автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Прочность поврежденного коррозией железобетона по наклонным сечениям и его усиление

на правах,

>у!£011ИСИ

МИГАЛЬ РИММА ЕВГЕНЬЕВНА

ПРОЧНОСТЬ ПОВРЕЖДЕННОГО КОРРОЗИЕЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОНА ПО НАКЛОННЫМ СЕЧЕНИЯМ И ЕГО УСИЛЕНИЕ

05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук

Москва 200?

003470018

Работа выполнена в Государственном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Московская государственная академия коммунального хозяйства и строительства (МГАКХиС).

Научный руководитель: академик РААСН, доктор технических наук,

профессор Бондаренко Виталий Михайлович

Официальные оппоненты: доктор технических наук, профессор

Курзанов Адольф Михайлович

кандидат технических наук, доцент Дейнеко Ольга Семеновна

Ведущая организация: Общество с ограниченной ответственностью

Научный Исследовательский Институт Бетона и Железобетона ООО НИИЖБ

Зашита состоится «17» июня 2009 г. в 12-00 часов на заседании диссертационного совета Д 212.153.01 при ГОУ Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства по адресу: г. Москва, Средняя Калитниковская ул., д. 30, зал диссертационных советов, 407.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке ГОУ ВПО Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства.

Автореферат разослан </^>> мая 2009 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор

Подгорнов Н.И.

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ Актуальность темы.

До 80% зданий и сооружений в зависимости от условий эксплуатации подвергаются воздействиям агрессивных сред.

Вместе с тем, любые решения, принимаемые по вопросу об использовании эксплуатируемых и вообще любого срока давности конструкций, требуют исчерпывающей информации о ресурсах их силового сопротивления. Это обусловлено тем, что вследствие возрастного износа и накопления неизбежных повреждений бетона и арматуры, следующих за длительным пребыванием в агрессивной среде, ресурс их силового сопротивления снижается.

В многочисленных публикациях рассмотрены вопросы снижения силового сопротивления вследствие коррозионных повреждений и приведены существенные для теории и практики предложения по восстановлению конструкций зданий и сооружений. Но необходимо отметить, что подавляющее большинство их касается нормальных сечений, прочности изгибаемых элементов.

Между тем практика эксплуатации железобетонных конструкций, показывает, что разрушение конструкции часто происходит и по наклонным сечениям. Поскольку разрушение изгибаемых элементов по нормальным и наклонным сечениям равновероятно, а к настоящему времени отсутствуют публикации, разработка этого вопроса актуальна и является предметом настоящего исследования.

Целью исследования является разработка методики оценки прочности изгибаемых железобетонных конструкций по наклонным сечениям с учетом коррозионных повреждений.

Научная новизна работы:

-установлено, что существующие методы оценки прочности железобетонных элементов по наклонным сечениям не учитывают влияния коррозионных повреждений материалов, возможных при эксплуатации конструкций в агрессивной внешней среде.

-предложена расчётная модель прочности повреждённых коррозией железобетонных элементов по наклонным сечением, соответствующая требованиям сохранения характера силового сопротивления.

-разработан метод расчета остаточного ресурса прочности по наклонным сечениям для поврежденных коррозией железобетонных конструкций.

-выявлено, проанализировано и количественно оценено влияние различных факторов (класса бетонов, степени коррозионного повреждения арматуры, глубины коррозионного повреждения сжатой зоны бетона) на прочность железобетонных элементов по наклонным сечениям.

-оценены условия ожидания разрушения изгибаемых железобетонных конструкций по нормальным или по наклонным сечениям.

-предложены приемы расчетной оценки таких видов усиления железобетонных элементов по наклонным сечениям, как наращивание, обжатие.

-выполнено большое число количественных примеров, подтверждающих выполнение целей диссертации.

Достоверность результатов исследования обоснована использованием фундаментальных позиций механики твердого тела, положений и допущений строительной механики и современной нелинейной теории железобетона, подтверждением опубликованными экспериментальными данными и также подтверждением соответствием результатов расчета по разработанным методам с результатами, полученными на основе апробированных методик.

Практическое значение работы заключается в решении актуальной научно-технической задачи, уточняющей методы расчета прочности наклонного сечения изгибаемых железобетонных элементов с учетом коррозионных повреждений в зависимости от физико-механических свойств различных классов бетонов.

Апробация работы Основные результаты диссертационной работы отражены в 5 научных статьях, а также докладывались:

-на научно-технических конференциях Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства, 2006,2008 годов, -на международной конференции Орловского государственного строительного университета, Орел, 2006г.

В полном объеме работа доложена и одобрена на заседании кафедры «Железобетонные конструкции» Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства.

На защиту выносятся: -предложение по оценке остаточного ресурса силового сопротивления поврежденного коррозией изгибаемого железобетонного элемента по наклонным сечениям;

-разработанную расчетную модель, содержащую конкретизацию различных зон силового сопротивления бетона;

-формулирование существенных условий и ограничений по прочности наклонных сечений;

-выявленные количественные показатели влияния различных факторов на итоговый ресурс силового сопротивления;

-методику выбора определяющего расчета целесообразности по нормальным и наклонным сечениям;

-базовые расчетные модели и соответствующие алгоритмы таких основных способов усиления железобетонных конструкций по наклонным сечениям как наращиванием, поперечным армированием с учетом затухающего неравновесного деформирования.

Структура и объём работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения с основными выводами списка литературы, содержащего 90 источников и 2 приложений. Общий объём работы 142 страницы, включая 22 рисунка, 18 таблиц и 32 страниц приложения.

ОСНОВНОЕ СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ.

Во введении обосновывается актуальность рассматриваемой темы, изложены основные вопросы, выносимые автором на защиту.

В первой главе представлен обзор исследований классификации агрессивных сред взаимодействующих с железобетонными конструкциями, показывающий связь их с изменениями прочностных свойств бетона и арматуры. Исследованиями С.Н. Алексеева, В.И. Бабушкина, В.Г. Батракова, Б.В. Гусева, П.Г. Комохова, Б.А. Крылова, Н.А. Мощанского, В.М. Москвина, А.Ф. Полака, Розенталя Н.А., Селяева В.П., Степановой В.Ф. и др. учтены механизмы и закономерности воздействия различных агрессивных сред на железобетонные конструкции. Выполненный анализ показал, что коррозионные повреждения существенно влияют на несущую способность и эксплуатационную пригодность т.е. на уровень конструктивной безопасности железобетонных сооружений. Рассматривая 3 вида разрушения по наклонным сечениям, для углубленного изучения был принят вид от доминирующего действия поперечной силы, т.к. два вида (от изгибающего момента и по сжатой полосе между наклонными трещинами) принимаются конструктивно. В главе сформулированы вопросы для более углубленного изучения: 1 .оценка силового сопротивления наклонных сечений поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных элементов.

2.оценка конструктивной безопасности повреждённых железобетонных конструкций с учетом коррозийной трансформации граничных условий. 3.методы и расчеты восстановления силового сопротивления изгибаемого железобетонного элемента по наклонным сечениям поврежденного воздействием агрессивной среды.

Во второй главе работы представлена расчетная модель поврежденного коррозией изгибаемого железобетонного элемента по наклонным сечениям, состоящая из трех параграфов.

