автореферат диссертации по строительству, 05.23.05, диссертация на тему:Теоретические основы и практическое обеспечение сохранности арматуры в бетонах на пористых заполнителях

На правах рукописи

Степанова Валентина Федоровна

ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ И ПРАКТИЧЕСКОЕ ОБЕСПЕЧЕНИЕ СОХРАННОСТИ АРМАТУРЫ В БЕТОНАХ НА ПОРИСТЫХ ЗАПОЛНИТЕЛЯХ

Специальность 05.23.05 - Строительные материалы и изделия

АВТОРЕФЕРАТ диссертации на соискание ученой степени доктора технических наук

Москва - 2003

Работа выполнена в Государственном унитарном предприятии «Научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт бетона и железобетона» (ГУП НИИЖБ) Госстроя РФ.

Официальные оппоненты: Заслуженный деятель науки России,

доктор технических наук, профессор Батраков В.Г.

Доктор технических наук, профессор Козлов В.В.

Лауреат Премии Правительства России, доктор химических наук, профессор Тимонин В. А.

Ведущая организация: Государственное унитарное предприятие

«НИИМосстрой»

Защита диссертации состоится С/Ыпяйря 2003 г.

в ■/часов на заседании диссертационного совета Д 303.006.01 по защите диссертаций на соискание ученой степени доктора технических наук в Государственном унитарном предприятии «Научно-исследовательский, проектно-конструкторский и технологический институт бетона и железобетона» (ГУП НИИЖБ) Госстроя РФ по адресу: 109428, Москва, ул. 2-ая Институтская, д.6.

С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан « ¿Г » С-вНЮ 9 ¿р? 2003 г.

Ученый секретарь диссертационного совета, кандидат технических наук

ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

Актуальность и цель исследований. Бетоны на пористых заполнителях (далее легкие бетоны) в конструкциях зданий и сооружений отвечают задачам технического прогресса в строительстве, снижая его материалоемкость, стоимость и трудоемкость, а также способствуя улучшению теплотехнических свойств наружных ограждений, что ведет к существенной экономии топливно-энергетических ресурсов. Кроме того, отечественный и зарубежный опыт свидетельствует о том, что легкие бетоны могут успешно конкурировать с традиционными тяжелыми бетонами в различных областях строительства, в том числе и в таких областях, как гидротехническое строительство, железобетонное судостроение, мостостроение, спецсооружения, где предъявляются высокие требования к долговечности таких конструкций.

Однако, долговечность армированных конструкций из легких бетонов, так же как и тяжелых бетонов, определяется не только стойкостью самого бетона, но и его способностью длительно защищать арматуру от коррозии. В этой связи изучение влияния природных и искусственных пористых заполнителей, пористых заполнителей из отходов промышленности, в сочетании с новыми видами не традиционных вяжущих на защитные свойства легкого бетона по отношению к стальной арматуре приобретает особую актуальность.

Целью диссертационной работы являлась разработка научных основ сохранности стальной арматуры в легких бетонах с целью обеспечения их длительной эксплуатации без повреждений и ремонтов.

Для решения поставленной задачи предстояло выявить влияние физико-химических свойств пористых заполнителей, активных минеральных добавок и новых видов вяжущих на сохранность стальной арматуры в легких бетонах и обозначить области их рационального использования в строительстве. В предлагаемых исследованиях освещается ряд теоретических особенностей механизма коррозии арматуры в легких бетонах, показаны пути обеспечения длительной сохранности арматуры в них, которые до сих пор были недостаточно изучены, и на основании выдвинутых теоретических предпосылок доказана возможность применения легких бетонов в ряде агрессивных сред наравне с тяжелыми бетонами.

Рабочая гипотеза. Повышенная проницаемость зерна заполнителя, способность его вступать в химическое взаимодействие с гидроксидом кальция, с одной стороны, может привести к полной или частичной депас-сивации стали на отдельных участках ее поверхности и вызвать коррозию арматуры, с другой стороны, свойство пористого заполнителя проявлять гидравлическую активность может способствовать уплотнению цементного камня, как на контакте с заполнителем, так и в объеме бетона, снижая

тем самым проницаемость заполнителя и бетона в целом. Основываясь на современном представлении о механизме коррозии арматуры в бетоне и учитывая специфику пористых заполнителей, исследования особенностей механизма и длительности защитного действия легких бетонов по отношению к арматуре позволит выбрать рациональные способы ее защиты, позволяющие обеспечить безремонтную эксплуатацию на расчетный срок службы конструкций из таких бетонов при воздействии на них газообразных влажных сред.

Научная новизна работы:

1. Выявлены особенности механизма коррозии стальной арматуры в легких бетонах, разработаны научные основы и предложены практические решения по обеспечению сохранности стальной арматуры в железобетонных конструкциях из легких бетонов на расчетный срок службы зданий и сооружений.

