автореферат диссертации по строительству, 05.23.01, диссертация на тему:Силовое сопротивление железобетонных конструкций по трещиностойкости, эксплуатируемых в реальных средах

На правах рукописи

БАЙДИН ОЛЕГ ВЛАДИМИРОВИЧ

СИЛОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ, ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ В РЕАЛЬНЫХ СРЕДАХ

05.23.0! - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

г о к:е;і ?о ¡з

005061987

Белгород - 2013

005061987

Работа выполнена в федеральном государственном бюджетном образовательном учреждении высшего профессионального образования «Белгородский государственный технологический университет им. В.Г. Шухова»

Научный консультант: - академик РААСН,

доктор технических наук, профессор БОНДАРЕНКО Виталий Михайлович

Официальные оппоненты: - КАРПЕНКО Николай Иванович,

академик РААСН,

доктор технических наук, профессор, Научно-исследовагельский институт строительной физики РААСН, заведующий лабораторией; МЕРКУЛОВ Серггй Иванович, член-корреспондент РААСН, доктор технических наук, профессор, ФГБОУ ВПО «Курский государственный университет»,

заведующий кафедрой «Промышленное и гражданское строительство»; ХРОМЕЦ Юрий Николаевич, доктор технических наук, профессор, ФГБОУ ВПО Московская государственная академия коммунального хозяйства и строительства,

заведующий кафедрой «Строительные конструкции».

Ведущая организация: - ОАО «Центральный научно-исследовательский и проектно-эксперимен-тальный институт промышленных зданий и сооружений - ЦНИИПромзданий»

Защита состоится «21» июня 2013 г. в 14- часов на заседании диссертационного Совета Д 212.014.01, созданного на базе Белгородского государственного технологического университета им. В.Г. Шухова по адресу: г. Белгород, ул. Костюкова, 46, БГТУ им. В.Г. Шухова, ауд. 242.

С диссертацией можно ознакомиться в научной библиотеке Белгородского государственного технологического университет им. В.Г. Шухова. у-г

Автореферат разослан « /У » ¿¿^ 2013 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, доктор технических наук, профессор

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность темы. Железобетон является и в ближайшей перспективе остается основным материалом для природоохранных, коммуникационных, коммунальных, специальных и ряда других сооружений. Значительная часть из них предназначена для защиты населения, производств, территорий от вредных или даже чрезвычайных техногенных и климатических нагрузок. Наряду с этим железобетон используется как материал для технологического оборудования и транспортно-хранилищных конструкций, требующих высокого уровня обеспеченности. Одновременно такие конструкции очень часто испытывают воздействие агрессивных сред, подвергаются коррозионным повреждениям. Это снижает их трещиностойкость, отрицательно влияет на их эксплуатационную пригодность и даже конструктивную безопасность.

В частности, экспериментально установлено, что структура бетона, его плотность и проницаемость и, следовательно, коррозионная проницаемость непосредственно связаны с уровнем действующих напряжений. Между тем, современные методы оценки ресурса трещиностойкости с учетом влияния коррозионных повреждений еще только разрабатываются, а в имеющихся публикациях отсутствуют предложения по учету некоторых важных факторов; например, фактора влияния уровня напряженного состояния на коррозионные повреждения и трещиностойкость бетона.

Поскольку ответственное место среди перечисленных выше сооружений занимают железобетонные конструкции, предназначенные для одновременного восприятия силовых и средовых воздействий, которые могут вызывать потерю их функционального назначения - защитного потенциала самих сооружений, постольку для указанных железобетонных конструкций началом возникновения рисковых ситуаций служит момент образования трещин в бетоне растянутой части сечения.

В связи с этим проблемное значение обеспечения на заданный срок сохранения трещиностойкости имеет задача прогнозирования момента появления трещин « растянутой зоне железобетонных конструкций с максимальным по количеству и по значимости учетом факторов силового и коррозионного происхождения. Такая постановка выдвигает вопрос о способах увеличения ресурса трещиностойкости, о потерях этого ресурса во времени в процессе эксплуатации сооружений и оценке продолжительности эффективности осуществленного усиления конструкции.

В связи с этим требуется создание уточненных методов теоретического прогноза силового сопротивления по трещиностойкости железобетонных конструкций, эксплуатируемых в реальных средах.

Автор выражает благодарность доктору технических наук А. Иванову за помощь при завершении работы.

Целью диссертационной работы является выявление влияния особенностей напряженно-деформированного состояния и характера коррозионных повреждений на критерии момента образования трещин в элементах железобетонных конструкций, выбор способов увеличения ресурса трещиностойкости, снижение этого ресурса во времени в процессе экс-

плуатации сооружений и оценка продолжительности эффективности выполненного усиления конструкции. Автор защищает:

- способ назначения кинетических ограничений продвижения коррозионных повреждений в зависимости от уровня напряженного состояния элементов для эксплуатируемых железобетонных конструкций;

- расчетную модель и способ вычисления характеристик продвижения коррозионных повреждений в зависимости от уровня напряженного состояния;

- правило совпадения коэффициентов сохранения механических свойств по всем характеристикам силового сопротивления бетона, применяемое для сечений поврежденного коррозией железобетона;

- предложения по эквивалентной замене рассчитываемых сечений приемом замены поврежденных частей сечения;

- расчетную модель силового сопротивления образованию трещин изгибаемых железобетонных элементов с учетом коррозионных повреждений бетона сжатой, растянутой зон и рабочей арматуры: соответствующий метод численного определения допустимых изгибаемых моментов от нагрузки по предельным характеристикам бетона;

- прием повышения трещиностойкости методом обжатия растянутой части железобетонного элемента и способы расчета момента вероятного наступления трещинообразования;

- экспозицию трещиностойкости, связанную с потерями обжатия за счет ползучести бетона и релаксации напряжений в элементах обжатия;

- выявление особенностей изменчивости положения центра тяжести приведенного сечения, жесткости и отпорности сечений вдоль пролета в процессе нагружения (разгружения) в зависимости от знака, уровня напряжений в компонентах сечения, изменения характеристик их силового деформирования (модулей деформации) и коррозионных повреждений.

Научную новизну работы составляют:

- методика построения расчетных ограничений эксплуатационных повреждений по уровню действующих напряжений;

- предложения по вычислению параметров продзижения фронта коррозионных повреждений в диапазоне нулевых напряжений длительной прочности;

- расчетная модель распределения коррозионных повреждений по высоте сечения бетонного образца при одновременном обжатии и воздействии агрессивной среды;

- обоснование единого коэффициента сохранения количественных характеристик всех механических свойств бетона как приема расчетной оценки ресурса прочности и жесткости железобетонных элементов, поврежденных коррозией;

- классификация процессов коррозионных повреждений по кинетическим признакам: затухающий процесс, фильтрационный процесс и лавинный процесс;

- расчетная модель и способы количественной оценки момента образования трещин в железобетоне, поврежденном коррозией;

- расчетная модель повышения трещиностойкости методом обжатия растянутой зоны и количественные оценки потерь этого обжатия за счет ползучести бетона и релаксации напряжений в элементах обжатия;

- обоснование и алгоритм вычисления экспозиции трещиностойкости для эксплуатируемых поврежденных коррозией железобетонных конструкций;

- специфические особенности силового сопротивления деформированию железобетонных элементов, основанные на выявленной изменчивости положения центра тяжести приведенного сечения, жесткости и отпорно-сти изгибаемых железобетонных элементов вдоль пролета, характеристики сопротивления деформированию в зависимости от знака нагружения.

Достоверность и обоснованность научных положений и выводов в диссертации обеспечены использованием базовых положений сопротивления материалов, строительной механики и согласуются с основами теории железобетона, экспериментальными и теоретическими исследованиями по коррозионному повреждению бетона и арматуры в железобетонных конструкциях.

Практическое значение и реализация результатов работы.

Разработанный комплексный метод позволяет количественно оценить состояние и ресурсы трещиностойкости элементов железобетонных конструкций, поврежденных коррозией, рассчитывать необходимые уровни обжатия и потери натяжения, а также экспозицию сохранения трещиностойкости во времени при конкретных уровнях нагружения и ин-тенсивностях коррозионных воздействий.

Разработанный комплексный метод может быть представлен как часть решения проблемы предупреждения и ликвидации чрезвычайных ситуаций.

Результаты проведенных исследований были внедрены в учебный процесс Белгородского государственного технологического университета им. В.Г. Шухова для студентов специальности «Городское строительство и хозяйство» в дисциплинах «Конструкции городских сооружений и зданий» и «Технические вопросы реконструкции зданий»; в учебный процесс Московской государственно!! академии коммунального хозяйства и строительства для студентов специальности «Промышленное и гражданское строительство» в дисциплине «Усиление железобетонных конструкций при коррозионных повреждениях»; в ООО «Центрогипроруда» при проектировании несущих конструкций двух природоохранных защитных сооружений; в ООО «Строительная Компания №1» в условиях стесненной городской застройки при возведении сборно-монолитных подпорных стен, в ООО «Мостстройинвест» при изготовлении и расчете балок сборно-монолитной конструкции, а также использованы в исследовательских работах научно-исследовательского института строительной физики Российской академии архитектуры и строительных наук и при расчетах трещиностойкости железобетонных конструкций, проектируемых ОАО «Экспериментальный научно-исследовательский институт» (г. Москва).

Апробация работы и публикации.

Основные положения работы опубликованы и доложены на У-ой Международной научно-практической конференции «Инженерные системы -2012» (г. Москва, апрель, 2012 г.), на семинаре кафедры «Железобетонные и каменные конструкции» Московской государственной академии коммунального хозяйства и строительства (г. Москва, май, 2012 г.).

В полном объеме работа доложена и одобрена на расширенном заседании кафедры «Городское строительство и хозяйство» Белгородского государственного технологического университета им. В.Г. Шухова (г. Белгород, сентябрь, 2012 г.).

По теме диссертации опубликовано 18 научных работ, в том числе 16 статей опубликованы в журналах входящих в перечень ВАК РФ, а также издана монография.

Структура и объем работы.

Диссертационная работа состоит из введения, семи глав, основных выводов и заключения, списка литературы и приложения.