В первом параграфе обобщены существующие модели глубины коррозионного повреждения, которая является важной частью прогноза

поведения конструкции в агрессивной среде. В работах Потапкина A.A., Васильева А.И., Паррота, Комохова П.Г. и других авторов представлены различные модели глубины повреждения.

Вместе с тем, эксплуатация материала, при тех же уровнях агрессора, происходит в условиях силового нагружения в реальных конструкциях.

Изменение структуры бетона зависит от возраста- температуры, влажности, барометрических условий существования; уровня, знака, режима и продолжительности силового нагружения. Установлено, например, что с ростом сжимающих статических напряжений бетон вначале уплотняется, при этом вначале общие пористость и проницаемость уменьшаются, а затем бетон разуплотняется вплоть до разрушения-с ростом поры множатся,

соединяются между собой, превращаются в магистральные трещины, проницаемость бетона увеличивается. В связи с этим, если процесс коррозионных повреждений вначале при малых и средних уровнях носит

затухающий, т.н. кольматационный характер, то с ростом напряжений и изменением структуры материала повреждения сначала развиваются фильтрационно, а затем превращаются в лавинные"; т.е каждому уровню нагружения соответствуют свои параметры силового и противокоррозионного сопротивления бетона.

Уравнение продвижения химкоррозионных повреждений от поверхности контакта с бетоном в глубь его тела описывается на основе закона физико-химических масс Гольдберга-Вааге, который формулирует, что скорость продвижения коррозионного фронта, замедляясь во времени, пропорциональна дефициту глубины повреждений, обобщенного на нелинейные случаи развития В.М. Бондаренко:

^ = «М<)Г,где д(1) где S(t,t0)-текущая глубина повреждения;

} Считается, что в области растяжения бетонного тела имеет место лишь фильтрационного продвижение фронта.

а,т- параметры кинетики развития повреждений, зависящие от уровня действующих напряжений;

Необходимо отметить, что это нелинейное обобщение позволяет построить расчетные предложения для основных трех видов коррозии.

Решение (1) дается в виде где 8(1;,) = /„(«,«",/)3Ч,(/) (2)

в случае при т- 0,-фильтрационная кинетика повреждений (коррозия первого вида), что соответствует неизменной скорости продвижения коррозионного фронта

= + (3)

%

при т -1, скорость продвижения фронта коррозии пропорциональна дефициту максимального и текущего значения 5, накопленного к времени г: /,(0 = 1 (4)

при тпф 1 для целочисленных значений т'-2,3,4..., затухание скорости продвижения коррозионного фронта более заметно:

/„(')=!-{[ л<5('оЛ) 1'-'°) }1(*'"'; (5)

-кольматационная кинетика повреждений;

при т < 0-лавинная кинетика повреждений, в частности для /0 =0-основного случая коррозионных повреждений <5(;0,(0) = 0 и А<5(/0,(0)=1.

Таким образом, показана общность исходной предпосылки (1) для основных видов коррозии бетонов.

В соответствии с отмеченным выше изменениям структуры бетона (плотностью, пористостью, проницаемостью), сопровождающим разные уровни нагружения представим график для параметров , т.

Заметим, что в данном случае они подчиняются принципу «створа» И.А. Рыбьева

Рис.1. Схема изменения параметра д^в области сжатия в зависимости от уровня сжатия бетона сг/Яь.

фиксированные точки а-кулевая точка; в-точка О.Я. Берга,с-ючка Ю.Н. Хромца

Рис.2. Схема изменения параметра т в области сжатия от уровня напряжения <т/й4.

Вследствие экспериментальной неизученности параметров проницаемости и антикоррозионного сопротивления растянутого бетона мы вынужденно ограничиваемся областью сжатия, считая, что в области растяжения и при

допустимо назначать ёкр £ ¿>гр, т.е. соответственно принимать т< О,

что соответствует фильтрационной или даже лавинноразрушительной кинетике химической агрессии. Для кольматационного типа повреждений это эквивалентно требованию:

Sv{t0)< X (или SJt0)<x0 даже Я,,,, (/„)<*,) где xi - высота сжатой зоны изгибаемого железобетонного элемента (причем х„ -её некоторое проектное значение, дг, -тоже в случае коррозионного повреждения растянутой рабочей арматуры)

Вместе с тем каждому константному уровню расчетного напряженного состояния соответствует свой набор эмпирических постоянных 5tp, т. Экспериментальные данные В.П.Селяева и Л.М.Окшиной, , а также привлечение исследований Е.А.Гузеева, О.Л.Берга и Ю.Н.Хромца использованы для построения связи между этими параметрами и уровнем

сжатия а/„ (где а - величина сжимающих напряжений, Rt - предел прочности

/

исходного бетона сжатия) в виде рис.1 и 2 . Поскольку влияние силовых нагружений увязывается с изменением пористости (проницаемости), за основу были приняты т.н. точки О.Я. Берга и Ю.Н. Хромца. Первая-(ст,) соответствует максимальному уплотнению бетона(появляются растягивающие усилия перпендикулярные действующей усилию сжатия, здесь плотность бетона максимальна) и следовательно минимальной проницаемости, а вторая (сг;.) возникновению связей между отдельными трещинами, т.е. повышению проницаемости.

С ростом напряжений a(i)в интервале 0-<тл величина ¿^уменьшается, m увеличивается, по мере дальнейшего роста напряжений <r(t) в интервале a,<<r<R величина увеличивается, m уменьшается, стремясь к нулю

Такая оценка развития коррозионных процессов бетона более общая, чем в существующих постановках, расширяет область применения сделанных ранее предложений по решению силовых задач теории железобетона с учетом влияния коррозионных повреждений.

Во втором параграфе представлены предпосылки обоснования расчетной модели объекта исследования.

Постоянно все эксплуатируемые конструкции находятся в стадии устойчивого повреждения или предшествующей ему. Это формулирует задачу

и

в терминах равновесия, поэтому, приступая к оценке силового сопротивления железобетонных элементов по наклонным сечениям, необходимо убедиться, что состояние конструкции равновесно, хотя силовое сопротивление сильно снижено. Также предполагается, что рассматривается эксплуатируемая конструкция с неизменными во времени величинами напряжений.

Эта проверка осуществляется при введении следующих ограничений: т>0; (6)

(?)