2. Разработаны методы и установлены критерии оценки степени коррозии арматурной стали в легких бетонах на вяжущих с пониженным содержанием клинкерного фонда, а также с использованием зол и золошла-ковых смесей.

3. Теоретически обоснована и практически доказана возможность применения конструкционных легких бетонов в конструкциях, предназначенных для эксплуатации в ряде агрессивных сред, характеризующихся высокой влажностью и наличием кислых газов.

4. Разработана математическая модель прогнозирования длительности защитного действия бетона по отношению к стальной арматуре при воздействии агрессивных газообразных влажных сред; предложены упрощенные формулы расчета длительности защитного действия бетона по отношению к арматуре, учитывающие влажностное состояние бетона и степень заполнения пор водой, что позволило повысить точность расчета от 20 до 40%.

Диссертантом впервые:

1. Теоретически обоснована и практически решена проблема защиты стальной арматуры от коррозии в легком бетоне. Предложен дифференцированный подход по обеспечению сохранности арматуры в легких бетонах с учетом вида пористых заполнителей, минеральных добавок, новых нетрадиционных вяжущих, способствующих снижению защитных свойств бетона.

2. Предложено на стадии подбора составов легких бетонов проводить корректировку расхода цемента путем расчета запаса клинкерного фонда при использовании активных и высокоактивных пористых заполнителей и минеральных добавок из условий обеспечения первоначальной пассивности стали.

3. Установлены закономерности коррозионного поведения стальной арматуры (в карбонизированном и некарбонизированном бетоне) в зависимости от эксплуатационной влажности среды и влажностного состояния легкого бетона в конструкциях.

4. Экспериментально показано, что длительность защитного действия конструкционного легкого бетона в газообразных влажных средах определяется диффузионной проницаемостью углекислого газа. Предложены математические модели прогнозирования длительности защитного действия легкого бетона с учетом влажности бетона.

5. Обоснованы технологические возможности обеспечения длительной сохранности арматуры в легких бетонах, в том числе за счет применения ингибиторов коррозии.

6. Изучены закономерности влияния физических и физико-технических свойств пористых заполнителей, включая золы и золошлаковые смеси, активных минеральных добавок, в т.ч. ультрадисперсных, новых видов вяжущих (ВНВ, ТМЦ) на пассивирующее действие легких бетонов по отношению к стальной арматуре.

Новизна разработок защищена 6 авторскими свидетельствами и 2 патентами РФ.

Методическая новизна работы. В работе использованы разработанные при личном участии автора, новые методы определения гидравлической активности заполнителей и минеральных добавок; электрохимический метод определения защитных свойств легкого бетона по отношению к стальной арматуре и критерии оценки ее коррозионного состояния; методы и приборы для определения диффузионной проницаемости бетона для углекислого газа; методы сравнительной оценки эффективности ингибиторов анодного действия и прогнозирования долговечности легкого бетона в агрессивных средах, определение скорости коррозии арматуры в бетоне методом поглощенного кислорода.

Практическая ценность работы:

1. Разработаны критерии оценки коррозионного состояния стали в легких бетонах, в том числе с применением минеральных добавок в качестве замены части заполнителя или вяжущего, на основе ускоренных электрохимических испытаний.

2. Разработан метод оценки связывания оксида кальция минеральными компонентами легкого бетона, который положен в основу расчета состава легкого бетона из условий обеспечения первоначальной пассивности стальной арматуры.

3. Широко опробована на практике методика ускоренных коррозионных испытаний арматуры методом поглощенного кислорода.

4. Результаты работы использованы при разработке СНиП 2.03.11-85 «Защита строительных конструкций от коррозии» и Пособия к нему, МГСН

2.08.01 «Защита от коррозии бетонных и железобетонных конструкций общественных и жилых зданий», МГСН 2.09.03 «Защита от коррозии бетонных и железобетонных конструкций транспортных сооружений», ГОСТов, технических условий на изделия и конструкции и методы их контроля, рекомендаций, а также в типовом проектировании. 5. Результаты работы нашли отражение при изготовлении ограждающих и несущих конструкций из легких бетонов в промышленном строительстве (калийные комбинаты: Соликамский, Березняковский, Череповецме-таллургстрой); сельскохозяйственном строительстве (на объектах Мин-сельстроя, Череповецсельстроя и др.), а также при типовом проектировании сельскохозяйственных зданий и сооружений, типовые проекты 1.835.2; 1.835.3 и др.

Реализация исследований. Исследования выполнялись автором с 1970г. в рамках важнейших научно-технических программ Госстроя СССР и Госстроя РФ в области строительства, направленных на снижение материалоемкости и энергоемкости строительных конструкций.

В последние 10 лет работы выполнялись в рамках программы «Стройпрогресс-2000», по плану работ ГКНТ, по заказам АО МКНТ, управления развития генплана г. Москвы и Москомархитектуры.