Работа изложена на 230 страницах, включающих 198 страниц основного текста, 25 рисунков, 27 таблиц, список литературы из 247 наименований и приложения.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

Во введении обосновывается актуальность рассматриваемой темы, даны общая характеристика диссертации, представлена методическая последовательность исследования, сформулирована цель работы. Мотивируется тематика диссертационной работы, соответствующая интересам одной из главных государственных критических технологий — предупреждение и ликвидация чрезвычайных ситуаций1.

Отличительной особенностью силового сопротивления железобетона, составляющих его компонентов и их совместное функционирование, помимо анизотропии и энергодиссипативности, является режимно-наследственная специфика нелинейного неравновесного и частично необратимого деформирования. Современные научные и расчетно-конструкторские разработки, согласующиеся с фундаментальными положениями механики, физики и термодинамики, развиваются в феноменологическом направлении. Логической базой феноменологических методов является опытно-статистическая оценка факторов и следствий процессов деформирования и разрушения материалов и конструкций, выявление и анализ существующих качественных и количественных связей между ними, обобщение полученных результатов с последующим формулированием системы гипотез и инвариантов, достаточных для построения теорий.

Бетон характерен анизотропией силового сопротивления. Его использованию в несущих конструкциях способствует компенсационное армирование. Одновременно силовое сопротивление бетона, арматуры,

'п. 21, перечня критических технологий РФ, утвержденного Указом Президента РФ от 07.07.20 И г. №899.

сцепления между ними отличают, помимо нелинейности связи, напряжениями и деформациями, ползучести и необратимости, возрастной износ; бетон реагирует на изменения гидрометрических и физико-химических характеристик среды и на предысторию существования.

Многие реальные железобетонные конструкции, в частности, конструкции экологозащитных, транспортно-коммуникационных, коммунальных, специально-технологических сооружений имеют повышенную степень рисков неприемлемых повреждений, вызванных техногенными или биологическими агрессивными воздействиями (в дальнейшем эффект этих воздействий будет нами обозначаться как коррозионные повреждения). Ответственное место среди перечисленных выше сооружений занимают те, которые должны обладать герметизационными защитными качествами и для которых образование трещин недопустимо. Для таких конструкций . появление трещин приводит к потере функционально-технологического назначения, в том числе и к потере защитных возможностей сооружения. Для перечисленных железобетонных конструкций началом возникновения рисковой ситуации служит момент образования трещин в бетоне растянутой части сечения.

Проблемное значение обеспечения на заданный срок сохранения состояния трещиностойкости (без трещин) имеет задача прогнозирования момента появления трещин в растянутых зонах железобетонных элементов с максимальным по качеству и по значимости факторов рисков силового и коррозионного содержания.

Решению соответствующей задачи — прогноза появления трещин и мер по их предупреждению (и ликвидации) посвящена данная диссертационная работа.

В первой главе диссертации изложено состояние проблемы, представлен краткий обзор исследований о структуре и механических свойствах бетона; природе, механизме, кинетике коррозионных повреждений бетона и арматурной стали; трещиностойкости железобетонных конструкций.

Рассмотрены основные работы о структурно-механических свойствах бетона, которые были выполнены B.C. Лесовиком, А.К. Малмейсте-ром, В.И. Павленко, П.А. Ребиндером, В.В. Строковой, А.Н. Хархарди-ным, З.Н. Цилосани, Е.М. Чернышовым, H.A. Шаповаловым, а также работы о влиянии коррозионных повреждений на бетон —В.И. Бабушкиным, Ю.М. Баженовым, Р.Б. Гарибовым, Е.А. Гузеевым, Б.В. Гусевым, A.C. Коломацким, П.Г. Комоховым, В.М. Москвиным, И.Г. Овчинниковым, A.M. Подвальным, А.И. Попеско, JI.M. Пухонто, Ш.М. Рахимбае-вым, В.И. Римшиным, Н.К. Розенталь, В.Ф. Степановой, C.B. Федосовым и др.

Также были рассмотрены основные теории деформирования, которые были выполнены Н.Х. Арутюняном, О.Я. Бергом, В.М. Бондаренко, A.A. Гвоздевым, А.Б. Голышевым, В.И. Мурашевым, H.H. Панариным, И.Е. Прокоповичем и др. Дальнейшие развитие теории деформирования железобетонных конструкций широко представлено в экспериментально-теоретических исследованиях Т.И. Барановой, В.Н. Байкова, О.Я. Берга,

В.М. Бондаренко, П.И. Васильева, И.В. Волкова, Г. Гаера A.A. Гвоздева, Г.А. Гениева, А.Б. Голышева, И.М. Грушко, С.А Дмитриева, Ю.В. Зайцева, Н.И. Карпенко, Э.Н. Кодыш, В.И. Колчунова, А.Е. Кузьмичева, Б.А. Крылова, Л.Р. Маиляна, С.И. Меркулова, JI.A. Мурашко, В.Г. Назаренко, Я.М. Немировского, P.C. Санжаровского, В.П. Селяева, В.И. Тра-вуша, B.C. Федорова, A.B. Харченко, Ю.Н. Хромец, А. Чена, В.П. Чиркова, А.Л. Шагина, А.Г. Юрьева и др.

Основные работы по трещиностойхости железобетона и определению величины предельной растяжимости бетона были заложены в экспериментально-теоретических исследованиях и выполнены в разное время A.A. Гвоздевым, Л.Б. Гержулой, А.Б. Голышевым, О.М. Донченко, А.П. Епифановым, A.B. Караваевым, Н.И Карпенко, О.П. Кварикадзе, А. Клейнлогелем, Вл.И. Колчуновым, A.A. Кудрявцевым, Р.Г. Литвиновым, Е. Мершем, В.И. Мурашовым, А.-Й.Й. Ноткусом, E.H. Пересыпки-ным, Е. Пробстом, Г.А. Смоляго, Г.Д. Цискрели и др.

Исходные структурно-механическиз характеристики бетонов зависят от состава их компонентов, технологии изготовления, особенности внешних несиловых воздействий, а эксплуатационные характеристики и структурные изменения связаны с уровнем, знаком и режимом их напряженно-деформированного состояния. Из исследований A.B. Саталкина и Л.П. Макаренко известно, что с увеличением сжимающих статических напряжений бетон вначале уплотняется, а затем разуплотняется вплоть до разрушения. При этом пористость и проницаемость уменьшаются, и увеличиваются соответственно, с ростом напряжений от нулевых значений до начала трещинообразования, продвижение фронта коррозионных повреждений тормозится, а затем интенсифицируегся. Однако, до уровня напряжений, равных длительной прочности бетона Rdl, имеет место кольмата-ционное заполнение пор и трещин бетона продуктами коррозии цементного камня, а продвижение фронта коррозионных повреждений имеет затухающий характер. Затем поры множатся, соединяясь между собой в трещины и проницаемость увеличивается. Таким образом, в зависимости от уровня напряжений меняется глубина коррозионных повреждений. Анализ ряда работ показал, что имеющиеся предложения по оценке влияния коррозии бетона не увязаны с уровнем напряженных условий.

Коррозия арматурной стали была предметом изучения большого числа исследователей, в частности Г.В. Акимова, С.Н. Алексеева, Э.М. Гутмана, Г.В. Карпенко и др.

Существующие методы расчета для оценки трещиностойкости конструкций, построенные на основе данных, полученных при одноосном напряженном состоянии, базируются на эмпирической основе и состоят в сравнении действующих напряжений растяжения в бетоне с нормативными значениями предельных напряжений растяжения либо на сравнении предельной растяжимости бетона с расчетными относительными удлинениями бетона внешних волокон сечения. Имеются также работы, в которых по образованию трещин использовали диаграммы напряжений - относительные деформации бетона с нисходящей ветвью. Ряд авторов -А.П. Епифанов, Л.М. Гаркун предлагают определять предельную растя-

жимость бетона с учетом влияния градиента деформации. О.М. Донченко и Л.Б. Гержула увязывают предельную растяжимость бетона с его прочностью на растяжение.

В целом по трещиностойкости железобетона при коррозионных повреждениях не было найдено литературных источников, лишь недавняя публикация Е.Г. Смоляго, в которой даны первые предложения по оценке влияния коррозии на трещиностойкость.

Во второй главе приводятся общие положения, в том числе сведения об износе и повреждении эксплуатируемых железобетонных конструкций, о признаках потенциала силового сопротивления сооружений; о зависимости этого потенциала от предыстории, эксплуатационной специфики, режима и уровня нагружения. Описаны типы трещин железобетонных конструкций, признаки и факторы трешинообразования; сделан анализ существующих предложений по оценке трещинообразования, рассмотрены схемы разрушения сечений. Рассматривается и мотивировано выбирается уравнение силового сопротивления бетона и арматурной стали. Вносятся предложения по кинетической группировке разных типов неравновесного развития коррозионных процессов во времени.

Анализ показывает, что даже «обычные» дефекты и повреждения снижают силовое сопротивление конструкций, а при неблагоприятных обстоятельствах они могут привести к отказу и даже к обрушению сооружения.

Общим, обязательньм признаком обеспеченности силового сопротивления сооружения является сохранение геометрической неизменяемости, в том числе при импульсивном нагружении или в результате коррозионных выключении связей, сечений элементов, изменения граничных условий; частичными признаками способности к приспосабли-ваемости и перераспределению усилий, удовлетворение требований по несущей способности, эксплуатационной пригодности и долговечности элементов конструкции.

Силовое сопротивление железобетона совокупно определяется свойствами его компонентов и спецификой их совместной работы, включающей сцепление арматуры с бетоном и допустимости локального трещинообразования.

Отметим, что образование трещин в растянутом бетонном сечении железобетонных элементов, влияние на их эксплуатационную пригодность, не меняет геометрическую неизменяемость сооружения.

В настоящее время действующие регламентные документы группируют трещины применительно к неповрежденным коррозией железобетонным элементам по трем признакам:

- нормальные к продольной оси элемента, пересекающие продольную и поперечную арматуру;

- наклонные к продольной оси элемента, пересекающие продольную и поперечную арматуру;

- наклонные к продольной оси элемента, пересекающие только поперечную арматуру.

Диссертационная работа посвящена образованию трещин, нормальных к оси элемента. Вместе с тем, автору не удалось выявить и воспользоваться информационными источниками при исследовании поставленной в диссертации задачи как комплексной с учетом полного сопротивления растянутой зоны бетона, нелинейности и неравновесности его силового сопротивления и деградационных факторов, обусловленных коррозионными повреждениями сжатой части сечения, коррозионными повреждениями растянутой части сечения, включая повреждения бетона и арматуры.

