*	деградационная 140
- эксплуатационного качества 141
* поверхностного износа 152
-	срока службы 141
-	Туутти 146
-	вероятное™ |ая 302
-	давления сыпучего
материала 180» 185, 204» 208
-	фрагментов силоса 215» 2 Т 7
-	циклического деформирования 221, 267
Механизмы:
-	м икротрещинообразован ня (21» 123, 127
-	ползучести 125
-	усталостного разрушения 125
’ абразивного изнашивания 116
Нагрузка:
-	амплитуда колебаний 178
-	ансамбль реализаций 201
-	вариации схем 261
-	режим 176, 182
-	блочная 261
	модель 177
Надёжность:
’	определение 32
-	условие 14» [ 5
-	численная мерз 34
Наработка 37
Неисправность 94
Оболочка:
-	Цилиндрическая 319, 325
-	обойма усиления 367
Обследование:
-	техническое 93
	инструментальное 93
Отказ:
-	определение 33
-	прнрабогочныи 33
-	деградационный 33
*	причина 77
Относительная влажность 161,352
Параметр:
	расчётный 32
Пассивация 117
Перераспределение усилий 247
Повреждение:
*	определение 34, 76
-	внешние при тешки 77, 97
	мера 34, 98
-локальное 100, 102
	скорость накопления 87, 96
- классификация 91, 92, 93, 107
 коррозионное 89, 115
-моделирование 140, 145
-	механизмы 101» 107, 117 ,123. 127
Поверхность контакта 123
Поровое пространство 105 ПрастраЕ{ство качества:
-	многомерное 46
-	проектное 46
	начальное 46
Процесс:
-	деформирования 210
-	старения 76
-	случайный 183. 192
-	необратимый 76
- образование трещин 127
* растворения и вымывания минералов 102
-	физического действия солей 102
-	стационарный I96
-	нестационарный 196
-	массоперсноса 104
418
-	коррозионный 302. 311,315
-	итерационный 335
Период:
-	инициации коррозии 146, 157
-	активной коррозии 157
Прогнозирование срока службы:
-	точность 45
Разрушение:
-	коррозионное 38
-	вероятность 48
-	событие 304
Распределение:
-	нормальное 143. 285
’ логарифмически нормальное 275, 285
-	пор в бетоне 105
Риск 35
Ресурс:
-	гамма 37
-	средний 37
-	остаточный 37
Состояние:
-	пульсирующее 46
-	неисправное 94, 304
•	аварийное 94
-	оценка 94, 95
-	техническое 94
-	категории 94, 95
•	работоспособное 95
-	предельное 33
-	напряжённо-деформированное 216, 336
Скорость:
’ деградации 140
-	коррозии в арматуре 165
-	проникновения агрессивной среды
□	бетон 156,164
-	химической реакции изнческих
процессов 147
Среда:
-	степень агрессивности 39
-	гаю- воздушная 39, 83
-	жидкая 39, 83
-	концентрация J18, 120
-	степень агрессивности 38, 315
Срок службы:
-	определение 39
-	заданный 41, 290
-	коэффициент надежности 41, 290
-	оценка 96
*	стандартные отклонение 143
-	технический 40
-	расчётный 290
-	функциональный 40
-	экономически целесообразный 40
-	оптимальный 44
	защитного слоя бетона 41
	классификация 41-43
	средний 141, 296
*	модель 41, 142
Структура бетона;
-	проницаемость 104
-	дефекты 106, 123
-параметры 106, 126
Структуре порового пространства 106
Схема:
	расчетная 327, 340
-	дискретизации .132
* загруженности 154, 185, .333
Транспортные пути 107. 124
Трещины:
-самоэалечивание 91.76
-усадочные 129, 130
' образование 129
-	раскрытие 126, 138, 269
-	микро 124
	регистрация 348
-	типы 130, 131
- механизмы 127. 122
Факторы:
-климатические 82, 81
-	тех ноге иные 81
-	долговечности 86
Законы Фика 147
Фронт:
-	воздействий агрессивной среды 38. 336, 329
-	химических и фазовых переходов 39
-	скорость движения 164
-	глубина 145. 329
Функция:
-	де градацией кая 141, 144
*	толщины 329
- ошибок 147
* распределения 310
-	плотности распределения 310
-	неправильностей 85
-	автокорреляционная 93, 94, 200
-	спектральных плотностей 195
-	аетоковаризцконная 195
-	работоспособности 283
Характеристические значения:
-	усилий 286
• сопротивления 160
- глубины проникания 307
Циклическая ползучесть 230, 232. 265
Эксплуатационная пригодность 36
Эффективное поперечное сечение 150
419
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие....................................................3
Глава 1. ОСНОВНЫЕ ПОЛОЖЕНИЯ ПРОЕКТИРОВАНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ: СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ...........................................6
Введение....................................................... 6
1.1.Общее состояние г следований по теме.......................13
1 2. Основные подходы для прогнозирования срока службы железобетонных конструкций.....................................26
1.3.	П 1нятия и критерии, связанные с долговечностью...........29
1.4.	Срок службы железобетонных конструкций....................39
1.5.	Соотношение между долговечностью и качеством .............45
1.6.	Вероятность разрушения................................... 48
Замечания......................................................49
Глава 2. КОНСТРУКТИВНЫЕ ОСОБЕННОСТИ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ ДЛЯ ХРАНЕНИЯ СЫПУЧИХ МАТЕРИАЛОВ И ЖИДКОСТЕЙ......................................................51
2.1.	Классификация основных типов емкостных сооружений.........51
2.2.	Анализ конструктивных решений железобетонных стен и конструкций подсилосного этажа силосов зерновых элеваторов.................52