Результаты работ включены в СНиП 2.03.11-85 «Защита строительных конструкций от коррозии», Пособие к СНиП 2.03.11-85 по проектированию защиты от коррозии бетонных и железобетонных строительных конструкций, ГОСТ 26633-91 «Бетоны тяжелые и мелкозернистые», ГОСТ 19222-84 «Арболит и изделия из него», ГОСТ 25818-91 «Золы уноса тепловых электростанций для бетонов», ГОСТ 25592-91 «Смеси золошлако-вые тепловых электростанций для бетонов», «Руководство по проектированию составов легких бетонов» (М.:Стройиздат,1988), ТУ 65-212-77 «Шлак гранулированный ферромарганцовистый», «Руководство по обеспечению сохранности арматуры в конструкциях из бетона на пористых заполнителях (НИИЖБ, 1979), инструкцию «По приготовлению и применению тяжелых и легких бетонов с использованием золы-унос сухого отбора Фрунзенской ТЭЦ» (ВРСН-2-86, Фрунзе, 1986). Разработан комплекс документов (руководства, рекомендации) для лабораторий предприятий стройиндустрии, изготавливающих изделия из легких и тяжелых бетонов с применением золы, золошлаковых смесей и других гидравлически активных добавок для зданий, сооружений с агрессивными средами.

Апробация работы. Результаты исследований доложены на координационных совещаниях, симпозиумах, производственно-технических семинарах и международных конференциях в гг. Белгород (1976г.), Ростов-на-Дону (1983г.), Грозный (1986г.), Донецк (1978г.), Братислава (ЧССР, 1978г.), Варна (НРБ, 1979г.), Тбилиси (1979г.), Варшава (ПНР, 1980г.), Свердловск (1981г.), Караганда (1982г.), Ташкент (1985г.), Киев (1985г.),

Владивосток (1986г., 1988г., 1997г.), Будапешт (1986г.), Уфа (1987г.), Вашингтон (США, 1986г.) Сингапур (1987г.), Англия (1990г.), Канада (1991г.), Москва (1988г., 1989г., 1999г., 2002г.), Волгоград (2002г).

Публикации: результаты работы опубликованы в более чем 150 научных статьях, по работе получено 6 авторских свидетельств и 2 патента.

Объем и структура работы. Диссертация изложена на 268 стр., включающих 173 стр. машинописного текста, 67 рисунков и 50 таблиц, приложения и библиографию из 288 наименований. Диссертация состоит из введения, 5 глав и общих выводов.

СОДЕРЖАНИЕ РАБОТЫ

В главе 1 представлен анализ научных работ, посвященных коррозии и защите арматуры в железобетонных конструкциях. Защитное действие бетона по отношению к арматуре определяется способностью цементного камня пассивировать сталь. В настоящее время имеется достаточно экспериментальных данных, позволяющих однозначно оценить механизм защитного действия бетона по отношению к стали. Работами Томашова

H.Д., Акимова Г.В. заложены основы теории электрохимической коррозии металла.

Дальнейшее развитие теории коррозии стали в бетоне принадлежит В.М. Москвину, В.И. Бабушкину, С.Н. Алексееву, В.В. Ратинову, Ф.М. Иванову, Н.К. Розенталю и др. Известно, что в подавляющем большинстве случаев коррозия металлов происходит по электрохимическому механизму, для осуществления которого необходимы следующие условия:

I. Наличие разности потенциалов на поверхности металла;

2. Наличие электролитической связи между участками поверхности металла с различными потенциалами;

3. Активное состояние поверхности на анодных участках, где осуществляется растворение металла по реакции

пНгО +Ме ~»Ме +пН2О е";

4. Наличие достаточного количества деполяризатора, в частности кислорода, необходимого для ассимиляции на катодных участках поверхности металла избыточных электронов

4е" + 02 + 2Н20 ->4(ОН)~. Первое условие всегда выполняется, поскольку технические металлы имеют неоднородную структуру. Неодинаковы и условия контакта стали с бетоном, представляющим собой капиллярно-пористое тело с активной и гидрофильной внутренней поверхностью. Поэтому можно полагать, что 24-е условия коррозионного процесса в бетоне также имеют место. Действительно, бетон почти всегда содержит кроме химически связанной в про-

цессе гидратации цемента физически связанную, т.е. капиллярную и осмотическую воду. Количество физически связанной воды в бетоне, которая, в отличие от химически связанной, может служить электролитом - проводником зарядов между анодными и катодными участками поверхности стали, зависит как от особенностей структуры бетона, так и от среды и условий взаимодействия ее с конструкцией. При погружении в воду, если оно достаточно длительно, может произойти практически полное насыщение капилляров и пор бетона. В этом случае водосодержание тем больше, чем выше пористость бетона, а коррозия арматуры замедляется или прекращается вообще.