Известные предложения по прогнозу развития (но не образованию) трещин могут быть сгруппированы следующим образом:

- использующих расчетную модель В.И Мурашева; к этой группе относятся работы О .Я. Берга, А.П. Кудзиса, Г.А. Молодченко, A.A. Мурашко, Я.М. Немировского, В.А. Никитина, Г.А. Смоляго, М.М. Холмян-ского, В.И. Федосьева и др.;

- имеющих чисто эмпирическую основу, построенные на базе обстоятельных экспериментов Вл.И. Колчунова (и ряда зарубежных авторов);

- основанные на учете взаимных смещений арматуры и бетона.

Однако, заметим, что в этих исследованиях опущено влияние

коррозионных повреждений. При этом, агрессивные среды можно разделить на следующие группы: жидкие среды, газообразные среды, твердо-сыпучие среды, а также органо-грибковые среды.

Как доказано В.М. Бондаренко, по кинетическому признаку продвижения фронта коррозионных повреждений еозможны три типа их кинетического развития во времени:

- постепенного торможения продвижения и затухание повреждений - этот вариант является основным для эксплуатируемых конструкций и сооружений;

- фильтрационный, при котором жидкая агрессивная среда проходит сквозь бетонное тело и выносит продукты коррозии;

- лавинного продвижения, сопряженными с полным разрушением

бетона.

Таким образом, в круг проводимых исследований входит только первый тип - тип постепенного затухания и обнуления агрессивных воздействий в пределах сечения конструкции.

В принятой расчетной модели независимо от вида агрессивной среды повреждения в теле бетона железобетонного элемента распределяются следующим образом: наибольшие разрушения наблюдаются на поверхности контакта агрессивной среды с бетоном, по мере продвижения коррозионного фронта повреждения уменьшаются и на некоторой глубине обнуляются (при этом возможно полное разрушение внешних сжатых фибр бетона и перемещения поверхности контакта со средой в глубь бетонного тела).

Таким образом, по сечению железобетонного элемента, в его сжатой части выделяется три зоны: зона полного разрушения, переходная зо-

на постепенного уменьшения повреждений (до нулевого значения) и неповрежденная зона (рис. 1).

Рис. 1. Варианты коррозийного повреждения бетонного образца: А. - полностью разрушенная область отсутствует;

Б. - имеют место все три области повреждений Такая схема относится ко всем перечисленным разновидностям агрессивной среды; отличие между ними состоит в различной глубине проникновения повреждений и различных скоростях продвижения коррозионного фронта. Соответствующие характеристики определяются для каждого конкретного случая эмпирически с учетом влияния номинации бетона, наименования агрессора и уровня напряженного состояния.

При построении уравнения силового сопротивления (1) использованы известные посылки гипотез: о малости относительных частных и полных деформаций в сравнении с размерами образцов, о сложении и взаимонезависимости частных деформаций, об их аффиноподобии, о суперпозиции деформаций ползучести.

Уравнение силового сопротивления бетона, записанное в виде связи частных относительных деформаций £■(/) с напряжением сг(/) и

2

режимом неубывающего во времени нагружения . Принимается в традиционной записи

£{t) = e^(>) + £6n(t) + i:pn(t,t0);

£-'(t) = £>-'»(1) = ^кОк('Л);

*-JMi v j

(1)

(2)

*>(Mo) = -JS„[ff(r)]

dC0(r,t0) dr

dz,

2 A.A. Гвоздев предложил (l)- (3) для любых статических режимов нагружения.

приSMX<T{t)} = Sl[cr(t)\cr{t)-, S„Hr)]=

5iM/)]=l + v„

O~(0 R

R

(5)

где: £мг (t) - частные упруго-мгновенные деформации; £ftj (/) - частные быстро-натекающие относительные деформации ползучести; £(m(Mo)~ частные режимно-накапливаемые относительные деформации ползучести; i иг [ег(г)] или 5_,к[сг(г)] - функция напряжений для упруго-мгновенных относительных деформаций; [сг(?)] или sM, [<т(г)] - функция напряжений для относительных деформаций ползучести; S°„e - функция нелинейности относительных мгновенных деформаций; S° [cr(r)] - функция нелинейности относительных деформаций ползучести (функции напряжений принимаются по П.И. Васильеву; а - напряжения; R - предел прочности; v и т - эмпирические параметры нелинейности; Емг (/) - модуль упруго-мгновенных деформаций к моменту времени t с учетом влияния старения; C0{t,t0) - мера простой ползучести с учетом возраста к началу на-гружения /0; t0,T,t - начало нагружения, текущее время, время наблюдения.

Между тем, для решения общих, в том числе многомерных задач, как показал профессор Ю.Н. Работнов, требуется квазилинейная модернизация (1); при сг = const принимает вид:

5(a)

£{t) =

(6)

гДе Ee„ At,t0) =

Ещ«) 1 + ç(t,t0)

; <p(t,t0) = E^(.t)-C0(t,t0),

S(cr) = <т ■ 5° (cr) = <т

Ki

(7)

где v и m - единые для упруго-мгновенных и запаздывающих (ползучести) параметры нелинейности, установленные C.B. Бондаренко из уравнения равенства e(t), вычисленных по (6) и (5).

v =

(l + vj

1

1 + ç(t,t0)

+ (1 + v„)<p(t,t0)

-1,

(8)

- 1 . 1

т =-1п~

1п0,7 у

1+<р(1,(0)

-1, (9)

- 42

заметим, что для практических расчетов можно принимать: у = —;

к

/и = 4,0.

Приведенная замена (4, 5) на (7) обеспечивает не менее 97 % точности.

Аппроксимация кривой деформирования арматурной стали при помощи ломаной линии совпадает с диаграммой А.А. Илюшина, а при помощи кривой, аналогична кривой для бетона П.И. Васильева позволяет учитывать нелинейности деформирования по секущей в вид:

£у=Ду£,0, 0°)

где Е$0 - начальный модуль упругости; - параметр нелинейности.

А=—=Цг- (11)

Задачи обеспечения безотказной эксплуатащш, конструктивной безопасности, живучести зданий и сооружений, транспортно-коммуникационных систем и других вследствие ряда неотвратимых факторов природного, техногенного или диверсионного происхождения, предельно обострившихся в текущем тысячелетии, не могут быть исчерпывающе решены в рамках существующих объемно-планировочных композиций, конструктивных и расчетных концепций. В частности применительно к бетонным и железобетонным конструкциям, эксплуатируемых в агрессивных средах или подвергающихся разрушительным физико-химическим воздействиям, отсутствуют нужные обобщения, объективно необходимые для построения расчетных формул силового сопротивления бетона и железобетонных конструкций.

Как отмечено выше, в зависимости от уровня действующих напряжений продвижение коррозионных повреждений в бетонное тело может иметь: затухающий характер, асимптотически стремящееся к некоторой определенной глубине; фильтрационный характер, при котором глубина повреждений не ограничена, но скорость продвижения фронта повреждений стремится к некоторой асимптотической величине и, наконец, при напряжениях, близких к пределу длительной прочности бетона, могут иметь лавинный, разрушительный характер. Другими словами, каждому уровню нагружения соответствуют свои параметры силового и противокоррозионного сопротивления. Этим принципиально отличается применяемая модель от известных моделей.

В качестве основного случая рассматривается физико-химические повреждения бетонного элемента, ранее нагруженного и имеющего не нулевое напряженное состояние при одностороннем по внешней фибре контакте с агрессивной средой. Исходные уравнения введены В.М Бондаренко с обобщением за счет введения изменчивости параметров кинетики повреждений, зависящих от уровня действующих напряжений (рис.2):

Л

= -а[Д<5(0Г >гДе А<5(0 = Г77ГГ-

о)

Решение (12) дается в виде:

где при т = 0: /0(?) = 1-

где при т = 1: /,(0 = 1 - Д5(/0,/0)е

•а('-'о) .

(12)

(13)

(14)

(15)

1

где при т > 1: /„(/) = 1 ■- ([Д^Л)]^"^'1 + а[{-т) + ф - О)1*^ ,

(16)

при /0 =0 будет ¿(Г0,0 = 0 и Д5(*0,/0) = 1.

К этому 0</и<1 фильтрационная кинетика продвижения фронта повреждений;

при т>0 - так называемая кольматационная (затухающая) кинетика продвижения фронта повреждений;

при т < 0 - так называемая лавинная кинетика продвижения фронта повреждений.

Формула (15) в настоящее время принимается как эмпирическая.

Рис. 2. Схема кинетики продвижения повреждений в зависимости от величины и знака параметра /и

Выше отмечено, что с изменением уровня напряжения структура бетона изменяется, одновременно меняется проницаемость и, вследствие этого, изменяются параметры: в диапазоне от нулевых напряжений до

микротрещинообразования | — = 0,45 -н 0,5 | значение параметра т рас-

тут, а а и 8кр уменьшаются; в диапазоне ^ = 0,45 + 0,90^ от микро-

трещинообразования до предела длительной прочности т уменьшается, а а и 8 растут (рис. 3).

Рис.3. Схема изменения параметров т, а и 8

в зависимости от уровня напряжении ц =

Я

С учетом форм кривых (рис. 3) искомые функции а , т, 8^ могут быть записаны полиномами.

= 0; (17)

т(г;) = 7/ . —т^-

1--о ат]

0,45

Ла(п)

= 0:

0,45

= 0.

(18)

(19)

/=о ¿1]

Для каждого сечения номинаций бетона и агрессивной среды экспериментально определяются фиксируемые параметры а , т, 8кТ и с их

помощью вычисляются дт,, да ,, , .

В третьей главе выполняется исследование напряженно-деформированного состояния железобетонных элементов двух стадиях: исходном, неповрежденном коррозией при полном нагружении внешней нагрузкой и исследуемой, когда на нагруженный элемент начинает воздействовать коррозионная среда.

В этой же главе формулируется и получает ответ вопрос о совмещении и о разделении в поперечном сечении элементов нейтральной оси деформации и нулевых осей нормальных напряжений, а также исследуется и мотивируется выбор отсчета жесткости и отпорности от линии центра тяжести приведенного сечения.