2.3.	Конструкции сборно-монолитных и монолитных круглых в плене и прямоугольных резервуаров дня нефти, нефтепродуктов, воды и сжиженных газов .61
2.4.	Особенности работы железобетонных конструкций силосов, бункеров и резервуаров при первичном загружении и эксплуатации............59
2.5.	Расчетные предпосылки и принципы обеспечения долговечности резервуаров и силосов при проектировании _.....................72
Замечания.......................................................75
Глава 3. АНАЛИЗ ДЕФЕКТОВ И ПОВРЕЖДЕНИЙ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ СИЛОСОВ, БУНКЕРОВ И РЕЗЕРВУАРОВ ...............................76
3.1.	Дефекты и повреждения, основные положения.................76
3.2.	Факторы, определяющие долговечность железобетонных конструкций силосов бункеров и резервуаров в реальных условиях.............77
3.3.	Классификация и анализ причин повреждений..................91
3.4.	Методы оценки повреждений; оценка технического состояния__93
3.5	Накопление повреждений. Влияние повреждений на надёжность..96
Замечания......................................................99
Глава 4. АНАЛИЗ ОСНОВНЫХ ДЕГРАДАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ В
БЕТОНЕ И АРМАТУРЕ ЖЕ 1ЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИНЖЕНЕРНЫХ  ОПРУЖЕНИЙ .......................................101
4.1. Введение..................................................101
4 2. Влияние структуры бетона на его долговечность............. 104
4.3. Механизмы образования и накопления повреждений при силовых и не силовых воздействиях...........................................Ю7
4.3 I. Коррозионные процессы в бетоне..........................107
4 3.2. Климатические воздействия на бетон; действие отрицательных температур .......«............................................... 109
43-3- Механизмы образования и накопления повреждений при химических воздействиях Химические процессы в бетоне.....................111
420
4,3.4.	Биологические и абразионные процессы в бетоне..............114
4.3.5.	Коррозия арматуры в бетоне........................................... 115
4.3.6.	Механизм микроповреждений при длительных малоцикловых нагру зках ..122
4.3.7	Механизмы образования трещин в бетоне и влияние трещин на гроце ссы коррозии......................................................    127
4.3.8	Механизм образования повреждений в стенах железобетонных круглых силосов в виде вертикальных трещин большой протяженности  ........134
Замечания.......................................................  137
Глава 5. АНАЛИЗ МОДЕЛЕЙ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ДЛЯ ОСНОВНЫХ ДЕГРАДАЦИОННЫХ ПРОЦЕССОВ В БЕТОНЕ И В АРМАТУРЕ....................140
5.1.	Состояние вопроса. Исследование моделей долговечности для
оценки срока службы...............................................140
5.2.	Модели долговечности для отдельных деградационных процессов..149
5.2.1.	Действие отрицательных температур- Виды деградации.........150
5.2.1.1 Моделирование повреждений бетона при действии отрицательных температур........................................................150
5.2.2а	Поверхностный износ. Формы износа .........................151
5.2.2.1.	Моделирование поверхностного износа......................152
5.2.3.	Коррозия арматуры..........................................152
5.2.3	I. Бетон как защитный материал для арматуры.................153
5.2.3.2.	Моделирование коррозии арматуры.....................  „..157
5.2.3.3.	Модели для оценки периодов инициации и развития ц......  159
5.2.3.4.	Продолжительность периода коррозии арматуры в трещинах бетона 163
5.2.4.	Абразивные процессы в бетоне Формы износа................  166
5.3	Деградационная модель износа железобетонных конструкций инженерных сооружений при малоцикловом нагружении и коррозионном воздействии среды ................................................167
Замечания.......................................................  173
Глава 6 ИССЛЕДОВАНИЕ СТАТИСТИЧЕСКИХ ПАРАМЕТРОВ
ЭКСПЛУАТАЦИОННЫХ НАГРУЗОК ИНЖ1 ВЕРНЫХ
СООРУЖЕНИЙ. ......................................................)75
6.1 Состояние вопроса, цели и задачи исследований ................175
6.2. Выбор основных типов железобетонных конструкций и классификация нагрузок...................................................       182
63 Определение и оценка статистических характеристик загруженности силосов.......................................................    183
63.1. Схематизация загруженности и статистические характеристики для периода первичного загружения.....................................183
632. Определение структуры загруженности для эксплуатационного пери ода... 186
633. Методика первичной обработки исходных данных за зксплуатацио нныЙ период............................................................189
6.4	Анализ загруженности методами теории нестационарных случайных процессов.........................................................192