Что касается кислорода, то его недостаток может ограничивать процесс коррозии стали, как показали исследования, лишь при практически полном насыщении бетона водой, когда диффузия кислорода резко замедляется. В бетонах высокой плотности (при В/Ц<0,5) отмечается замедление коррозии при увеличении относительной влажности воздуха сверх 8085%. В большинстве случаев поровое пространство бетона способно пропустить вполне достаточное количество кислорода для поддержания процесса коррозии арматуры.

Скорость коррозии стали зависит от степени агрессивности жидкой фазы бетона, которая для этого случая может оцениваться величиной рН и содержанием агрессивных по отношению к стали ионов. В щелочной среде бетона (рН>11,8) в отсутствии стимуляторов коррозии сталь в бетоне пассивна в соответствии с диаграммой Пурбэ.

Это условие обычно соблюдается в тяжелых бетонах на портландцементе и его разновидностях (шлакопортландцементе, пуццолановом портландцементе), которые уже при затворении водой дают насыщенный раствор оксида кальция с рН>12,6. В процессе схватывания и твердения цементного теста рН может достигать 13,5-13,8, что, по-видимому, связано со значительным перенасыщением жидкой фазы в период образования кристаллического сростка цементного камня. В затвердевшем бетоне рН поровой жидкости составляет 12,1-13,5, что тоже существенно больше, чем указанное выше критическое значение рН, равное 11,8.

В обычном тяжелом бетоне нормального твердения, приготовленном на портландцементе, существует значительный запас оксида кальция, ориентировочно составляющий 10-15% массы цемента. Кроме того, длительно сохраняется так называемый «клинкерный фонд» в виде неполностью прогидратировавших зерен цементного клинкера, из которого могут пополняться запасы Са(ОН)г в бетоне, если они по той или иной причине израсходуются.

В легком бетоне в ряде случаев наблюдается коррозия арматуры после тепловой обработки, что, очевидно, связано с понижением щелочности жидкой фазы бетона на контакте с арматурой. Влияние гидравлической

активности пористых заполнителей в бетоне проявляется двояко. С одной стороны, свойство пористого заполнителя поглощать воду приводит к уплотнению контактной зоны между цементным камнем и заполнителем, что оказывает положительное влияние на формирование структуры бетона, в т.ч. на проницаемость заполнителя и бетона в целом. С другой стороны, за счет хемосорбционных процессов происходит связывание оксида кальция и, как следствие, понижение рН жидкой фазы бетона, потеря пассивирующей способности легкого бетона, а значит и возможное развитие коррозии арматуры в нем.

Глава 2 посвящена исследованию влияния пористого заполнителя на коррозию арматуры в легком бетоне. Основываясь на современных представлениях о механизме коррозии стали в бетоне, были проведены многолетние исследования влияния вида пористых заполнителей на кинетику связывания гидроксида кальция. Были исследованы 2 группы заполнителей: искусственные (керамзитовый гравий 11-ти заводов, шунгизито-вый и зольный гравий, шлаковая пемза 3-х заводов) и природные (вулканический шлак, туф, пемза 6-ти месторождений). В качестве эталона сравнения были взяты кварцевый песок и гранитный щебень.

Учитывая, что в бетоне применяется пористый заполнитель различного гранулометрического состава - от песка, в составе которого имеются пылевидные фракции (менее 0,15 мм), до крупных зерен размером до 20 мм - было исследовано влияние крупности заполнителя на его способность связывать оксид кальция.

Определение активности пористых заполнителей заключалось в оценке его способности поглощать СаО из насыщенного раствора гидроксида кальция. Определялась кинетика связывания СаО различными фракциями пористых заполнителей как при нормальной температуре, так и при I = 80-90°С, соответствующей тепловлажностной обработке легкобетонных изделий. Содержание «свободного» оксида кальция периодически определяли этиленгликолевым методом. Усредненные экспериментальные данные приведены на диаграмме (рис.1). Из диаграммы видно, что роль крупных фракций пористого заполнителя в связывании оксида кальция не велика и не может оказывать существенного влияния на снижение рН жидкой фазы легкого бетона, поэтому дальнейшие исследования проводили на цементном камне с добавкой пылевидной фракции (<0,16 мм) пористых песков.

й X

0-0,15 0,15-0,3 0,3-0,5 0,5-5 5-10 10-20

фракции, мм

Рис.1. Количество СаО, связанное 1 г пористого заполнителя (керамзит, шлаковая пемза, вулканический туф) в относительных величинах.

Статистически обработанные экспериментальные данные с достоверностью 95% (рис.2) позволяют констатировать, что наибольшее количество СаО связывается активными составляющими пористого заполнителя к концу тепловой обработки. При твердении легкого бетона в нормальных условиях процесс взаимодействия растянут во времени.