Для решения основной задачи оценки моментов трещинообразо-вания в поврежденных коррозией железобетонных элементах, получивших полную силовую нагрузку до воздействия агрессивной среды, необходимо определить начальное напряженное состояние конструкции, в частности, напряжения в компонентах сечения. Для этого, как известно, достаточно использовать условия равновесия, закономерности силового сопротивления сечений и материалов.

В начале рассмотрен случай с депланацией поперечных сечений:

£ = (х) "£^'при 0<Пс <1' (20)

для которого применимо условие совместности деформаций в компонентах поперечных сечений; затем, приняв гипотезу плоских сечений (т/£ = 1), используя для сжатой зоны бетона запись напряжений в виде:

(21)

«„ = 1 ■- (1 ■- /о . при /„ = Н О < /0 < 1, (22)

Мпр. Е0

с помощью известных уравнений равновесия силового сопротивления находим высоту сжатой зоны:

причем, контрольно для предельного варианта

{(Уф = Д4;сг5 = Я^о'ц = Я5;/0 = 0) получаем формулу СНиП:

X = (24)

ъ0яь

Из условий равновесия сил на горизонтальную ось определяется высота сжатой зоны:

х = —!—-у/в2 + 4АС - В , (25)

2 А

где:

А = КЛ0;К = = В = ^Е3А5 + Р'Е'^;

(1+ «„£„„ 2

С = + (26)

Отсюда, искомое для дальнейших исследований значение напряжения сжатых фибровых волокон железобетонной балки равно:

М

'Ь-Ф ~ ЦТ

(27)

где:

ъх2 , А,Е, (К-Х)2 , ^кМ

+ ^ 5 v 0 7 + 4- (28) 2 + X Е'ЬЛХ

Расчетные значения временного модуля деформации Еер и, следовательно, значения аь ф последовательно уточняются.

Одна из особенностей напряженно-деформированного состояния конструкций, материал которых деформируется неравновесно и необратимо, состоит в том, что во времени возможно смещение линии нулевых деформаций по отношению к нулевой оси эпюры нормальных напряжений. То есть если в некоторой точке сечения в некоторый момент времени действовали напряжения, отличные от нуля, а затем они уменьшились, то в этот момент времени, когда эти напряжения обратятся в нуль, соответствующие деформации еще не окажутся равными нулю, а будут иметь некоторую величину. Это вызвано частичной необратимостью упруго-мгновенных деформаций, частичной необратимостью деформаций ползучести, а также запаздыванием, свойственным неравновесным процессам деформирования. Поскольку смещение нулевых осей деформаций и напряжений зависит от уровня напряженного состояния, постольку оно различно в разных сечениях по длине элементов. Таким образом, в силу того, что деформационные характеристики материалов железобетонного элемента в сжатой и в растянутых зонах различны, жесткости этих зон меняется асинхронно. Это обуславливает перемещение нейтральной оси напряжений и деформаций, раздвоение нулевых осей напряжений и деформаций (рис.4,5).

Заметные значения описанного раздвоения нулевых осей появляются на этапе обработки эксперимента.

При расчете жесткости железобетонных элементов, составленных из нелинейно деформируемых компонентов, особое значение приобретает вопрос о назначении оси отсчета жесткости. В линейной строительной механике, как правило, центр тяжести сечения располагается на нейтральной оси сечения, вопрос об оси отсчета жесткости решается сам собой.

Рис. 4. Схема раздвоения нулевых осей деформаций и напряжений у сильно армированных сечений.

Отметим, что квазилинейная форма уравнения силового сопротивления (6) не отражает возможность описанного раздвоения осей.

Рис. 5. Схема раздвоения нулевых осей деформаций и напряжений у слабо армированных сечений.

В применении к железобетонным элементам, центр тяжести приведенных сечений которых не лежит на нейтральной оси, В.М. Бондаренко в 1968 г. установлено, что отчет жесткости должен осуществляться не относительно нейтральных осей напряжений, а относительно центра тяжести приведенных сечений.

Положение центра тяжести приведенного сечения, зависящее от жесткостей компонентов, которые в свою очередь определяются временными модулями деформаций, их площадями сечений и расстоянием от центра тяжести приведенного сечения, определяемой по формуле:

г

ИЕер.Ау< -• (29)

IX,,4 1 -1

В целом существенной особенностью расчета нелинейно и длительно деформирующихся систем является необходимость последовательно уточнить величины действующих усилий и, следовательно, величины временных модулей деформации компонентов. Уточнения обусловлены тем, что в нелинейной постановке жесткости конструкции и действующие в них напряжения взаимосвязаны.

При этом, отметим, что тщательно поставленные эксперименты и теоретические исследования, проведенные Г.М. Чувикиным, подтвердили значимость и необходимость учета нелинейных факторов деформирования, так как они приводят примерно к 20% влиянию на прогибы изгибаемых конструкций.

В четвертой главе осуществлена реализация возможностей построенной расчетной модели для железобетонных изгибаемых элементов, поврежденных коррозией; в частности разработаны предложения по зонированию поперечных сечений поврежденных коррозией элементов; построены алгоритмы расчета ресурса прочности по нормальному сечению и ресурса прочности по наклонному сечению, а также алгоритм оценки ресурса силового сопротивления по деформированию.

Установлено, что при одностороннем агрессивном воздействии можно (по глубине химкоррозионных повреждений бетонных элементов) выделить три области: область г' - полностью разрушенная (может отсутствовать); область 5 - переходная, частичного повреждения; область р - исходная, неповрежденная коррозией (рис. 1).

Потери силового сопротивления при одностороннем контакте бетона с агрессивной средой вследствие химкоррозионных повреждений могут достигнуть 1/3 исходного силового сопротивления для варианта А; и более 1/3 - для варианта Б.

На рис. 1 приняты следующие обозначения: сг - напряжения сжатия элемента (в предельном состоянии а = Ядл ); г* - толщина внешнего слоя, полностью утратившая способность к силовому сопротивлению; 8 -глубина фронта коррозионных повреждений, отмечаемая от поверхности контакта с коррозионной средой (толщина переходного слоя); р - толщина неповрежденного слоя; К* - функция сохранения силового сопротивления элемента, ответственная за количественный учет влияния коррозионных повреждений по глубине 5; К' - тоже на внешней фибре (0<К' ¿1).

Функция сохранения представлена в виде усеченного степенного

ряда

где: я,- - коэффициенты степенного ряда находятся из фиксированных значений К, (отсчет ведется от оси V); для варианта А - (г' - 0)

при г = р+5 будет К'(р + 3) = К'х ; (31)

с1К'

при г = р будет К'(р) = 1; —-г

аг

2=р откуда:

,33,

для варианта Б, где (г* > 0):

= 0; (32)

2

откуда о0 =1-|4| ; «1=-^-; а2=-ТГ- (34)

Р) 2 р 1

Поскольку (31>—(34) содержат только геометрические признаки, постольку, очевидно, что функция К" справедлива для всех характеристик силового сопротивления бетона:

К*= — = — = — = = (35)

Я Е в С0

Это является основой правила эквивалентности, применяемого при расчете железобетона.

Одновременно с развитием коррозионных повреждений бетона может происходить коррозия стальной арматуры. При этом кинетика коррозионных повреждений арматуры нормируется по показателям, имеющим размерности скорости мм/год.

Уменьшение площади поперечного сечения арматуры и снижения силового сопротивления как единого расчетного конструктивного фактора оценивается по формуле:

(36)

5,0

где А5 0 и А5 - площади сечения арматуры, соответственно, исходной и поврежденной, причем оценка ДА3 = А50—А5 не поддается детерминистическому расчету, а имеет статистический вероятностный характер.

В целом, на силовое сопротивление стальной арматуры коррозионным повреждениям влияет химический состав и микроструктура стали, технология хранения и применения арматуры, геометрические характеристики стержней, запас трещиностойкости конструкции, вид и концентрация агрессора, защитные качества окружающего бетона, температурно-влажностный режим среды.

Ресурс силового сопротивления по прочности нормальных сечений отсчитываемый относительно центра тяжести растянутой арматуры в моментах равен:

р

КР=\ъй5Яь

+ рЪаК-ь

\-\x-J?

(37)

где X* = Х + —8 + г'.

3

Ресурс силового сопротивления по прочности наклонных сечений оценивается с учетом трех возможных случаев разрушения: сдвиг по наклонному сечению, раздробление сжатого бетона, излом относительно центра тяжести сжатой зоны. При этом отличие оценок с учетом коррозионных повреждений от традиционных расчетов состоит в корректировке сопротивления бетона, поперечной арматуры.

Заметим, что жесткость сечений изгибаемых железобетонных элементов отсчитывается от оси, проходящей через центр тяжести приведенного сечения. Исходя из принципа сложения сопротивлений

И'^АХг,2, (38)

1=1

где: г( - расстояние от центра тяжести приведенного сечения до центра тяжести /-того компонента; А, - площадь сечения /-того компонента; Е* - временный модуль деформаций компонента /' на уровне его центра тяжести с учетом коррозионных повреждений, зависящие от уровня и режима приложения напряжений, коррозионных повреждений и продолжительности наблюдения.

П =У,,„~У: ™™ П =У1~Учж> (39)

ЪААУ,

при этом уцт определяется по (29): уцт = —1-,

1=1

где: уц т - расстояние центра тяжести приведенного сечения относительно растянутого фибре сечения; у, - тоже для / -того компонента.

В связи с нелинейной зависимостью временных модулей деформации бетона и нелинейным коррозионным влиянием на деформации компонентов сечения, положения центра тяжести приведенного сечения, жесткости меняются вдоль пролета.

В связи с этим, дальнейшее решения осуществимы с помощью аппроксимации по нескольким фиксированным сечениям - функции изменения жесткости вдоль пролета. Этим, по сути, вводится принципиальная возможность замен нелинейных алгоритмов решений - линейными, но с переменными вдоль пропета параметрами.

Пятая глава посвящена выявлению, исследованию и оценке специфики напряженно-деформированного состояния железобетонных эле-

ментов в части влияния коррозионных повреждении на эпюры нормальных напряжений и жесткости сечений. Известное соотношение

1 _ аги _ м

~ ' " Б'

(40)

Р

справедливо как при нагружении, так и разоружении изгибаемого железобетонного элемента.

Здесь: — - кривизна изгибаемого элемента; М - действующий Р

изгибающий момент; И - характеристика сопротивления сечения элемента силовому нагружению.