Исходные предложения расчетной модели. Помимо общих посылок (условия равновесия, положения о малости относительных деформаций; признания анизотропии механических свойств бетона; нелинейности и неравновесности силового сопротивления; принцип сложения сопротивлений взаимонезависимости и сложения частных деформаций и т.п.) приняты следующие исходные посылки: -коррозионное повреждение бетона сжатой зоны моделируется кольматационным типом -т.н. коррозия 2-ого вида (2);

-поскольку необходимо исключить переход кольматационных повреждений к фильтационному -вводится ограничение (7);

-аффинноподобие разноуровневого представления одноимённых факторов силового сопротивления;

-при оценке остаточного ресурса силового сопротивления-п остулат Л.Ф.Лолейта о априорной форме эпюры нормальных напряжений в сжатой зоне поперечного сечения исходных элементов и назначении расчётных пределов прочности бетона;

-при оценке прочности железобетонных элементов- отказ от учёта сопротивления бетона растянутой зоны сечений;

-ограничение глубины химкоррозионных повреждений высотой сжатой зоны; -считается, что коррозионные повреждения арматуры достаточно отражаются снижением её расчетной площади умножением её на некоторый коэффициента), 51;

-в соответствии с постановкой задачи исследуется традиционная схема возможного разрушения изгибаемого железобетонного элемента по наклонным сечениям (рис);

-Как показано В.М. Бондаренко (рис.3) геометрические условия позволяют представить механические характеристики поврежденного бетона (/?Л .Л^,,^-) в

виде произведения их начальных значений на некоторую функцию повреждений К'

-устанавливается 3-х слойная модель развития повреждений. Таким образом, при одностороннем контакте бетонного тела с химагрессивной средой можно выделить три последовательно расположенные по глубине области (рис.3):

а) область полного разрушения бетона, расположенная непосредственно у поверхности контакта с агрессивной средой толщиной г",

б) некоторая переходная область, в которой по мере удаления от указанной поверхности контакта интенсивность повреждения уменьшается вплоть до полного исчезновения последних по глубине повреждения ¿>;

в) область неповреждённого бетона, толщина которой зависит от общего характера напряжённо-деформированного состояния конструкций р (в частности, для изгибаемых элементов она ограничивается толщиной сжатой зоны балки х).

Внешняя коррозионно-агрессивная среда

На рис. 3 обозначены: 1 -область полного разрушения; 2- переходная область;3-область неповрежденного материала г* -толщина полностью разрушенной коррозией области; 8- глубина повреждения; х - высота сжатой зоны изгибаемого элемента; кГ - траектория повреждения (функция повреждения); На - исходная прочность бетона (с учетом влияния возраста и предыстории нагружения).

Случай А отличается от случая Б тем, что запись полного разрушения отсутствует и фибровый слой бетонного тела сохраняет некоторую часть исходного силового сопротивления, кроме того, имеется слой неповрежденного бетона; случай Б имеет все три характерные зоны силового сопротивления: зону полного разрушения г', переходную зону повреждения толщиной 5 и неповрежденную зону р, кроме того очевидно, что значения сохранившегося силового сопротивления переходной и неповрежденной зоны сопряжены, т.е. в точке взаимного перехода имеют единую величину и общую касательную функции повреждений К. Такое предложение расчетной схемы характера коррозионных повреждений является значимым как этап в развитии познаний теории силового сопротивления в целом.

В третьем параграфе показаны отличительные особенности расчета прочности изгибаемого элемента по наклонным сечениям с учетом коррозионных повреждений.

Из трех возможных видов разрушений изгибаемого железобетонного элемента по наклонному сечению исследуется 3 вид без «отгибного» армирования, который, как известно, относится к нормативной обязательной проверке (рис. 4)

а)

1

з

Рис.4.Схемаразрушения изгибаемого элемента по наклонному сечению:

а) от доминирующего действия поперечной силы (без «отгибного» армирования) где 1 - нулевая линия; 2- наклонная трещина; 3- хомуты.

Прочность наклонного сечения считается обеспеченной, если поперечная сила от внешних нагрузок д" меньше поперечной силы, воспринимаемой наклонным сечением с поврежденной коррозией сжатой зоны:

(8)

где б'-остаточный ресурс силового сопротивления поврежденного

железобетонного элемента по вертикальному срезу;

()'„ -доля этого ресурса, приходящаяся поперечную арматуру;

<2'ь- доля этого ресурса, приходящаяся на срезываемую часть поврежденного

бетона.

Согласно действующих строительных правил можно записать: для арматуры:

Изш — У^ш-Д?»' Дси- ~Члс

Ч,

_ . ¡у _ . в С

(9)

для бетона с

где Буг расстояние между поперечными армирующими стержнями;

с'- горизонтальная проекция наклонной трещины поврежденного коррозией элемента;

<р я 1.5 -интегральный эмпирический корректирующий коэффициент,

принимаемый нормативно (СНиП);

Яы -предел прочности бетона на растяжение;

<7ш— усилие в поперечной арматуре на единицу длины элемента.

Теперь искомое сопротивление поврежденного сечения поперечной силе получит запись:

(11)

с

для которой значение с находится из условия минимизации (11) по с*

= (12)

ас у

Отличие оценок прочности железобетонных элементов с учетом коррозионных повреждений от традиционных расчетов состоит в учете потерь силового сопротивления бетона, поперечной и продольной арматуры.

Глава 3 посвящена оценке силового сопротивления наклонных сечений поврежденных коррозией железобетонных элементов.

Приняв за основу схему расчета железобетонного элемента по наклонному сечению по действующим нормам, транспонировав её с учетом коррозионных повреждений, введя в расчет утерянные области сопротивления (высоту разрушенного слоя, глубину повреждения, а также коэффициент повреждения арматуры) находится остаточный ресурс силового сопротивления поврежденного железобетонного элемента по наклонному сечению.

По результатам исследования можно сказать, что если нет области разрушения, а глубина коррозионного повреждения з, проникая в сжатую зону сечения, достигает значения <Утах = х при аш = 1 -т.е. предполагается, что арматура не повреждена- снижение силового сопротивления достигает 10% а когда начинает развиваться коррозия в арматуре, при а, = 0,6 общие потери развиваются до 40% и достигают 60%

В работе представлены результаты расчетов величины остаточного силового сопротивления б" для классов бетона ВЗО, В40, В50 и В60. Для каждого класса бетона просчитаны варианты: г* от 0 до 10 см, а>$№ от 0 до 1 и 8 в интервале от 0 до х„.

Для более полной картины изменения силового сопротивления от коррозионного проникновения в тело бетона, в зависимости от вышеуказанных параметров, в расчет были введены:

'-разность между поперечным внутренним усилием неповрежденного бетона и бетона, поврежденного коррозией;

=£?1№-£?п/разность между поперечным внутренним усилием, воспринимаемое поперечной арматурой, пересекающей наклонную трещину и силовым сопротивлением поперечной арматуры наклонного сечения разрушению с учётом возможных повреждений арматуры;

0- 2*- разность между суммарными потерями.

Таким образом, взяв данные из таблиц приложения 2 диссертационной работы, можно проанализировать графически изменение йВ, с1А и dQ при 7*=0 и ¿»я,, = 1 для различных классов бетона:

Из рис.5 можно видеть, что в неповрежденной конструкции, при <5 = 0 соответственно отсутствуют потери силового сопротивления. По мере увеличения 5 пропорционально увеличиваются потери силового сопротивления максимальные потери имеют место при 5 = х0.

Если принять за 100% потери силового сопротивления конструкции, то во всем интервале 3 величина силового сопротивления арматуры порядка 43%, а бетона-57%, т.е. вклад потерь арматуры в 1,3 раза меньше, чем бетона. Необходимо отметить, что этот коэффициент для разных классов бетонов и различных областей разрушения остается постоянным, что является дальнейшим объектом изучения во времени.

___ 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1

_Глубина повреждения

Рис 5. График зависимости изменения разности потерь силового сопротивления бетона, арматуры и суммарных потерь от увеличения глубины коррозионного повреждения (для разных классов бетона).