Так, например, было установлено, что 1г пылевидной фракции керамзитового песка Никольского и Бескудниковского заводов связывает 60-70 мг СаО в нормальных условиях твердения и 180-200 мг при гидротермальной обработке. Более интенсивно протекает связывание СаО пылевидной фракцией песка из шунгизита, туфа и безобжигового зольного гравия, которое достигает 300 мг. Расчетами показано, что в легких бетонах на дробленых песках из этих заполнителей (в количестве 450 кг/м3) с расходом цемента ПЦ400 Д5 от 200 до З00кг/м3, количество связанного СаО составляет 27-35% от образовавшегося при гидратации цемента. Вследствие дефицита щелочности коррозия арматуры в таких бетонах может начаться уже в процессе термообработки. При нормальном твердении легкого бетона взаимодействие СаО с активными составляющими пористых заполнителей не оказывает существенного влияния на изменение рН жидкой фазы бетона.

Рис. 2. Области расположения линий изменения содержания СаО

в цементном камне с пылевидной фракцией пористых песков: а- нормальное твердение; б- после гидротермальной обработки;

I - введение пылевидной добавки в количестве 5, 10 и 15%;

II - то же 20 и 30% от массы цемента.

- керамзит Н; о - керамзит Б; х - шлаковая пемза; • - вулканический туф; - вулканический шлак; - шунгизит; - - зольный гравий; ■ - кварцевый песок

Исследованиями установлено, что увеличение доли пылевидной составляющей пористых песков от 5 до 15% от массы цемента при нормальном твердении существенно не влияет на содержание «свободного» оксида кальция, а общее количество последнего практически не убывает с течением времени. Несколько интенсивнее связывается оксид кальция при увеличении доли пылевидной фракции в песке от 15 до 30%.

Существенно возрастает степень связывания оксида кальция при тепловой обработке. С увеличением доли пылевидных составляющих от 15 до 30% от массы цемента содержание «свободного» СаО уменьшается почти в 3 раза.

Данные рентгенографического анализа показали, что при тепловой обработке количество связанного СаО в смесях на пористых песках в 2-2,5 раза больше, а степень гидратации более чем на 30% выше, чем в смесях на кварцевом песке.

Полученные нами данные по кинетике связывания оксида кальция на основании химического анализа были обработаны на основе уравнения первого порядка, полученного для гетерогенных реакций:

кЮ-т^-Р-Т5-' (1)

I Сд I

где К - константа скорости реакции; I - время в сут.;

СА - количество «свободного» СаО к моменту времени I; Со - исходное количество СаО, принятое за 100%; Р - коэффициент торможения (угол наклона кривой); Сх - количество связанного СаО к моменту времени I.

Эта зависимость впервые предложена Дроздовым В.В. в теории прикладной электрохимии и использована Ратиновым В.Б. при изучении вопросов кинетики образования двойных солей при гидратации цемента в присутствии многокомпонентных добавок электролитов.

Результаты обработки экспериментальных данных показали, что выражение (1) пригодно для учета кинетики образования оксида кальция в присутствии гидравлически активных компонентов. Реакция протекает по схеме:

2 Са(ОН)2 +8Ю2 = Са28Ю4-2Н20, при этом константа скорости реакции в пределах ошибки опыта оказывается величиной постоянной, не зависящей ни от концентрации, ни от времени.

При нормальном твердении реакция взаимодействия оксида кальция с активным кремнеземом протекает с одинаковыми значениями параметров «К» и «р» для одного вида материала, и не зависит от количества пылевидной составляющей. При гидротермальной обработке константа скоро-

сти реакции возрастает от 3 до 6 раз по сравнению с кварцевым песком и зависит от активности материала, а коэффициент торможения реакции изменяется незначительно (табл. 1).

Таблица 1

Расчетные величины константы скорости (К) и коэффициента торможения реакции (Р)

Пылевидная Гидротермальное Нормальное

составляющая твердение твердение

песка 3 К 3 К

Шлакового 0,53 5-Ю"2 0,67 1-Ю"2

Керамзитового 0,52 5-Ю"2 1,14 1-Ю"2

Туфового 0,57 6-10"2 1,15 0,9-10"2

Из вулканического шлака 0,59 6,5-1О"2 1,14 1,1-Ю'2

Шунгизитового 0,56 610'2 1,13 0,85-Ю"2

Из зольного гравия 0,55 6,5-10"2 1,14 1,1-Ю"2

Кварцевого 0,50 1-Ю"2 0,57 0,5-Ю"2

Расчетные данные показывают, что процесс взаимодействия оксида кальция с кремнеземом при нормальной температуре протекает крайне медленно. Скорость реакции резко возрастает при повышении температуры в смесях на пористых песках. Полученные результаты подтверждены результатами рентгенографического анализа. Показано, что скорость гидратации алита изменяется в зависимости от активности пористых песков и может быть больше или меньше скорости связывания оксида кальция активным кремнеземом.