Отметим, что при нагружении £> - жесткость Ъ , при разгруже-

нии — это отпорность В (вводимое отличие £) ф Б обусловлено частичной необратимостью силового деформирования при разрушении и его линейностью); причем, при нагружении существенен уровень действующих напряжений, а при разгружении учитываются режимные особенности разгружения, возраст бетона, коррозионные повреждения отражены в

формировании отпорности. О . Кроме этого, величина £> зависит от геометрии сечений, их компонентного состава, расстояния от осей отсчета.

С учетом необратимости силовых деформаций (гистерезисных энергопотерь) и накопления коррозионных повреждений, временный модуль отпорности записывается в виде:

К'

(41)

Далее, в интересах отождествления применяемой модели с распределением нормальных напряжений в поврежденных коррозией сечениях полагаем следующее - применяя гипотезу плоских сечений и привлекая в качестве функции напряжений 5(<т) соотношение Графа, запишем

5(ег) г - ь

е = —; е = —; 5(ст) = аа ,

Еер.л. Р

и получим для неповрежденного коррозией сечения

<х(0 =

(и-у)оЛ

для поврежденного коррозией сечения

Я,

<7*(*) =

(1 + у)/УД

(42)

(43)

(44)

где г и г-, - ординаты, отсчитываемые от нулевой оси напряжении, соответственно неповрежденного и поврежденного коррозией железобетонного элемента.

В итоге, как обычно жесткость (отпорность) вычисляется по формуле:

£> = £>,+ А, (45)

для которых, включая зону р в зону 8 (это не дает ощутимой разницы в численных результатах, но упрощает вычисление), получим при отсчете от растянутой грани:

= (46)

... А 17 V ¿Ь '

У* (1 + ^)о5°(

(2)

после чего по изложенной схеме при 5° = 1 находят отпорности Б сечений при разгружении изгибаемых железобетонных элементов.

Квазилинейная запись уравнения силового сопротивления бетона, описывающая связь между напряжениями и деформациями, позволяет построить диаграмму сг — е, которая неосуществима в другой записи - в раздельной записи упруго-мгновенных деформаций и деформаций ползучести (нелинейные между собой). Несмотря на некоторые несовершенства, именно такая запись, представленная в виде диаграммы (рис. 6) и используется в настоящее время в нормативных и иных регламентах документах. Вместе с тем подчеркнем, что ее мотивируемая реализация возможна только на восходящей ветви кривой а — е .

Здесь: ал - придел напряжений условного линейного деформирования; а - текущие напряжения; ат - экстремальные напряжения; <тк -напряжение разрушения (при реализации нисходящей ветви ТК ); е - текущие полные относительные деформации; еоб - обратимые полные относительно деформации неповрежденного коррозией образца; еИ0б- необратимые полные относительные деформации неповрежденного коррозией образца; е"об - обратимые полные деформации поврежденного коррозией образца; е'1о5 - необратимые полные деформации поврежденного коррозией образца.

На рис. 6 с учетом признаков Энгессера-Ясинского линии разгрузки неповрежденного коррозией образца 2-3 параллельны линии начального временного модуля деформации 0-1, а линия разгрузки поврежденной коррозией образце 2-4 сдвинута в связи с ростом необратимых деформаций, порожденных влиянием коррозий.

Рис. 6. Диаграмма а - є, нагруженного в момент времени (п сжатием неповрежденного коррозией бетонного образца и разгруженного: до повреждения коррозией и после повреждений коррозией.

График диаграммы ст-є имеет две части: восходящая ветвь ОТ и нисходящая ветвь ТК ; восходящая ветвь соответствует устойчивому напряжено-деформированному состоянию, нисходящая - неустойчивому.

Обратимая линейная часть полных относительных деформаций, и коэффициент обратимости определяется по формулам: - для неповрежденного коррозией бетона:

к _ °б■ —

Коб. ~ ~~~ -

1

5»

(48)

- для поврежденного коррозией бетона:

К6=К'-Ко5. (49)

Зафиксировав основные факторы силового сопротивления бетона, отметим, что поскольку жесткость и отпорность отсчитывается относительно центра тяжести приведенного сечения, постольку изменяются знаки (нагружения и разгружения), величины (фактор нелинейности) и режима действия усилий значимо влияют на силовое сопротивление деформированию; в частности, медленное во времени перемещение центра тяжести происходит статически, а при быстром (или внезапном) - динамически, когда появляются следующие факторы и возможны импульсные воздействия.

Отметим, что поскольку величина 5 глубины повреждения коррозионного фронта зависит от уровня напряжении, то есть от величин изгибающего момента, постольку эпюра силового сопротивления концепту-

ально отличается от эпюры материалов для неповрежденных коррозией балок.

Например, иллюстративно при неизменном вдоль пролета армировании для шарнирноопертой балки постоянного сечения, нагруженой равномерной нагрузкой, эпюра материалов имеет вид - рис.7.

для балки поврежденной коррозией М*щ

Аналогично меняются жесткости В , отпорности В и, соответственно податливость В , которая равна

В = — . (50)

Применительно к практическим расчетам могут быть введены упрощения, состоящие в следующем:

- замена фактического распределения внешней нагрузки условно

равномерной по всему пролету3;

- выбор фиксированных сечений, вычисление соответствующих им внутренних усилий, количественных характеристик коррозийных повреждений и характеристики нелинейности;

- определение значений податливости этих фиксированных сечений и аппроксимация функции податливости В{х) ;

- реализация (47) как для нагружения, так и для разгружения (при необходимости с итерационными уточнениями).

Например, для однопролетного защемленного на опорах изгибаемого балочного элемента (эпюра податливости В , рис. 8).

3 Расчетно-теоретический спра! очник проектировщика, госстройиздат, 1960 г., стр. 391

М(х)

Рис. 8. Иллюстративный вариант податливости изгибаемого элемента Для рис. 8 возможна аппроксимация функции податливости в ви-

де:

В(х) = В -Лбш

4л-

Ьс + 1

: 11,

' . (ЛтсЛ , (Ал д эт! — I х + Ъ сое! —

О _ Т> П , П

ГДе А = пуп . ^ _ тах т

при а =

и ¿1 = ;

М{х) = Моп-^х + х2).

,(51)

(52)

(53)

(54)

Здесь: д- приведенная равномерная нагрузка; л- число «Пи»; / - пролет балки; Моп - опорный изгибающий момент; <р - начальная фаза.

Шестая глава содержит построения и мотивацию расчетной модели для выявления изгибающего момента, соответствующего образованию трещины в растянутой части сечения, поврежденного коррозией железобетонного элемента; в ней рассматриваются способы повышения трещиностойкости, приводится оценка влияния коррозии компонентов железобетона, ползучести бетона и релаксации напряжений в канате дополнительного обжатия на потери усилий обжатия, представлен алгоритм оценки экспозиции эффективного обжатия.

При построении модели прогноза момента образования трещин в бетоне растянутой зоны поперечных сечений изгибаемых элементов нормальные напряжения принимаются равными предельным Яы, в сжатой

зоне £Г,

ь,ф •

Рассматривается два варианта напряженно-деформированного состояния поперечного сечения поврежденного коррозией изгибаемого эле-

мента I с наличием слоя полного разрушения; II - при отсутствии слоя полного разрушения (рис. 9).

В арматуре напряжения назначаются из условия совместности деформирования с бетоном:

(55)

однако при £ > а5 , а'5 обнуляется.

Вариант I Вариант II

Рис. 9. Поперечное сечение железобетонного элемента и эпюр сохранения К' и К* при расчете момента образования трещин (вариант I, вариант II)

Из условия равновесия всех усилий на горизонтальную ось получаем величину сжатой зоны X": - для варианта I:

'ь,ф

4МЛ

К

а;

(56)

• для варианта II:

Х =

-МЛ

ь,ф

гА.

(57)

Заметим, что в первом приближении аь ф =ЯЬ. Далее, аналогично (29) устанавливаются центры тяжести приведенных сечений для вариантов I и II, определяются расстояния между

этими центрами тяжести и центрами тяжести компонентов сечений, и вычисляются их расчетные жесткости (отпорности, податливости). Отсюда:

1 <Ри М г

б = -

сЬс и р

(58)

Р

где: р - радиус кривизны деформируемого бруса; I] - функция прогиба бруса; х - абсцисса сечения, Х- высота сжатой зоны; ^„-относительное удлинение фибрового растянутого волокна.

Тогда изгибающий момент, соответствующий образованию трещин, равен:

*

м;„р при еф, = К'иет , (60)

п — Л

где: М'тр— искомый изгибающий момент, при котором образуется первая

трещина (в первом приближении); К- коэффициент силового сопротивления для фибрового растянутого волокна бетона; £ш - предельная относительная деформация для фибрового растянутого волокна при изгибе; Л- общая высота сечения; £>*- жесткость наиболее нагруженного (опасного) сечения поврежденного коррозией изгибаемого элемента.

При необходимости уточнения решения выполняется второе приближение, в котором в сжатой зоне принимается по формулам (27), (28) или по (61):

(<ФУ =

мтр м\Р

(61)

Ш (62)

причем, при а'5 < г будет = 0 ,

где Т]ф - эмпирический коэффициент (МОЖНО принять 71ф = У^ )•

Таким образом, в двух приближениях установлена связь между моментом силового сопротивления и жесткостью опасного сечения, зависящего в свою очередь, от интенсивности коррозионных повреждений бетона и арматуры, нелинейности деформирования и ползучести компонентов.

Среди мероприятий повышения трещиностойкости в поврежденных коррозией конструкциях важная роль принадлежит приемам, следствием которых является уменьшение напряжений, вызывающих трещино-образование. К этим приемам относятся изменения расчетной схемы с целью уменьшения действующих усилий; уменьшение пролета; установка дополнительных опор; усиление сечения наращиванием и дополнитель-

ным обжатием. Последний прием для многих конструкций является предпочтительным, поскольку другие приемы по конструктивным и технологическим признакам нессуществимы. В связи с этим, актуальна алгоритмизация способов расчета внешнего силового вмешательства в напряженно-деформированное состояние конструкции, при этом надо иметь в виду, что такое вмешательство не должно менять общие распределение усилий во всех элементах сооружений, то есть иметь локальный самоуравновешивающий характер.