6.4.1. Основные положения теории случайных процессов .............192
6.4.2 Анализ временных рядов для отдельного силоса и для силосного ко рпуса 195
6.5	. Модель изменения во времени горизонтального давления зерна на стены круглых сиппсой при эксплуатационном режиме.......................202
Замечания.....................................................    207
421
Глава 7. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНО ТЕОРЕ ИЧЕСКИЕ ИССЛЕДОВАНИЯ СОПРОТИВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ МАЛОЦИКЛОВЫМ ДЛИТЕЛЬНЫМ НАГРУЗКАМ. ............-.......................................  210
7.1.	Сопротивление бетона и железобетона деформированию и ра зрушению при длительных переменных нагрузках: состояние вопроса...........210
7.2	Задачи экспериментальных исследований......................  214
7.3.	Испытания фрагментов подсилосного этажа малоцнкловыми длительн ы-ми сжимающими нагрузками.........................................216
7.3.1.	Методика испытаний-----------------------------------------216
7.3.2.	Анализ составляющих относительных деформаций бетона при мало-цикловых длительных сжимающих нагрузках ..........................226
7.3.3.	Влияние силовых и несиловых факторов на развитие усадочных пр о-цессов в моделях  ................................................238
7.3.4.	Влияние малоциклового длительного сжатия на структурные измен е ния в бетоне железобетонной конструкции . .......  ............. 241
7.3.5.	Перераспределение внутренних усилий при малоцчкловом дл ительном сжатии-----------------------...----------------------------------247
7.3.6	Исследование механизма разрушения подсилосного этажа.......251
7.3.7.	Сопоставление опытных н расчетных значений ...............254
7.3.8.	Статистический анализ математических моделей для прогнозирования необратимых деформаций.........................................  256
7.3.9.	Статистическая оценка коэффициента асимметрии цикла н апряженнй при малоцикловсм длительном сжатии железобетонных элементов.......258
7.4.	Исследование трешиностойкости предварительно напряженных
растянутых элементов стен круглых силосов при сложных режимах работы .. ..260 7.4.1. Методика экспериментальных исследований  ...............  260
7.4.2.	Сопротивление деформированию модели стен предварительно напряженных железобетонных круглых силосов.......................266
7.4.3.	Параметры трещииостойкости опытных обоазпов при сложных
режимах циклических воздействий ............................     269
Замечания............................................—•— .........281
Глава 8. РАСЧЁТ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ В ФОРМАТЕ МЕТОДА ПРЕДЕЛЬНЫХ СОСТОЯНИЙ ............................................282
8.1	Введение. Анализ и особенности применения детерминированных и веооятностных метонов тля оценки долговечности железобетонных конструкций .....................................................282
8.1.1 Детерминированный метод расчета............................283
8 1.2. Вероятностный метод.......................................28л
8.2	Основные гочожения метода расчета долговечности ж епечАетонш-™ конструкций, ленованчого на применении коэффициента безопасности по сроку службы................................................ ....289
8.2.1.	Исследование особенностей метола.....................   ..293
8.2.2.	Опреле ение ээфЛишиеита безопасности по сроку службы ......293
8 2.3. Определение хаоактегис'ик надежности при логнормальном
законе распределения срока службы............................. ..296
8.3 Практическая оценка срока службы же кэс^ет™™"» •гемг'™, с учетом стохас ичесгогп характера корро’илннот процесса в бетоне и арматуре 300
422
8 4 Методики определения вероятности разрушения и срока службы железобетонной конструкции стохастическим методом по признаку нейтрализации бетона защитного слоя углекислой средой и при отсутствии
специальных защитных мероприятий...............................  308
8.5. Исходные предпосылки методики расчета долговечности железобетонных элементов емкостных сооружений с применением коэффициента безопасности по сроку службы........................313
Замечания....................................................... 316
Глава 9. ПРИМЕНЕНИЕ МЕТОДА КОНЕЧНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ДЛЯ ЧИСЛЕННОГО ИССЛЕДОВАНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ
ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ С ИЛОСОВ . .......................................317
9.1	. Введение.................................................  317
9.2	Особенности применения нелинейного МКЭ при оценке долговечности железобетонных конструкций при локальных повреждениях............318
9.3	Применение нелинейного конечного элемента для исследования долговечности стен силосов цилиндрической формы..................321
9.3.1.	Постановка задачи.......................................  32!