Комплексом физико-химических исследований было установлено, что практически все природные и искусственные пористые заполнители обладают способностью связывать оксид кальция (обладают гидравлической активностью), которая увеличивается при гидротермальной обработке с уменьшением крупности заполнителя.

Установлено, что гидравлическая активность пористого заполнителя определяется наличием в его составе реакционноспособных оксидов БЮг и А12Оз. Из условия влияния количества оксидов на снижение защитных свойств легкого бетона по отношению к стали пористые заполнители предложено разделить на 4 группы: неактивные, слабоактивные, среднеак-тивные и сильноактивные (табл.2). Для обеспечения первичного пассивирующего действия легкого бетона при использовании средне- и сильно гидравлически активных мелких пористых заполнителей автором при участии Новгородского В.И. и Островского А.Б. предложено рассчитывать минимально допустимое количество портландцемента без минеральных добавок по формуле:

ц=

к-£Па-100

0,64-Сз8 +0,36-р-С28

(2)

где СгБ и С38 - в %; к-П-

0,64 и 0,36

коэффициент запаса, принимаемый 1,25; количество отдельных фракций активных пористых заполнителей, кг/м3 бетона;

количество СаО, которое может быть связано 1 кг пористого заполнителя различных фракций, кг/кг; - коэффициенты, учитывающие степень и кинетику гидратации алита и белита (после ТВО или к 28 сут. н.т).

С учетом предложенного расчета были проведены ускоренные коррозионные испытания стали в различных составах легких бетонов на природных и искусственных пористых заполнителях.

О коррозионном состоянии стали судили по характеру анодных поляризационных кривых, т.е. плотности тока при потенциале +300 мВ и по скорости коррозии стали, определяемой методом поглощенного кислорода (метод исследований, применительно к коррозии арматуры разработан при участии автора), а также на основании длительных коррозионных испытаний в условиях переменного увлажнения и высушивания, при различных относительных влажностях окружающей среды и в атмосферных условиях г. Москвы. Статистически обработанные результаты исследований с достоверностью 0,85 позволили ориентировочно установить минимально допустимый расход портландцемента в зависимости от гидравлической активности мелкого пористого заполнителя для обеспечения первоначальной пассивности стали в бетоне конструкций, предназначенных для работы в агрессивных газообразных средах (табл. 2).

Таблица 2

Минимальный расход портландцемента в зависимости

Группа заполнителя по гидравлической активности Характеристика гидравлической активности мелкого пористого заполнителя Количество СаО в мг, связанное 1 г материала в процессе термообработки Минимальное удержание алита в клинкере юртландцемента, % Минимально допустимый расход цемента, кг/м3

I Неактивные до 40 — 180

П Слабоактивные св. 40 до 50 — 200

Ш Среднеактивные св. 50 до 75 40 250

IV Сильноактивные св. 75 60 300

Таким образом, комплексом физико-химических, ускоренных и длительных натурных коррозионных испытаний установлено:

- практически все природные и искусственные пористые заполнители способны связывать гидроксид кальция (гидравлически активны);

- гидравлическая активность заполнителя определяется наличием в его составе реакционноспособных оксидов SiC>2 и AI2O3 и увеличивается при пропаривании для всех фракций заполнителя;

- гидравлическая активность пористых заполнителей возрастает с уменьшением крупности. Наибольшее количество гидроксида кальция связывается фракциями менее 0,16 мм;

- процесс взаимодействия оксида кальция с активными составляющими пористого заполнителя в легком бетоне носит диффузионный характер и может продолжаться в процессе эксплуатации легкого бетона. При этом 75% количества СаО связывается в процессе пропаривания;

- предложенный расчет запаса клинкерного фонда в легком бетоне показал, что при использовании среднеактивных и сильноактивных пористых заполнителей необходимо проводить корректировку расхода цемента в легком бетоне из условий первоначальной пассивности стали в легком бетоне;

- ускоренными и длительными коррозионными испытаниями показано, что в пропаренных легких бетонах уже в процессе его твердения в зависимости от гидравлической активности мелкого пористого заполнителя коррозия арматуры начинается при расходе портландцемента менее (кг/м3) на: слабоактивных - 200; среднеактивных - 250; сильноактивных - 300.

- кинетика дальнейшего развития коррозии арматуры определяется условиями эксплуатации конструкций из этих бетонов.

Продолжительность времени, в течение которой бетон защитного слоя конструкций в воздушной среде сохраняет способность пассивировать стальную арматуру определяется его пористостью и проницаемостью.