Поскольку и силовое вмешательство, и конструктивная корректировка напряженно-деформированного состояния осуществляется с элементами сооружения, воспринявшими предшествующую нагрузку, постольку при расчете необходимо учитывать наложение факторов силового сопротивления; поэтому во всех случаях, когда это возможно, целесообразно конструкцию предварительно разгрузить. Соответствующие приемы, не являясь новыми, до настоящего времени обеспечивались расчетом без достаточного учета неравновесных процессов силового сопротивления, особенности предшествующих коррозионным повреждениям растянутой и сжатых зон и потерь силы обжатия, неизбежных за счет ряда объективных принадлежащих материалам свойств, в частности ползучести бетона, релаксации усилий обжатия.

Предлагаемый метод расчета повышения сопротивления образованию трещин поврежденного коррозией железобетона обжатием использует следующие посылки:

- считается, что коррозионные повреждения бетона и арматуры к времени обжатия стабилизируются;

- повреждения учитываются для арматуры коэффициентом а>5 (уменьшения расчетной площади поперечного сечения и снижения механических характеристик арматурной стали), а для бетона с помощью формулы сохранения характеристик силового сопротивления К* (30); причем, признается, что К* в равной мере относится ко всем характеристикам поврежденного коррозией материала (35);

- принимается, что к моменту исчерпания силового сопротивления образованию трещин напряжения в бетоне растянутой части сечения очерчиваются прямоугольником с уровнем напряжений аы ф ;

- одновременно, считается, что напряжения в растянутой арматуре соответствуют деформациям, равным предельной растяжимости бетона:

(63)

- напряжения в сжатой арматуре из этого же условия:

Е

Ек

°ъЛ\ (64)

где: Яы - предел прочности бетона на растяжение; аьф - фибровые напряжения сжатия.

- расчетные характеристики для части сечения с разными компонентами устанавливаются как средневзвешенные:

_ I ем, ,а, — _ X с0 А -_1>Д

Ет- ^^ >С0- ^^ ит.п. (65)

где Л, - площадь компонента.

- обжатие выполняется натяжением «на бетон» дополнительным внешним армированием (канатами); этим в расчетную схему вводится внешняя сила и соответственно меняется напряженно-деформированное состояние элемента (заметим, что обжатие расчетной части сечения силой Мк = АкакУ0) увеличивает высоту сжатой зоны X' и уменьшает высоту

растянутой зоны X] = А - X").

Аналогично, предыдущему изложению рассматриваются два варианта коррозионного повреждения железобетонного изгибаемого элемента- рис. 10.

Вариант I Вариант II

Рис. 10. Схемы поперечных сечений и эпюр сохранения бетона К и К* изгибаемого бруса: а) вариант > 0; б) вариант П , г = 0

Из условия равновесия всех сил на горизонтальную ось с добавлением внешней силы обжатия Ык находится высота сжатой части сечения X* (или высота растянутой части X* = И-Х')в момент образования трещины ер1 = еь,.

Так, для варианта I:

для варианта II: Х' = - со,А',а, + акАк + л _ <*Ь,Ф 5 _

" Ъ<\<ть,ф+11ы) 1 1\<ткф+Яы)

-—(1-ЛГ*)т—^-Л+т-^1-(67>

При этом существенно, что во времени усилия в канате обжатия уменьшаются и вследствие этого высота сжатой зоны X' уменьшается. Это повышает опасность трещинообразования.

Задача решается последовательными приближениями (заметим, что практически достаточно первого приближения или, при необходимости, второго приближения). Приближения относятся к вычислению высоты сжатой зоны X', это требует уточнения расчетных значений фибровых напряжений в сжатой зоне бетона аь ф и соответственно в сжатой арматуре (64).

Для этого в первом приближении компонент аЬ ф = Яь и = ; вычисляем , предельный изгибающий момент М*, и, наконец изгибающий момент образования трещин М , (58)-(60). Во втором прибли-

М" х ,

жении по (22) и (27) находим стьф1 = —и искомое значение Хг.

Искомые потери обжатия железобетонного элемента определяются следующей последовательностью вычисления:

- силовое сопротивление растянутой арматуры и бетона растянутой зоны заменяется силовым сопротивлением условного железобетонного элемента, характеристики которого определяются как средневзвешенные (65);

- влияние коррозионных повреждений для арматуры учитывается коэффициентом сохранения к площади сечения ю3, а для бетона - коэффициентом сохранения бетона К*;

- текущее обжатие рассчитывается по формулам:

А'а- (0 = (10) - АКк(() или ак(/) = <тк(10)-Аак((); (68)

- условие равновесия:

- = О или ак0)Ак = аж6{1~)Ажб; (69)

АЖ6=Ь0{И~Х*), (70)

здесь Ажб - площадь растянутой части сечения, наделенная характеристиками силового сопротивления по (70);

- условие совместности деформаций:

**(') = (71)

- уравнение силового сопротивления компонентов растянутой части сечения принимаются по формулам (6, 7).

Отсюда искомые оценки потерь обжатия элемента:

МО

о)

1

Е.

К,вр.л.

(Ш

1+

ЛкЕк^{1)816(а) АЖбЕжб „р л (/)

ЕК,вр.л. ('о' А) )

(72)

при 5°.Дсг)>1 решение уточняется приближением, при 5^(сг) = 1,

МО__1

МО

о)

1 +

Ек,щкя. ('о > 'о )

(73)

^жб^жб^рл. ('» 'о )

В диссертации (72) также рассмотрено применение режимного уровня силового сопротивления материалов.

Таким образом, получен алгоритм потере уровня обжатия железобетонного элемента с учетом ползучести бетона, релаксации напряжений в канате обжатия, влияния соотношения площади компонентов сечения (как до коррозионных повреждений, так и после).

Иллюстративно, в диссертации на примере показаны численные потери обжатия; там показано, что без влияния коррозии потери силового сопротивления составляют до 30%; с учетом коррозии до (35-^4%). Соответственно, уменьшается высота сжатой зоны изгибаемого элемента и значение изгибающего момента, соответствующего образованию трещин.

Между тем, очевидно, что необходимо обеспечить достаточную трещиностойкость на все расчетное время эксплуатации конструкций. Для этого требуется определить продолжительность (экспозицию) эффективного обжатия. В качестве критерия оценки экспозиции эффективного обжатия принято условие:

Ыо|^Ы> <74>

которое требует, чтобы в бетоне растянутой фибры напряжения обжатия оставались большими, чем напряжения растяжения от внешней нагрузки; для расчета суммарных напряжений от внешней нагрузки можно принять равными нулю, при этом остается резерв в размере Кы. В итоге, решения обратной задачи приводит к оценке экспозиции эффективного обжатия:

(75)

- \ кСоЬ^И

где:

У = ~

-1п

к-(0~М°°)] кСоЬ^мГ

(76)

Таким образом, введена количественная оценка необходимого обжатия растянутой части сечения изгибаемого железобетонного элемента, осуществляемого в интересах повышения трещиностойкости; при этом предложенный расчет снижения уровня обжатия с учетом ползучести бетона, релаксации напряжений канатов обжатия и влияния коррозионных повреждений материалов оценивается временем, в течение которого обеспечивается трещиностойкость.

Седьмая глава содержит описание и анализ экспериментальных исследований, посвященных оценке силового сопротивления образованию трещин.

Экспериментальная проверка силового сопротивления и характера трещинообразования показала удовлетворительное совпадение опытных и расчетно-теоретических характеристик по деформированию и тре-щинообразованию.

При этом каждая глава завершена выводами, а диссертация в целом общими выводами исследований, выполненных в процессе подготовки диссертации.

В приложении приведены материалы, подтверждающие внедрение результатов диссертационных исследований.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ

1. Выявлены принципы обеспечения технологического соответствия, эксплуатационной пригодности, конструктивной безопасности и безаварийности железобетонных конструкций природозащитных, коммуникационных и специальных сооружений, заключающиеся в том, что определяющим для сохранения надежности является предупреждение образованию трещин; коррозионные повреждения существенно снижают трещи-нозащитный потенциал железобетонных конструкций; для железобетонных конструкций, эксплуатационная пригодность которых требует первой категории трещиностойкости, допустимы только коррозионные повреждения кольматационного типа; развитие и связь коррозионных повреждений бетона с уровнем действующих напряжений носит неравновесный характер.

2. Разработан комплексный метод расчета ресурса силового сопротивления по образованию трещин с учетом знака и величины усилия, нелинейности и неравновесности деформирования и влияния коррозионных повреждений для железобетонных конструкций значительного класса сооружений, учитывающий то, что изучение коррозионных процессов разрушения бетона осуществляется только в предположении предшествующего сформирования напряженно-деформированного состояния от расчетных нагрузок и последующего воздействия агрессивной среды, причем и нагрузка, и агрессивная среда считаются неизменными.

3. Для оценки эксплуатационной пригодности железобетонных конструкций введены функциональные соотношения и группировка типов кинетики коррозионных повреждений и продвижения коррозионного фронта в бетоне в зависимости от уровня действующих напряжений; раз-

работаны схема и ограничения продвижения коррозионного фронта и зонирование сечений железобетонных элементов в зависимости от степени коррозионных повреждений.

4. Предложены расчетные модели и разработаны алгоритмы оценки силового сопротивления железобетона по прочности и деформированию при коррозионных повреждениях бетона и арматуры.

5. Выявлены специфические особенности силового сопротивления деформированию железобетонных элементов, состоящие в том, что вследствие анизотропии, нелинейности связи напряжений и деформаций, неравновесности и коррозионных изменений механических свойств бетона и арматуры центры тяжести приведенных сечений, относительно которых осуществляется отсчет характеристики сопротивления деформированию (жесткость, отпорность, податливость сечения), меняют положение по высоте сечений, вдоль пролета, во времени в зависимости от знака, уровня напряжений, характера коррозионных повреждений и времени.

6. Доказаны возможности замены нелинейного алгоритма расчета деформаций линейным алгоритмом с переменными напряжениями вдоль пролета, с учетом неравновесности силового сопротивления и нелинейности развития коррозионных повреждений.

7. Создана и обоснована расчетная модель силового сопротивления образованию трещин в железобетонных элементах при изгибе и построен метод количественной оценки ресурса трещиностойкости для двух основных вариантов коррозионных повреждений сечений.