Развитие характера повреждений можно отследить, рассматривая область разрушения г'в интервале от 0 до 10 см, для примера приняв 3 = 0,2х0, т.е. самое минимальное проникновение коррозионного повреждения в сжатую зону бетона, а также коэффициент повреждения арматуры в интервале а>ш от 0 до 1.

Класс бетона в 8 = 0,2*0 30 40 50 Табл.1. 60 ПРИМЕЧАНИЕ

ч>яг г' Ч) 332,96 367,38 392,74 4064 Прил.2- 15В табл.3,15,2739

г' =0 257,9 284,57 304,22 322,7 Прил.2- 15В табл.2,14,2638

6)„ =0,2 г' =0 1643 175,64 186,29 Прил.2- 15Втабл.1,13,2537

г' =6 314,« 347,1 371,1 393,6 Прил.2- 15В табл.9,2133,45

й)да =0.« г* =й 243,7 268,9 287,42 304,9 Прил.2 -15 В табл.8,20,32,44

=0,2 г* =6 140,68 155,22 165,9 176,01 Прил.2- 15В табл. 7,19,31,43

а>ш=1 г* =10 301,7 332,88 355,86 377,5 Прил.2- 15ВтаЫ2,2436,4*

0>яу =0,6 г" =10 233,7 257,9 275,6 292,4 Прил.2- !5Вта6л.11,2335,47

т^ '»а г" =10 132,2 148^37 159,2 1683 Прил.2- 15В табл.12,2436,4В

Рис.6. График изменения силового сопротивления {?* для разных классов бетона при

<5 = 0,2х„

Влияние степени повреждения арматуры на изменение силового сопротивления проиллюстрировано на рис.7, из которого можно увидеть, что величина класса бетона оказывает смягчающее воздействие на силовое сопротивление.

Рис.7. Схема изменения силового сопротивления б* от коэффициента повреждения арматуры а)ЗИ, (для класса бетона ВЗО и В60)

Построенная оценка остаточного ресурса силового сопротивления при различных сочетаниях и комбинациях вышеуказанных параметров, позволяет для каждого отдельного случая установить ресурс конструктивной безопасности.

В главе представлен также выбор расчетного приема-оценки конструктивной безопасности изгибаемой балки по одному из двух расчетных алгоритмов: по нормальным сечениям (по изгибающим моментам) или по наклонным сечениям (по поперечным силам) осуществляется из условия равенства коэффициентов конструктивной безопасности:

М Q Q Q к '

Реализация этого принципа зависит от условий закрепления и характера внешней нагрузки. В качестве примера в работе рассматриваются 2 варианта: равномерно нагруженные балки: шарнирно опертая и защемленная на опорах. В результате установлено т.н. граничное влияние пролетов, определяющее выбор расчета по нормальным сечениям (изгибаемому моменту) или по наклонным сечениям (поперечным силам).

Расчетные усилия и и а рассчитываются согласно действующим строительным нормам и правилам, а с учетом коррозионных повреждении- ()*-по формуле (11), М*- следует искать по (14)2

+ -г'-!*,) К (14>

Для однопролетной шарнирно опертой балки места сечения <2„1ах находятся у опоры, и места М посередине пролета не совпадают, а поскольку М определяет значение сжимающих сил в сжатой зоне, а он для этой схемы у опоры равен 0, то влияние обжатия на развитие глубины повреждения 8 несущественно, т.е. всегда ожидаемо кольматационное развитие повреждений 5< х0, т.е. глубина соответствует глубине повреждения ненагруженного образца.

2 В диссертационной работе представлен алгоритм расчета изгибаемого железобетонного элемента по нормальным сечениям с учетом коррозионных повреждений.

Для защемленной на опорах балки <2 и М находятся в одном и том же сечении у опоры (А/>0), напряжения в сжатой зоне, которые расположены снизу и могут быть значительно большими. Если расчет прочности по наклонному сечению с учетом коррозионных повреждений показал разрушение, то как следствие - изменится расчетная схема конструкции соответственно величины сжимающих напряжений.

т.к. как было сказано выше, что с ростом напряжений в интервале 0-ег, величина ^уменьшается, т увеличивается, а по мере дальнейшего роста напряжений <т(/)в интервале а1<а<К величина ^увеличивается, т' уменьшается, стремясь к нулю.

Соответственно для шарнирноопертой балки глубина повреждения находится из условия (5) при гпф 1 (кольматационная кинетика повреждений), при котором затухание скорости продвижения коррозионного фронта более выражено: а для балки защемленной на опорах глубину повреждения можно рассчитать по (4).

В 4 главе сформулированы и решены 2 основных способа расчета усиления поврежденных железобетонных элементов по наклонным сечениям методом наращивания бетона и поперечным армированием (без предварительного обжатия, с предварительным обжатием) а также показана количественная оценка конструктивной безопасности повреждённых эксплуатируемых конструкций.

1.Усиление наращиванием. На рис.8, представлена схема силового сопротивления сечения, повреждённого коррозией железобетонного элемента, усиленного односторонним наращиванием бетоном.

Величины 2' и 5 уточняются зондированием натурных конструкций Ресурс силового сопротивления сечения железобетонного элемента, усиленного наращиванием сжатой зоны, определяется на базе ранее сформулированных посылок расчётной модели при полном удалении разрушенной коррозией части сечения, т.е. X' = 0.

Кы

/ГЖ

¿4

А

Ьо

Рис.8. Расчетная модель силового сопротивления усиленного наращиванием поврежденного коррозией железобетонного элемента где Д41 - класс бетона усиления; Л,-площадь сечения.

Устанавливаются т.н. базовые характеристики силового сопротивления,

относящиеся к исходной (проектной) конструкции

Я \Qt\Ka = — > гДе - проектная характеристика конструктивной

во

безопасности. Согласно нормативным требованиям бетон усиливаемой конструкции принимается на класс выше: Иь< Яы-

Предельное силовое сопротивление усиливаемой конструкции имеет запись:

= (15)

а величину требуемого увеличения силового сопротивления усиливаемого слоя можно представить в виде:

более подробно (15) можно записать:

(16)

отсюда находится искомая величина Дй0 -толщина наращиваемого слоя:

л/'» = ]■ (18)

Усиление наращиванием считается обеспеченным, если:

(19)

2.Усиление поперечным армированием. Восстановление необходимой площади поперечной арматуры производится путем введения дополнительных арматурных стержней в соответствующую зону сечения, при этом напряжения, возникающие в установленной арматуре, не учитывают (случай без предварительного обжатия). Перед началом работ по восстановлению конструкцию максимально разгружают от действующих на нее нагрузок (при невозможности снятия нагрузок под усиливаемую конструкцию подводят временные опоры, по возможности в точках приложения сосредоточенных сил). Дополнительная поперечная арматура закрепляется и натягивается и закрепляется вручную (т.е. гайками) для включения в работу усиливаемого элемента. Для нахождения площади дополнительной поперечной арматуры

запишем условие:

а= да,,, (20)

=АА„-Х„-* , (21)

где - -количество стержней,

площадь дополнительной поперечной арматуры д^ :

(22)

"К, с /?„,

При восстановлении силового сопротивления поврежденных железобетонных элементов возникают случаи, когда целесообразно обжать конструкцию с помощью арматуры по способу натяжения «на бетон» (случай предварительным обжатием). Этим осуществляется закрытие трещин, а также изменение знака действующих напряжений. Между тем, дальнейшая эксплуатация таких усиленных обжатием элементов показывает, что с течением

времени их состояние ухудшается. Как правило, это обусловлено недостаточной точностью прогноза потерь предварительного натяжения этих

канатов (или арматуры) - —— отношением напряжения в момент / к

начальному напряжению в момент /0.