В работе рассмотрено влияние физических характеристик зерен пористого заполнителя на проницаемость легкого бетона. Сравнение бетонов при близких значениях физико-технических и структурных характеристик не позволило установить количественной зависимости между пористостью заполнителя и структурой контактной зоны, но вполне очевидно, что на формирование контактной зоны оказывает существенное влияние не только структура пористого заполнителя, но и фазовый состав заполнителя и продуктов новообразований на контакте с цементным камнем. Проведенными исследованиями показано, что между величинами водопоглощения, водонепроницаемости, газопроницаемости (рис.3) отсутствует какая-либо корреляционная зависимость, что не позволяет прогнозировать длительность защитного действия бетона. Связано это с явлением самоуплотнения в результате разбухания пористых запол-

нителей при увлажнении водой и образованием более плотной контактной зоны вокруг зерна заполнителя за счет реакции взаимодействия составляющих пористого заполнителя и цемента (табл.3).

Таблица 3

Микротвердость контактной зоны цементного камня и заполнителя

Вид бетона В/Ц Микротвердость в кг/мм с заполнителем

мелким крупным

в зоне за зоной в зоне за зоной

1 Керамзитобетон на пористом песке 0,46 480 107 167 94

2 Керамзитобетон на кварцевом песке 0,45 290 69 252 96

3 Шлакопемзобетон на пористом песке 0,65 576 112 198 98

4 Бетон на вулканическом туфе 0,67 590 135 214 95

5 Тяжелый бетон 0,46 127 95 98 64

X и

I

5

о С

о

§

со

18 16 14 \ 12 10

4 -

о ег

Я

1 2 3 5 6

40

36 Н 32 28

24 | 20Н

I Й

ь к 5 0 12

в § 8

1?- 4 о .

¿5

0

1 2 3 5 6

1 2 3 5 6

Рис. 3. Диаграмма характеристик проницаемости бетонов класса В22,5

на пористых и плотных заполнителях 1 - керамзитобетон на пористом песке; 2 - керамзитобетон на кварцевом песке; 3 - шлакопемзобетон на пористом песке; 5 - бетон на вулканическом туфе; 6 - тяжелый бетон.

Ускоренными и длительными коррозионными испытаниями показано, что конструкционно-теплоизоляционные легкие бетоны обладают не-

достаточным пассивирующим действием по отношению к стальной арматуре. С целью повышения их защитного действия нами было исследовано влияние группы ингибиторов коррозии стали анодного действия на кинетику и направленность процессов, протекающих на контакте металл-бетон, а также снижение рН жидкой фазы бетона в процессе эксплуатации легкого бетона.

Введение химической добавки - ингибитора коррозии в легкий бетон изменяет свойства и состав среды в зоне контакта металла с бетоном и создает иные условия для протекания электрохимической реакции, которые при исходных параметрах среды бетона невозможны. С целью изучения электрохимических условий на границе металл-бетон при введении добавок ингибиторов и наличии стимуляторов коррозии нами были проведены исследования на образцах из цементно-песчаного раствора, чтобы исключить возможное влияние других физико-химических процессов, привносимых спецификой взаимодействия пористых заполнителей с цементным камнем.

Критериями оценки электрохимического поведения арматуры в легком бетоне были приняты рН раствора в зоне контакта арматуры с бетоном, электродный потенциал металла и скорость анодного растворения металла. Полученные результаты экспериментов (рис. 4) показали, что в железобетоне на границе металл-бетон возникает градиент величины рН, причем в зоне контакта бетон-арматура рН всегда ниже, чем в объеме бетона. Степень понижения рН среды на контакте зависит от анионного состава среды и исходного значения рН бетона. Так, воздействие раствора Са(ОН)2 на образцы при рН бетона, равном 12,5, приводило к снижению рН среды в зоне контакта с 12,5 до 8,5, а в случае карбонизированных образцов - с 9 до 7.

Введение в легкий бетон ингибитора анодного действия практически не изменяет исходную величину рН, но влияет на кинетические зависимости рН раствора у границы контакта бетон-металл. Увеличение концентрации ингибитора способствует выравниванию значений рН в отдельных зонах контакта арматуры и бетона. Максимальная степень однородности жидкой фазы бетона достигается при испытании образцов с рН 12,5 при 2%, а образцов с рН=9 - при 4 % ингибитора анодного действия.

Уровень рН на границе контакта является суммарным результатом процессов, протекающих на поверхности металла, и вторичных реакций в растворе между продуктами коррозии и компонентами среды. Возможность возникновения труднорастворимого соединения Ре(ОН)2 определяется концентрацией ионов ре+2 и ОН- - В образцах с исходным рН=12,5 гидроксид железа проявляется при концентрации Ре+ 2 ^ 5 мг/л. Увеличение количества ионов Ре+2 приводит к дальнейшему уменьшению содержания гидроксид-ионов в растворе.

Рис. 4. Кинетические зависимости изменения рН на границе металл-бетон во времени при исходном рН 12,5 (1-6) и рН9(1,-61) в 3% растворе ИаС1 (1, Г- бетонные кубики без добавки ингибитора); 2, 2' - с добавкой 0,5% ИаМ)2; 3, 3' - 1,5% №N02; 4, 4' - 2% ИаМ)2; 5, 5' - 4% ЫаШ2) и в воде; (6, 6' - бетонные кубики без добавки ЫаШ2).