9.3.2.	Расчетные предпосылки ....................................322
93.3.	Методика и алгоритм решения задачи .....................  330
9.3.4.	Анализ результатов численного эксперимента................336
9.4	Применение линейного конечного элемента для анализа напряженно-деформированного состояния конструктивных элементов силосного корпуса при вариациях схем нагружения и деформативных свойств основания...............  .......................................338
Замечания......................................................  343
Г зава 10. ПРАКТИЧЕСКИЕ МЕТОДЫ ПОВЫШЕНИЯ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ НА СТАДИЯХ
ПРОЕКТИРОВАНИЯ И ЭКСПЛУАТАЦИИ ...................................344
10.1.	Учет требований долговечности при проектировании железобетонных конструкций....................................................  344
10.2.	Диагностика состояния железобетонных конструкций инженерных сооружений при эксплуатации......................................361
10.3.	Методы по устранению и усилению железобетонных конструкций инженерных сооружений...........................................  ^3
103 1 Введение...............................................    363
10.3.2.	Методы усиления поврежденных силосов и бункеров   .......365
1033 Методы усиления резервуаров и водонапорных башен............380
103.4. Повышение водоннпроницасмостн. короозионной стойкости и износостойкости стен, днищ воронок...............................385
Заключение.......................................................J89
Приложение I г главе 8. Примеры вероятностных расчетов сроков службы железобетонной стены инженерного сооружения по признаку карбонизации защитного слоя бетона—...........................................3°0
Приложение 2 к главе 8. Пример определения показателей безопасности и срока службы железобетонной колонны инженерного сооружения, находящейся в условиях длительного нагружения и агрессивной среды, прямым вероятностным методом при квазилинейном законе изменения сопротивления [85] ....................................392
423
Приложение 3 к главе 8. Пример расчета долговечности железобетонной колонны подсилосного этажа силосного корпуса из сборного железобетона ... 393 1. Исходные данные...............................................393
2.	Предварительный расчет несущей способности колонны ........   394
3.	Расчет долговечности по признаку коррозии бетона м арматуры...395
4.	Окончательный расчет.......................................  396
5.	Расчет долговечности го признакам коррозии бетона, арматуры н снижения сопротивления при малоцикловых нагрузках.................397
Приложение 4 к главе 3............................................
Приложение 5 к главе 8..................................—.........
Библиографический список.........................................405
Предметный указатель...............—............................ 417
Монография
Леонид Михайлович Пухонто
ДОЛГОВЕЧНОСТЬ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ
ИНЖЕНЕРНЫХ СООРУЖЕНИЙ (силосов, бункеров, резервуаров, водонапорных башен, подпорных стен)
Редактор О.А. Таранова
Компьютерная графика и верстка Д. А. Матвеев Дизайн обложки Н.С Кузнецова
Лицензия ЛР Na 071618В от 01.04.9В г.
Слано в набор 08.08.2003 г Подписано в печать 12 03.2004 г.
Формат 60x90/16. Печать офсетная. Бумага офсетная
Гарнитура Таймс Объем 26.5 п.л.
Заказ 1258 Тираж 2000 эка.
Отпечатано с готовых диапозитивов в ГУП МО «Мытищинская типография-*
Адрес типографии: 141009, г. Мытищи, ул. Колонцова, д. 17/z.
Гел (095) 586-34 -00. E-mail mo-guprrrt@mtu-net го
Издательство Ассоциации строительных вузов (АСВ) 129337, Москва, Ярославское шоссе, 26 Тел ./факс: 183-57-42
Е*тя1к jesvt^mgsu и