Уточнение обеспечивается учетом релаксации напряжений канатов (или арматуры) и просадки анкерных устройств, опирающихся на неравновесно деформируемые железобетонные элементы.

Расчетная схема использует следующие посылки:

- равенство укорочения канатов Л£/, и осадки поверхности усиливаемого элемента: Аих.&ик=Шж (23) -принимается упруго-ползучая модель силового сопротивления арматуры и основания.

- для бетонов учитывается т.н. быстронатекающая ползучесть, а для канатов и арматуры она не учитывается.

Реологическое уравнение силового сопротивления материалов принимается в записи :

1. для бетона с учетом т. н. быстронатекающей ползучести С"(/,/):

С'0„,/,)>О; С-(1,1 )>0, е(и,1) = ^- + (т(1)С'0,1)-'ит)^-С-(1,т)с1т- (24)

£ (/) • от

2. для арматуры (и канатов) без учета т.н. быстронатекающей ползучести:

СЧ/„/.) = 0;СЧМ) = 0. = ^ 'ш±с\1,т)<1т; (25)

Е (/) ^ дт

где: *(/,/„) -полная относительная деформация к моменту времени наблюдений/ (г0 -времяначаланагружения);

сг(г) -действующие в текущий момент времени г напряжения (при однородном напряженно деформированном состоянии); Е "(/) - модуль мгновенной деформации;

С" (7, г)-мера простой ползучести материала, определяемая с учетом износа и повреждений.

Усилие в арматуре (канате) имеет запись:

Р(1) = Л,аг(0, (26)

а напряжения записываются в виде:

^(0 = 2>,«-Л) (27)

1=0

с последующим линеаризующим упрощением

<т,(О = <тДГ0)-а, (/-/„), (28)

где А, -расчетная площадь сечения арматуры (или каната):

Л„=<М50; (29)

Р(1) -усилие в арматуре (или канате) в момент его передачи на бетон после закрытия трещин и местного обмятая торцов конструкций;

-искомый параметр снижения усилий (напряжений) арматуры (или каната) за счет потерь (ползучести основания, релаксации напряжений арматуры). Укорочение арматуры (или каната):

&иг(Ш = И {(г-О-^С-(Лг)Л ]}./ (30)

Ек (0 от

где / - расчетная длина арматуры:

/«/('о).

введя характеристики деформативности В, ] и ВК :

К ¡0

можно записать уравнение укорочения арматуры (или каната) за время ('-'„):

Д и.(/л) = ^«0)В,1-а,ВС2(лг„) (33)

В интересах сохранения симметричности постановки при усилении обжатием поперечного сечения балки ограничиваемся добавлением слоя а по длине наиболее опасного наклонного сечения поврежденного железобетонного элемента (рис.9).

Тогда площадь сечения Л1Т:

А„= Ь(а+с*+а)~ Ь(2а+с*)

(34)

\

а \/

к- с• —>

Рис. 9. Схема площади обжатия усиленного железобетонного элемента. Осадка (укорочение) железобетонного элемента с ограниченными размерами поперечного сечения вычисляется из условия равновесия: РЛ') = Р,Л О

или о-Д/./оД, =о'„(Л'о)Л, (35)

= (36)

а характеристики деформативносности й„|(/,г0) В„ 2((,/0)можно представить в виде:

- 1 - л - 1 -

С) А. £*,(') ¿>(2а + с)

'„ /'Л) = [ -~ТГ + С* (Г./Х' - 'о) - ■-'о)|-С (,/,г)Л '„(О ,

д

¿(2а + с)

Теперь л, и

при вычислении (4.25) значение ( о-ДО |(г,г„) ^

1 : - -(.I — (0)

саА^

Ь(2а + е)

•/) сокращается.

(37)

(38)

(39)

(40)

"-„('о) ((,/„)

' - искомыи уровень падения преднапряжения.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ.

В диссертационной работе рассмотрены особенности силового сопротивления поврежденных коррозией железобетонных элементов по наклонным сечениям, в том числе:

-построена расчетная модель силового сопротивления железобетона при одностороннем контакте с агрессивной средой, учитывающая установленное экспериментально зонирование структурных коррозионных изменений бетона по высоте сечения (зона разрушения, частично поврежденная, зона неповрежденная) и построен метод расчета ресурса конструктивной безопасности изгибаемого железобетонного элемента по наклонным сечениям.

- учтены варианты повреждений, связанные с характером общего развития трансформации напряженного состояния и выделенной областью исследования- развития повреждений, учитывающие потери силового сопротивления бетона и арматуры.

- получена методика выбора оценки конструктивной безопасности изгибаемой балки по одному из двух расчетных алгоритмов - по нормальному сечению (изгибаемому моменту) или по наклонному сечению (поперечным силам), который основан на условии равенства коэффициента конструктивной безопасности указанных случаев.

-анализ результатов показал, что при различных комбинациях и сочетаниях области разрушения г", глубины коррозионного повреждения S, коэффициента повреждения арматуры asw и различных классов бетона потери силового сопротивления увеличиваются от 10 до 60%. Этим установлена закономерность изменения ресурса конструктивной безопасности при различных сочетаниях переменных.

-представлено решение таких способов расчетной оценки восстановления силового сопротивления железобетонного элемента по наклонным сечениям, как методом наращивания бетона и поперечным армированием (без предварительного обжатия, с предварительным обжатием), а также дана соответствующая количественная оценка конструктивной безопасности. Основные результаты исследований изложены в следующих публикациях: 1.Бондаренко В.М., Мигаль P.E. Силовое сопротивление наклонных сечений поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных элементов. РААСН, Вестник отделения строительных наук, вып. 10, Владивосток, 2006г.

2.Бондаренко В.М. Мигаль P.E., Римшин В.И. Остаточный резерв жесткости поврежденных коррозией ЖБК. Международная конференция ОГСУ, Орел, 2006г.

3.Мигаль P.E. К вопросу оценки сопротивления поврежденных коррозией железобетонных элементов. Материалы VI Научно-технической конференции МГАКХиС, Москва, 2006г.

4.Ягупов Б.А., Мигаль P.E. К вопросу оценки несущей способности эксплуатируемых железобетонных конструкций, поврежденных коррозией, ж-л Бетон и железобетон, №3, Москва, 2007г.

5.Мигаль P.E. К вопросу поврежденных агрессивной средой железобетонных конструкций эксплуатируемых сооружений. Материалы VII Научно-технической конференции МГАКХиС, Москва, 2008г.

КОПИ-ЦЕНТР св. 7:07:10429 Тираж 100 экз. г. Москва, ул. Енисейская, д.36 тел.: 8-499-185-7954. 8-906-787-7086

Предисловие.

Глава 1. СОСТОЯНИЕ ВОПРОСА ИССЛЕДОВАНИЯ.

1.1 Введение.

1.2 Коррозионные повреэюдения бетона.!

1.3 Коррозионные повреждения арматуры.