8. Применительно к обжатию растянутой части сечения изгибаемого железобетонного элемента, как способу увеличения или восстановления трещиностойкости, разработана методика оценки потерь обжатия, обусловленных ползучестью бетона, релаксацией напряжений в элементах (канатах) обжатия.

9. Сформулировано понятие критического времени (продолжительности) эффективного обжатия железобетонного элемента и разработана методика расчета критического времени.

Основное содержание диссертации представлено в следующих публикациях:

1. Байдин, О. В. Экспериментальное исследование трещиностойко-сти стержневых сборно-монолитных конструкций / О.В. Байдин, С.М. Шаповалов, A.B. Шевченко // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. -2009. -№ 2. - С. 78 - 83. - ISSN 2071-7318.

2. Байдин, О.В. Расчет сборно-монолитных конструкций с применением вариационного метода и интегрального модуля деформации / О.В. Байдин, С.М. Шаповалов, A.B. Шевченко // Строительная механика и расчет сооружений. - 2009. - № 4. - С. 9 - 13. - ISSN 0039-2383.

3. Байдин, О.В. Трещиностойкость стержневых сборно-монолитных железобетонных конструкций / О.В. Байдин. - Белгород: Изд-во БГТУ, 2010. - 101 с. - ISSN 978-5-361-00147-7.

4. Байдин, О.В. Тенденции физических основ коррозии бетона / О.В. Байдин // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. - 2011. - № 3. - С. 27 - 28. -ISSN 2071-7318.

5. Байдин, О.В. Силовое сопротивление образованию трещин поврежденного коррозией железобетона / О.В. Байдин // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова.-2012.-№ 1.-С. 11 - 14.-ISSN 2071-7318.

6. Байдин, О.В. К вопросу повышения трещиностойкости поврежденного коррозией железобетона / О.В. Байдин // Вестник БГТУ им. В.Г. Шухова. - 2012. - № 1. - С. 46 - 49. - ISSN 2071 -7318.

7. Байдин, О.В. ПовЕ.ииение сопротивления образованию трещин поврежденного коррозией железобетона обжатием / О.В. Байдин // Строительная механика и расчет сооружений. - 2012. - № 2. — С. 2 — 7 — ISSN 0039-2383.

8. Байдин, О.В. О силовом сопротивлении железобетона поврежденного коррозией / О.В. Байдин // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. — 2012.-№ 2.-С. 11 - 13-ISSN 2071-7318.

9. Байдин, О.В. Влияние неравновесных процессов силового сопротивления на потери обжатия при повышении трещиностойкости железобетона / О.В. Байдин, Г.М. Редькин // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. -2012. -№ 2. - С. 45 - 48 - ISSN 2071-7318.

10. Байдин, О.В. Повышение трещиностойкости поврежденного коррозией железобетона обжатием с учетом потерь предварительного напряжения / О.В. Байдин // Строительная механика инженерных конструкций и сооружений - 2012. - № 3 - С. 51 - 57. - ISSN 1815-5235.

11. Байдин, О.В. К вопросу силового сопротивления поврежденного коррозией железобетона / О.В. Байдин // Труды V Международной научно-практической конференции «Инженерные системы — 2012», Москва, 16-18 апреля 2012 г. - М. РУДН, 2012. - С. 3 - 7. - 363с.

12. Байдин, О.В. Расчетная оценка потерь обжатия при повышении трещиностойкости поврежденного коррозией железобетона / О.В. Байдин, В.М. Бондаренко // Строительная механика и расчет сооружений. - 2012. - № 4. - С. 2 - 7. - ISSN 0039-2383.

13. Байдин, О.В. Экспозиция обжатия железобетонных конструкций поврежденных коррозией / О.В. Байдин // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. - 2012. -№ 3. - С. 15 - 17. - ISSN 2071-7318.

14. Байдин, О.В. Сравнительный анализ влияния различных факторов силового сопротивления на трещиностойкость железобетона / О.В. Байдин, Е.С. Глаголев // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. - 2012. -№ 3. - С. 53-56.-ISSN 2071-7318.

15. Байдин, О.В. Некоторые вопросы развития теории железобетона / В.М. Бондаренко, А. Иванов, О.В. Байдин, A.B. Царева // Строительство и реконструкция. - 2012. - №4. - С. 25 - 29. - ISSN 2073-7416.

16. Байдин, О.В. Некоторые вопросы диссипации силового сопротивления деформированию эксплуатируемого железобетона /A.B. Царева, О.В. Байдин, А. Иванов, В.М. Бондаренко // Строительная механика и расчет сооружений. - 2012. - № 6. - С. 31 - 38. - ISSN 0039-2383.

17. Байдин, О.В. К вопросу об образовании трещин в железобетоне поврежденном коррозией / О.В. Байдин // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. - 2012. - № 4. - С. 20 - 24. - ISSN 2071-7318.

18. Байдин, О.В. К расчету сопротивления деформированию поврежденного коррозией железобетона / О.В. Байдин, A.B. Царева, А. Иванов, В.М. Бондаренко // Вестник БГТУ им. В. Г. Шухова. - 2012. - № 4. -С. 70 - 73. - ISSN 2071-7318.

Байднн Олег Владимирович

СИЛОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ, ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ В РЕАЛЬНЫХ СРЕДАХ

05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Подписано в печать 27.03.13. Формат 60x84/16. Усл. печ. л. 2,3. Уч.-изд. л. 2,2.

Тираж 100 экз. Заказ № 87 Отпечатано в Белгородском государственном технологическом университете им. В.Г. Шухова 308012, г. Белгород, ул. Костюкова, 46

БЕЛГОРОДСКИЙ ГОСУДАРСТВЕННЫЙ ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЙ УНИВЕРСИТЕТ ИМ. В.Г. ШУХОВА

УДК 624.012.35

05201351417

БАЙДИН Олег Владимирович

СИЛОВОЕ СОПРОТИВЛЕНИЕ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ПО ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ, ЭКСПЛУАТИРУЕМЫХ В РЕАЛЬНЫХ СРЕДАХ

Специальность: 05.23.01 - Строительные конструкции, здания и сооружения

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук

Научный консультант: заслуженный деятель науки и техники РСФСР, академик РААСН, доктор технических наук, профессор В.М. Бондаренко

Белгород - 2012

На прав

СОДЕРЖАНИЕ

стр.

ВВЕДЕНИЕ..............................................................................................................................................5

1. СОСТОЯНИЕ ПРОБЛЕМЫ..............................................................................................16

1.1 Физические основы коррозионных повреждений железобетона..........................................................................................................................16

1.2 Физические модели деформирования железобетонных конструкций..............................................................................................................................26

3.3 Методы оценки трещиностойкости железобетонных конструкций............................................................................................................................28

3.4 Выводы. Цель и задачи исследования............... 31

2. ПОСТАНОВКА ЗАДАЧИ О СИЛОВОМ СОПРОТИВЛЕНИИ ИЗГИБАЕМЫХ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ..............................33

2.1 Общие положения....................................................................................................33

2.2 Уравнения силового сопротивления бетона....................................45

2.3 Квазилинейное представление уравнений силового сопротивления..........................................................................................................................51

2.4 Кинетика коррозионных повреждений бетона................................59

2.5 Выводы................................................................................................................................69

3. РАСЧЕТНАЯ МОДЕЛЬ ДЛЯ ИСХОДНОГО ЭЛЕМЕНТА................70

3.1 Напряженно-деформированное состояние

неповрежденного коррозией железобетонного элемента..............70

3.2 Смещение нулевых осей нормальных напряжений

и нейтральных осей деформаций..........................................................................79

3.3 Деформирование изгибаемых железобетонных элементов.. 84

3.4 Выводы....................................................................................................................................92

4. РАСЧЕТНАЯ МОДЕЛЬ ДЛЯ ПОВРЕЖДЕННОГО КОРРОЗИЕЙ ЖЕЛЕЗОБЕТОННОГО ЭЛЕМЕНТА..............................................................................93

4.1 Исходные положения............................................................................................93

4.2 Остаточный ресурс силового сопротивления

поперечному изгибу по прочности нормальных сечений....... 98

4.3 Остаточный ресурс силового сопротивления

поперечному изгибу по прочности наклонных сечений........ 101

4.4 Остаточный ресурс силового сопротивления

деформированию......................................................... 103

4.5 Выводы................................................................ 108

5. ОСОБЕННОСТИ СИЛОВОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОНОГО ИЗГИБАЕМОГО ЭЛЕМЕНТА, ПОВРЕЖДЕННОГО КОРРОЗИЕЙ.................................................. 109

5.1 Жесткость (отпорность) поврежденного коррозией железобетонного изгибаемого элемента................................... 109

5.2 Характеристика силового сопротивления

деформированию........................................................ 115

5.3 Выводы............................................................... 128

6. ПОВЫШЕНИЕ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗГИБАЕМЫХ ЭЛЕМЕНТОВ, ПОВРЕЖДЕННЫХ КОРРОЗИЕЙ.. 129

6.1 Количественная оценка повреждений............................ 129

6.2 Расчетная модель, варианты повреждений.......................... 132

6.3 Жесткость сечения и момент начала трещинообразования..................................................... 139

6.4 Повышение трещиностойкости поврежденных коррозией железобетонных конструкций........................................... 141

6.5 Методика расчета повышения сопротивления образованию трещин поврежденного коррозией железобетонного элемента обжатием.................................................................... 143

6.6 Экспозиция обжатия железобетонных конструкций, поврежденных коррозией................................................ 157

6.7 Выводы................................................................. 166

7. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНАЯ ОЦЕНКА СИЛОВОГО СОПРОТИВЛЕНИЯ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫЗ ЭЛЕМЕНТОВ ОБРАЗОВАНИЮ ТРЕЩИН................................................... 167

7.1 Объемы экспериментального исследования........................ 167

7.2 Конструирование и изготовление опытных образцов........ 168

7.3 Порядок проведения исследований.................................... 175

7.4 Оценка экспериментальных исследований........................ 178

7.5 Оценка трещиностойкости экспериментальных образцов-

балок......................................................................... 181

7.6 Сравнение экспериментальных и численных

исследований по трещиностойкости................................ 188

7.7 Выводы............................................................... 196

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ И ЗАКЛЮЧЕНИЕ......................................................197

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ....................................................... 199

ПРИЛОЖЕНИЕ 1. Справка о внедрении результатов научных

исследований в НИИСФ РААСН........................................... 223

ПРИЛОЖЕНИЕ 2. Справка о внедрении результатов научных исследований в ОАО «Экспериментальный научно-проектный

институт»........................................................................ 224

ПРИЛОЖЕНИЕ 3. Акт о внедрении результатов диссертационной

работы в ООО "ЦЕНТРОГИПРОРУДА"................................... 225

ПРИЛОЖЕНИЕ 4. Акт о внедрении результатов диссертационных

исследований в ООО "Строительная Компания №1"................... 226

ПРИЛОЖЕНИЕ 5. Акт о внедрении результатов научных исследований

в ООО "МОСТСТРОЙИНВЕСТ"............................................ 227

ПРИЛОЖЕНИЕ 6. Справка о внедрении результатов научных

исследований в учебный процесс БГТУ им. В.Г. Шухова.............. 229

ПРИЛОЖЕНИЕ 7. Справка о внедрении результатов научных исследований в учебный процесс МГАКХиС.................................. 230

ВВЕДЕНИЕ

Постановка, формулирование и решение научно-технических задач предполагает привлечение и разработку моделей объектов исследования. Более того, совокупность определяющих понятий и закономерностей, по сути, скорее относится к моделям и лишь опосредовано - к реальным процессам и явлениям. Наконец, адекватность постановки и правильное формулирование задачи - это проблема не менее сложная, чем само ее решение. Существует значительно большая вероятность получить неверные результаты вследствие ошибочной формулировки задачи, чем из-за математических погрешностей.