1 ) '

1.4 Оценка сопротивления поврежденных коррозией железобетонных элементов. 21'

1.5 Виды разрушения железобетонных элементов по наклонным сечениям.

Выводы по главе 1.

Глава 2. РАСЧЕТНАЯ МОДЕЛЬ ПОВРЕЖДЕННОГО КОРРОЗИЕЙ ИЗГИБАЕМОГО ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО ЭЛЕМЕНТА ПО

НАКЛОННЫМ СЕЧЕНИЯМ.

2.1 Состояние устойчивого и неустойчивого развития глубины повреждения в зависимости от уровня напряженного состояния.

2.2 Предпосылки и обоснование расчетной модели исследования.

2.3, Отличительные особенности оценки прочности железобетонных элементов с учетом коррозионных повреждений от традиционных расчетов по наклонным сечениям.

Выводы по главе 2.

Глава 3. ОЦЕНКА СИЛОВОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ПО НАКЛОННЫМ СЕЧЕНИЯМ ПОВРЕЖДЕННЫХ КОРРОЗИЕЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ.

3.1. Алгоритм расчета железобетонного элемента по наклонным сечениям с учетом коррозионных повреждений.

3.2. Влияние различных сочетаний параметров на изменение силового сопротивления от коррозионных повреждений.

3.3. Оценка возможности разрушений по наклонным сечениям, поврежденных коррозией.

Выводы по главе 3.

Глава 4. МОДЕЛИ И РАСЧЕТЫ УСИЛЕНИЯ ИЗГИБАЕЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ ПО НАКЛОННЫМ СЕЧЕНИЯМ. 4.1 Задача восстановления силового сопротивления железобетона.

4.2. Способы восстановления несущей способности поврежденных опорных частей элементов, работающих на восприятие поперечной нагрузки.

4.2.1. Усиление наращиванием.

4.2.2. Усиление дополнительным поперечным армированием.

4.3. Количественная оценка конструктивной безопасности.

Выводы по главе 4.

Реконструкция зданий и сооружений в последнее время занимает значительную часть в общем объеме строительных работ, что обусловлено с одной стороны физическим и моральным износом существующих строительных фондов, с другой— их технологическим перевооружением и перепрофилированием.

Здания и сооружения со временем утрачивают свои потребительские I качества; они морально и физически изнашиваются. Моральный износ следует за изменением эстетических, технологических и конструктивных характеристик. Физический износ предопределяется особенностями природы строительных материалов, возрастом конструкции и условиями эксплуатации -предысторией существования и особенностей силового сопротивления [11].

До 80% зданий и сооружений в зависимости от условий эксплуатации подвергаются воздействиям агрессивных сред. В промышленно развитых / странах ущерб от коррозии оценивается в 3-5% от валового национального дохода, при этом 13-19% приходится на долю строительных конструкций [59]. Исследования за последние годы показали, что разрушающие процессы в I железобетоне, причиной которых является коррозионное воздействие окружающей среды приводят к ослаблению силового сопротивления т.е. ослаблению определенной части конструкции (зданий, сооружений), а также может сопровождаться изменением всей расчетной схемы сооружения. В конечном итоге происходит потеря запаса прочности конструкции. Предельное состояние по условию сохранения эксплуатационной пригодности для большего числа конструкций наступает значительно раньше нормативного срока эксплуатации. В многочисленных публикациях рассмотрены вопросы снижения силового сопротивления вследствие коррозионных повреждений и приведены важные для теории и практики предложения по восстановлению конструкций зданий и сооружений. К их числу необходимо отнести работы: Алексеева С.Н. [2], Бабушкина В.И. [5],

Бондаренко В.М. [11], Гузеева Е.А. [27], Гусева Б.Ф.[29], Иоселевского Л.И. [12], Комохова В.П. [36], Корчинского И.Л. [38], Москвина A.M. [47], Окшиной JIM. [73], Полака А.Ф. [56], Попеско А.И. [58], Розенталя H.A. [66], Санжаровского P.C. [71], Степановой В.Ф. [19], Селяева В.П. [72], Федорова B.C. [81], Чиркова В.П. [84] и многих других авторов, чьи работы послужили теоретической и методологической основой исследования.

Несмотря на большое количество исследований, для построения расчетных моделей силового сопротивления бетонных и железобетонных конструкций, необходимо отметить, что подавляющее большинство их касается нормальных сечений, прочности изгибаемых элементов. Между тем практика эксплуатации железобетонных конструкций, показывает, что разрушение конструкции часто происходит и по наклонным сечениям. Поскольку разрушение изгибаемых элементов по нормальным и наклонным сечениям равновероятно, этот вопрос требует дальнейшего развития и обобщения и является предметом настоящего исследования.

Целью настоящих исследований является разработка методики оценки прочности изгибаемых железобетонных конструкций по наклонным сечениям с учетом коррозионных повреждений.

Основные результаты диссертационной работы отражены в научных статьях, а также изложены в тезисах докладов на научно-технических конференциях студентов и аспирантов МГАКХиС в 2002, 2008 г.г.

Работа выполнялась в соответствии с координационным планом Министерства образования Российской Федерации, в Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства на факультете РиСЗиС, на кафедре «Железобетонные конструкции», в 20022009г.

Диссертационная работа разрабатывалась под руководством академика РААСН, доктора технических наук, профессора В.М.Бондаренко.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ.

В работе рассмотрены особенности силового сопротивления поврежденных коррозией железобетонных элементов по наклонным сечениям, в том числе:

-построена расчетная модель силового сопротивления железобетона при одностороннем контакте с агрессивной средой, учитывающая установленное экспериментально зонирование структурных коррозионных изменений бетона по высоте сечения (зона разрушения, частично поврежденная, зона неповрежденная) и построен метод расчета ресурса конструктивной безопасности изгибаемого железобетонного элемента по наклонным сечениям.

- учтены варианты повреждений, связанные с характером общего развития трансформации напряженного состояния и выделенной областью исследования- развития повреждений, учитывающие потери силового сопротивления бетона и арматуры.

- получена методика выбора оценки конструктивной безопасности изгибаемой балки по одному из двух расчетных алгоритмов - по нормальному сечению (изгибаемому моменту) или по наклонному сечению (поперечным силам), который основан на условии равенства коэффициента конструктивной безопасности указанных случаев.

-анализ результатов показал, что при различных комбинациях и сочетаниях области разрушения г*, глубины коррозионного повреждения 6, коэффициента повреждения арматуры и различных классов бетона потери силового сопротивления увеличиваются от 10 до 60%. Этим установлена закономерность изменения ресурса конструктивной безопасности при различных сочетаниях переменных.

-представлено решение таких способов расчетной оценки восстановления силового сопротивления железобетонного элемента по наклонным сечениям; как методом наращивания бетона и поперечным армированием (без предварительного обжатия, с предварительным обжатием), а также дана соответствующая количественная оценка конструктивной безопасности.

1. Акимов Г.В. Теории и методы исследования коррозии металлов. Изд. Академии Наук СССР. 1945. 415 с.

2. Алексеев С.Н. и др. Долговечность бетона в агрессивных средах. М., Стройиздат. 1998. 217 с.

3. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне, М., Стройиздат, 1968. 231с.

4. Алексеев С.Н., Новгородский В.И. Влияние трещин в бетоне на интенсивность коррозии арматуры железобетонных конструкций . Ж-л Бетон и железобетон. №11. 1964. С 511-513.

5. Бабушкин В.И. Защита строительных конструкций от коррозии, старения и износа. Изд-во Высшая школа. Харьков. 1989.168 с.

6. Берг О.Я. Физические основы теории прочности бетона и железобетона. М. Гостехиздат. 1961. 96 с.

7. Бондаренко В.М. Некоторые вопросы нелинейной теории железобетона. Изд. Харьковского университета. Харьков. 1968. 324с.

8. Бондаренко В.М. Феноменология кинетики повреждений бетона железобетонных конструкций, эксплуатирующихся в агрессивной среде. Ж-л Бетон и железобетон. №2. М. 2008.

9. Бондаренко В.М., Боровских А.Б., Марков C.B., Римшин В.И. Элементы теории реконструкции железобетона. Нижний Новгород. Нижегородский государственный архитектурно-строительный университет. 2002.190 с.

10. Ю.Бондаренко C.B., Бондаренко В.М. Инженерные методы нелинейной теории железобетона. М. Стойиздат. 1982 .287 с.

11. Бондаренко В.М., Ивахнюк В. А. Фрагменты теории силового сопротивления бетона, поврежденного коррозией. Ж-л Бетон и железобетон. №5. М. 2003. С. 42-46.

12. Бондаренко В.М., Иоселевский Л.И., Чирков В.П. Надежность строительных конструкций и мостов. Изд. РААСН. М. 1996. 220 с.

13. В.М.Бондаренко, Клюева H.A. К расчёту сооружений, меняющих расчётную схему вследствие коррозионных повреждений. Известия ВУЗов. Строительство. Новосибирск. №1. 2008.

14. М.Бондаренко В.М., Мигаль Р.Е Силовое сопротивление наклонных сечений поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных элементов. РААСН. Вестник отделения строительных наук. вып. 10, Владивосток.2006.С.47-52.

15. Бондаренко В.М. Мигаль P.E., Римшин В.И. Остаточный резерв жесткости поврежденных коррозией ЖБК. 3-я Международная конференция ОГСУ. Орел. 2006.

16. Бондаренко В.М., Назаренко В.Г., Бакиров P.O., Римшин В.И. Железобетонные конструкции. Учебник для вузов. Изд.2. М. Изд. Высшая школа. 2002. 876 с.

17. Бондаренко В.М., Римшин В.И. Усиление железобетонных конструкций при коррозионных повреждениях. Учебное пособие. М. МГАКХиС. 2009.87 с.

18. Бондаренко В.М., Римшин В.И. Примеры расчета железобетонных и каменных конструкций, Учебное пособие, М., Высшая школа,2006. 504с.

19. Бондаренко В.М., Степанова В.Ф. Некоторые практические вопросы усиления железобетонных конструкций. Вестник ОСН РААСН. Вып. 12. Белгород. 2008.

20. Бондаренко В.М., Ягупов Б.А., Степанова В.Ф. К вопросу об усилении железобетонных конструкций. Ж-л Бетон и железобетон. №4. М. 2008.

21. В.М.Бондаренко, Ягупов Б. А. Некоторые вопросы несиловых повреждений конструктивной безопасности и живучести сооружений. Бетон и железобетон. №1. М. 2007.

22. Васильев А.И. Вероятностная оценка остаточного ресурса физического срока службы железобетонных мостов. Труды ЦНИИС. М. 2002.Вып.208. С.101-120.

23. Вербецкий Г.П. Механизм и кинетика коррозии бетона и арматуры в гидротехнических сооружениях, эксплуатируемых с допущением трещинообразования. Дисс. докт. техн. наук. Тбилиси1979. 409 с.

24. Вербецкий Г.П., Шаповалова В.Я., Саралидзе O.A. Метод расчета коррозионной потери сечения стальной арматуры в трещинах железобетонных конструкций. Сообщ. АН Грузинской СССР. Тб. №3.1989. С.118-124.

25. Гвоздев A.A., Яшин A.B., Петрова К.Б. Прочность, структурные изменения и деформации бетона. М. Стройиздат.1978. 299 с.

26. Горохов Е.В. Долговечность стальных конструкций в условиях реконструкции. М. Стройиздат. 1994. 488 с.

27. Гузеев Е.А., Леонович С.Н., Милованов А.Ф., Пирадов К.А., Сейланов Л.А. Разрушение бетона и его долговечность. Минск. Изд. ж-ла Тыдзень. 1997. 170 с.

28. Гусев Б.В., Файвусович A.C., Степанова В.Ф., Розенталь Н.К. Математические модели процессов коррозии бетона. М. Изд. Тимр. 1996.104 с.

29. Гусев Б.В., Файвусович A.C., Степанова В.Ф., Розенталь Н.К. Черньпцук Г.В. Разработка и первичная идентификация математической коррозии бетонов в жидких агрессивных средах. Долговечность и защита конструкций от коррозии. М. НИИЖБ. 1999. С.81-87.

30. Карпенко Н.И. Общие модели механики железобетона. Стройиздат. М. 1996. 416 с.

31. Карпенко Н.И. Карпенко С.И. О новом построении критериев прочности железобетонных элементов при действии поперечных сил. Академия. №З.РААСН. Изд. НаукаМ. 2006.С.26-32.

32. Колчунов В.И., Юрьев А.Г. Рациональный подбор материалов при усилении железобетонных тонкостенных конструкций. Сб. Реконструкция СПб. ГАСУ.1995.С. 96-101.

33. Комар А.Г. Строительные материалы и изделия. Изд. Высшая школа. М. 1983.487 с.

34. Комохов П.Г., Латыпов В.М., Латыпова М.В., Вагапов Р:Ф. Долговечность бетона и железобетона. Приложения методов моделирования с учетом ингибирующих свойств цементной матрицы. Изд. Белая река. Уфа. 1998, 216 с.

35. Королев В.П. Теоретические основы инженерных расчетов стальных конструкций на коррозионную стойкость и долговечность. Научные труды ДГАСА, вып.1-95. Макеевка.1995г. 110 с.

36. Корчинский И.Л. Учет влияния усталости в строительных конструкциях. М. Стройиздат, 1984.

37. Кудайбергенов Н.Б. Основы обеспечения долговечности стальных строительных конструкций промзданий в агрессивных средах. Автореферат дисс. докт. техн. наук. М. 1994.31с.

38. Леонович С.Н. Вопросы технологии усиления строительных конструкций. Ж-л Строительство и недвижимость. Минск. БГТУ. 2008.t

39. Мальганов А.И., Гузеев Е.А., Рубецкая T.B. Деформации пропаренного бетона в растворах сульфатов при- длительном нагружении. Ж-л Бетон и железобетон, №5. 1972. С. 30-31.

40. Маринин А.Н., Гарибов Р.Б., Овчинников И.Г Сопротивление железобетонных конструкций воздействию хлоридной коррозии и карбонизации. ИЦ Рата. Саратов. 2008.261 с.

41. Мигаль P.E. К вопросу оценки сопротивления поврежденных коррозией железобетонных элементов. Материалы VI научно-технической конференции ФРиС, МИКХиС. М. 2006г.С. 167-173.