Вместе с тем, термин «модель» чрезмерно перегружен, часто применяется неадекватно. В связи с этим в прикладных теориях признано целесообразным классифицировать этот термин, понимая под этим разные его функции на различных этапах исследований. В настоящее время принята следующая понятийная иерархия: физическая модель, расчетная модель, математическая модель.

Физическая модель понимается, как, по возможности, полное и совершенное описание объекта исследования в физических содержательных определениях. Очевидно, физическая модель не может быть создана путем чисто экспериментального эмпирического наблюдения обследуемого класса объектов, ибо само понимание эксперимента невозможно без аналитического осмысливания и обобщений экспериментальных данных. Построение физической модели основывается на синтезе информационного множества, иногда хаотического и противоречивого, интуитивных и эмпирических соображений, на данных смежных областей и аналогий и последующем формулировании исходных принципов и положений, часто свободных от привычных ограничений или конкурирующих с традиционными представлениями. В физической модели должны содержаться без упрощения все общепринятые функциональные и другие соотношения и связи между

параметрами процесса, которые могут иметь как определяющий, так и вероятностный характер.

Физические модели удобно разделять на два класса: физически реализованные модели (иначе физический эксперимент) и умозрительные модели, нередко отражающие неизбежные аппроксимации и поэтому часто лишь сохраняющие сходство с объектами исследования (например, сплошная упругая среда, идеальные шарниры в строительной механике и т.д.).

Расчетная модель, освобождаясь от второстепенных и малозначащих факторов, заменяя или восполняя недостаток первичной информации с помощью гипотез (и инвариантов) и тем упрощая физическую модель, делает ее, в первую очередь, инженерно-обозримой, так же разрешаемой с помощью современных средств. При этом полезно помнить, что даже при сохранении принципиальной схемы расчетной модели реальный объект можно описать с различной степенью точности и детализации, что дает возможность варьировать расчетную модель.

Однако переход от физической модели к расчетной модели, например, с помощью аппроксимаций, линеаризации или осреднения временных процессов, необходимо производить крайне осторожно, чтобы сохранить качество описываемых процессов и обеспечить приемлемую точность получаемых результатов. Чрезмерные увлечения упрощениями чаще приносят больше вреда, чем пользы.

Математическая модель представляет собой совокупность уравнений, других соотношений, алгоритмы и их решения, наконец, программы, согласованные с возможностями имеющейся вычислительной техники. При этом в прикладных задачах представления, сделанные на математическом языке, должны обладать инженерной убедительностью.

Отличительной особенностью силового сопротивления железобетона, составляющих его компонент и их совместимого функционирования, помимо анизотропии и энергодиссипативности, является режимно-наследственная специфика нелинейного неравновесного и частично необратимого

деформирования. Игнорирование этого факта неизбежно приводит к качественным потерям и количественным ошибкам.

Современные научные исследования и расчетно-конструкторские разработки, опираясь на фундаментальные положения физики, механики и термодинамики, развиваются в феноменологическом направлении. Реализация последнего находит, как в традиционных интегральных моделях железобетона с использованием преимуществ вычислительной техники, так и в дискретных моделях, следующих за сеточными методами механики твердого деформируемого тела. Дискретные модели по содержанию и хронологии во времени наследственны по отношению к интегральным моделям.

Логической базой феноменологических методов является опытно-статистическая оценка факторов и следствий процессов деформирования и разрушения материалов и конструкций, выявление и анализ существующих количественных и качественных связей между ними, обобщение полученных результатов с последующим формулированием системы гипотез и инвариантов, необходимых для создания прикладной теории и определения структуры при решении задач силового сопротивления бетона и железобетона.

Бетон характерен анизотропией силового сопротивления. Его использованию в несущих конструкциях способствует компенсационное армирование. Силовое сопротивление железобетона совокупно определяется свойствами его компонентов и спецификой их совместной работы, в том числе сцеплением арматуры с бетоном. Одновременно силовое сопротивление бетона, арматуры, сцепление между ними отличают нелинейность связи между напряжениями и деформациями, ползучесть, определенная необратимость деформаций, возрастной износ; бетон реагирует на изменение физико-химических и пирометрических характеристик среды, на предысторию и временные режимы нагружения и воздействий.

Неравновесная постановка задачи, в которой время выступает как фактор, предопределяющий первичность функционально-режимной связи между напряжениями, деформациями и временем, и одновременно актуализирует поиск предпочтительных конкретных форм записи реологических уравнений механического состояния материала.

Реальные железобетонные конструкции, особенно конструкции эколого- защитного, коммуникационного и коммунального назначения, имеют повышенную степень рисков неприемлемых повреждений, вызванных техногенными или биологическими агрессивными воздействиями (в дальнейшем эффект этих воздействий нами будет обозначаться как коррозионные повреждения).

В 2011 году президент Российской Федерации утвердил перечень критических научных технологических направлений, подлежащих приоритетному изучению и проработке. Среди них отмечена необходимость разработки мероприятий и технологий по предупреждению и ликвидации чрезвычайных ситуаций. Ответственное место среди перечисленных выше сооружений занимают железобетонные конструкции, предназначенные для восприятия силовых и средовых воздействий, которые могут вызвать потерю функционального назначения - защитных возможностей таких сооружений. Для указанных железобетонных конструкций началом такого возникновения такой ситуации служит момент образования в растянутом бетоне трещины.

Проблемное значение обеспеченного на заданный срок сохранения состояния трещиностойкости (отсутствие трещин) имеет задача прогнозирования момента появления трещин в растянутых зонах железобетонных элементов с максимальным по количеству и по значимости учетом факторов силового и коррозионного содержания.

Решению соответствующей задачи прогноза появления трещины и мер по ее ликвидации для восстановления эксплуатационного состояния сооружения является целью настоящего исследования.

Это потребовало создания системы предпосылок решения задачи в технических терминах, построения и обоснования расчетной модели такого рода задач.

Актуальность диссертационной работы. Для железобетонных сооружений экологозащитного, коммуникационного, коммунального и специального назначения, конструктивная и технологическая безопасность которых ограничивается моментом появления трещины с учетом влияния уровня нагружения и воздействия агрессивной среды, важнейшим является наличие теорий расчета по оценке трещиностойкости элементов конструкций, что соответствует направлению научных разработок по критической технологии «Технологии предупреждения и ликвидации чрезвычайных ситуаций природного и техногенного характера» (п. 21, перечня критических технологий РФ, утвержденного Указом Президента РФ от 07.07.2011 г. № 899). В связи с этим требуется создание уточненных методов теоретического прогноза силового сопротивления по трещиностойкости железобетонных конструкций, эксплуатируемых в реальных средах.

Указанной проблеме посвящена настоящая диссертация.

Целью диссертационной работы является выявление влияния особенностей напряженно-деформированного состояния и характера коррозионных повреждений на критерии момента образования трещин в элементах железобетонных конструкций, выбор способов увеличения ресурса трещиностойкости, снижение этого ресурса во времени в процессе эксплуатации сооружений и оценка продолжительности эффективности выполненного усиления конструкции.

Автор защищает:

- способ назначения кинетических ограничений продвижения коррозионных повреждений в зависимости от уровня напряженного состояния элементов для эксплуатируемых железобетонных конструкций;

- расчетную модель и способ вычисления характеристик продвижения коррозионных повреждений в зависимости от уровня напряженного состояния;

- правило совпадения коэффициентов сохранения механических свойств по всем характеристикам силового сопротивления бетона, применяемое для сечений поврежденного коррозией железобетона;

- предложения по эквивалентной замене рассчитываемых сечений приемом замены поврежденных частей сечения;

- расчетную модель силового сопротивления образованию трещин изгибаемых железобетонных элементов с учетом коррозионных повреждений бетона сжатой, растянутой зон и рабочей арматуры; соответствующий метод численного определения допустимых изгибаемых моментов от нагрузки по предельным характеристикам бетона;

- прием повышения трещиностойкости методом обжатия растянутой части железобетонного элемента и способы расчета момента вероятного наступления трещинообразования;

- экспозицию трещиностойкости, связанную с потерями обжатия за счет ползучести бетона и релаксации напряжений в элементах обжатия;

- выявленные особенности изменчивости положения центра тяжести приведенного сечения, жесткости и отпорности сечений вдоль пролета в процессе нагружения (разгружения) в зависимости от знака, уровня напряжений в компонентах сечения, изменение характеристик и их силового деформирования (модулей деформации) и коррозионных повреждений.

Научную новизну работы составляют:

- методика построения расчетных ограничений эксплуатационных повреждений по уровню действующих напряжений;

- предложения по вычислению параметров продвижения фронта коррозионных повреждений в диапазоне нулевых напряжений длительной прочности;

- расчетная модель распределения коррозионных повреждений по высоте сечения бетонного образца при одновременном обжатии и воздействии агрессивной среды;

- обоснование единого коэффициента сохранения количественных характеристик всех механических свойств бетона как приема расчетно