42. Мигаль P.E. К вопросу поврежденных агрессивной средой железобетонных конструкций эксплуатируемых сооружений. Материалы, VII научно-технической конференция ФРиС, МИКХиС.М.2008г.С.118-124.

43. Мигаль P.E., Ягупов Б.А К вопросу оценки несущей способности эксплуатируемых железобетонных конструкций, поврежденных коррозией. Ж-л Бетон и железобетон №3. М. 2Q07.C.28-31.

44. Москвин В.М. Коррозия бетона в агрессивных средах. Изд. литература по строительству. М. 1971. С. 5-6.

45. Москвин В.М. Коррозия бетона. М. Госстройиздат, 1952.

46. Москвин В.М., Иванов Ф.М., Алексеев С.Н., Гузеев Е.А. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты. М. Стройиздат.1980. С. 536.

47. Москвин В.М., Рубецкая Т.В., Любарская Г.В. Коррозия бетонов в кислых средах и методы её исследования. Ж-л Бетон и железобетон. №10 .М. 1971. С. 10-12.

48. Мурашев В.И. Трещиноустойчивость, жесткость и прочность железобетона. М. Машстройиздат.1950.

49. Овчинников И.Г., Инамов P.P., Гарибов Р.Б. Прочность и долговечность железобетонных элементов конструкций в условиях сульфатной агрессии. Изд Саратовского университета. 2001.

50. Отчет РААСН. Основы прикладной теории конструктивной безопасности и живучести эксплуатируемых зданий и сооружений. Рук. Бондаренко В.М. М. РААСН. 2007.156 с.

51. Пахомова Е.Г. Прочность изгибаемых железобетонных конструкций при коррозионных повреждениях. Автореферат канд. техн. наук. Орел. ОГТУ.2006.

52. Пересыпкин Е.Н Некоторые положения механики разрушения бетона и железобетона применительно к расчету наклонных сечений. Сочи.2009.

53. Петров В.В., Овчинников И.Г., Шихов Ю.М. Расчет элементов конструкций, взаимодействующих с окружающей средой. Изд. Саратовского университета 1987. 288 с.

54. Полак А.Ф. Основы коррозии железобетона,, математическое моделирование с применением ЭВМ. Уфимский нефтяной институт. Уфа. 1986.

55. Полак А.Ф., Яковлев В.В., Латыпов В.М. Обобщенная математическая модель коррозии бетона в агрессивных средах. Ж-л Бетон и железобетон. №9. 1981.С. 41-45.

56. Попеско А.И. Работоспособность инженерных конструкций, подверженных коррозии. СПб. Санкт-Петербургский государственный архитектурно-строительный университет. 1996 .182 с.

57. Попеско А.И, Анцигин О.И., Дайлов A.A. Численный расчет железобетонных стержней при коррозионных воздействиях.

58. Пособие по проектированию защиты от коррозии бетонных и железобетонных строительных конструкций (к СНиП 2.03.11-85).

59. Потапкин A.A. Оценка ресурсов мостов с учетом дефектов и повреждений. Вестник мостостроения 1997г.№ 3, стр 22-23

60. Рекомендации по оценке состояния железобетонных конструкций при эксплуатации в агрессивных средах. НИИЖБ. М. 1984. 34с.

61. Рекомендации по оценке состояния и усилению строительных конструкции промышленных зданий и сооружений. НИИСК. М. Стройиздат.1989. 104с.

62. Римшин В.И. Повреждения и методы расчета усиления железобетонных конструкций. Дис. докт. техн наук. Белгород. 2000.С.331.

63. Розенталь H.A., Кашурников Н.М. Пассивирующее действие ингибиторов коррозии стали в цементно-песчаных растворах. НИИЖБ. М.1989.

64. Розенталь H.A., Чехний Г.В. Коррозионностойкие бетоны особо малой проницаемости. Ж-л Бетон и железобетон. М. №1. 1998. С. 27-29.

65. Руководство по определению скорости коррозии' цементного камня, раствора и бетона в жидких агрессивных средах. М. Стройиздат. 1975. 29с.

66. Руководство по усилению железобетонных конструкций композитными материалами. ООО Интераква. НИИЖБ. 2008.

67. Санжаровский P.C., Астафьев Д.О., Улицкий В.М., Зибер Ф. Усиление при реконструкции зданий и сооружений. Устройство и расчеты усиления зданий при реконструкции. СПб. ГАСУ.1998. 637 с.

68. Санжаровский P.C., Попеско А.И. Несущая способность железобетонных рам при коррозионных повреждениях. Известия вузов. Строительство. №10. 1999.

69. Селяев В.П. Основы теории расчета композиционных конструкций с учетом действия агрессивных сред. Автореферат дисс. докт. техн. наук. М. 1984.35 с.

70. Селяев В.П., Окшина Л.Н. Химическое сопротивление цементных композитов при совместном действии сжимающих нагрузок и агрессивных сред реконструируемых зданий и сооружений. Новосибирск. НГАСУ.1999. С.129-137.

71. Селяев В.П., Римпшн В.И. Долговечность строительных материалов и конструкций. Ж-л Строительные материалы. №12. М. 1995. 24 с.

72. СНиП 2-03.11.85. Защита строительных конструкций от коррозии. Госстрой СССР. М. 1986. 48 с.

73. СНиП 52-01-2003 Бетонные и железобетонные конструкции. Основные положения. М. ГУЛ НИИЖБ. 2004. 23 с.

74. СП 52-101-2003 Бетонные и железобетонные конструкции без предварительного напряжения арматуры. М. ГУП НИИЖБ, 2004. 53 с.

75. Строительные материалы. Учебно-справочное пособие под ред. Айрапетова Г.А. Ростов на Дону. Изд. Феникс. 2004. 608 с.

76. Соломатов В.И., Селяев В.П. Химическое сопротивление композиционных строительных материалов. М. Стройиздат. 1987. 264с.

77. Федоров B.C. Деформативность изгибаемых элементов из армополимербетона при нагреве. Строительные конструкции для железнодорожного строительства. Тр. МИИТа. М .1982. вып.713. С.64.

78. Чирков В.П., Шавыкина М.В. Метод расчета срока службы железобетонных конструкций при коррозии арматуры. МИИТ. М. 1998.С.72.

79. Чупичев О.Б. Работа железобетонных конструкций с учетом предыстории эксплуатации и накопления повреждений. Кандидатская диссертация. МИКХиС. М. 2005.102с.

80. Шагин А.Л. и др. Реконструкция зданий и сооружений. М. Высшая школа 1991. 352 с.

81. Ягупов Б.А. Расчет силового сопротивления железобетонных конструкций при интенсивных коррозионных воздействиях. Материалы VII научно-технической конференции ФРИС. МИКХиС. М. 2008. С.209.

82. Bob С. Probabilistik assessment of concrete structures durability. Safety, Risk, Reliability-Trends in Enginiring-Malta 2001-p. 1-6

83. Paeglitis A. Durability design approach for concrete bridges. 24 th International Baltik Road Conference.2000.

84. Papadakis. V.G. Effect of composition, environmental factors and cement-line mortar coating on concrete carbonation. M.N. Fardis, C.G Vayenas. Materials and Structures. 1992. - Vol.25. - №149. - P.293-304