Наличие ионов хлора в бетоне, особенно с более низким начальным рН, стимулирует анодную реакцию растворения железа, вызывая тем самым большее снижение рН раствора. Однако для полного анализа изменения характеристик у границы контакта необходим учет свойств продуктов катодной реакции. Поскольку катодный процесс соответствует реакции 1/202 + Н2О +2е~->20Н~) то образование Ре(ОН)2 не должно приводить

к уменьшению начальной концентрации гидроксид-ионов, т.к. они постоянно генерируются в эквивалентном соотношении катодной реакцией. Кислород, участвующий в окислительно-восстановительном процессе, не только играет роль акцептора электронов, но и создает условия для перехода Ре(ОН)2 в Ре(ОН)3 по реакции 2Ре(ОН)2 +1/202 + Н20->2Ре(0Н)3 , что приводит к повышению концентрации ионов Н* в растворе. Образование Ре(ОН)3 способствует более значительному падению рН раствора. Реакция

образования Ре(ОН)з служит лимитирующей стадией всего процесса уменьшения щелочности исходного раствора. Протекание процессов, вызывающих изменение рН на границе контакта, может быть представлено схематически (рис. 5).

+ 1/2Н20 + 1/4 02

рН = А1Са,0Н) ^

1/2 02 + 2Н = Н20

рН = СОП81 + Н20 = 1/2 02

Рис.5. Схема процессов, вызывающих изменение рН среды на границе

металл-бетон 1 - поверхность арматурной стали; 2 - анод; 3 - катод.

Факт влияния вторичных реакций в растворе на рН среды в зоне контакта был подтвержден результатами измерения электродного потенциала металла и величины тока коррозии в бетонах различного состава. В зависимости от концентрации ингибитора, в данном случае №N02, определяющего интенсивность коррозионного процесса, т.е. концентрацию ионов Ие+2 и Ре+3 в растворе, существенно меняется кинетика и скачок величины рН. Аналогичные зависимости получены для образцов, не содержащих ингибитор, но отличающихся исходным рН. Карбонизация легкого бетона, вызывающая разблагораживание электродного потенциала стали (данные образцы являются анодом по отношению к образцам с исходным рН=12,5), способствуют быстрому возрастанию количества ионов ре+2 и Ре+3 в растворе и, как следствие, увеличению концентрации ионов водорода.

Степень коррозионного поражения арматуры в карбонизированных образцах с ростом концентрации №Ж)2 уменьшается, и при наличии 4% №N02 коррозионных повреждений практически не обнаружено (рис. 6).

время, часы

Рис. 6. Влияние концентрации нитрита натрия на степень поражения

металлической поверхности а= Б« / 8П0В 8К - площадь пораженной поверхности металла; 8ПОв - общая площадь металла в 3% растворе №С1 (1) и в том же растворе (рН 9), содержащем 0,5% №N0;, (2), 1% №М)2 (3), 2% №N02 (4), 4% №Ш2 (5).

Повышение концентрации ингибитора не меняет характера зависимости а влияет только на величину начального тока коррозии и время его стабилизации.

Влияние ингибитора анодного действия на временные зависимости тока коррозии обусловлено механизмом формирования защитной пленки в его присутствии. На примере №Ж)2, который является ингибитором анодного типа, подавление анодного процесса происходит путем взаимодействия ионов ре+2 и N02 с образованием труднорастворимого соединения Ре203 по реакции:

2Ре+2 + 20Н" + 2ЖЯ-^0Т + Рег0з + Н20 •

В карбонизированных образцах из-за слабой пассивации поверхности металла интенсивность коррозионного процесса намного выше, чем в не-карбонизированных. Присутствие хлорид-ионов, вызывающих депассива-цию поверхности металла, служит дополнительным фактором увеличения в начальный момент времени взаимодействия металла со средой, скорости анодной реакции. В отсутствии хлоридов скорость анодного растворения значительно ниже, поэтому формирование поверхностной пленки происходит за более длительное время. Аналогичная ситуация характерна также для образцов с высоким исходным рН в присутствии хлоридов. Обобщение полученных зависимостей, подтвержденных длительными натурными испытаниями, позволило установить принципиальные закономерности торможения анодной реакции с ингибиторами анодного действия в карбонизированном и некарбонизированном легком бетоне и его необходимую концентрацию в зависимости от величин рН защитной фазы бетона и содержания хлорид-ионов в цементном камне.

Данное положение было использовано в исследованиях коррозии стали в бетоне на хлорсодержащих цементах (алинитовых цементах) и позволило разработать ингибитор коррозионного растрескивания стали (а.с. 1670974), а также добавку в алинитовые цементы, позволяющую снизить агрессивное воздействие хлорсодержащих компонентов путем перевода их в труднорастворимые соединения на стадии твердения бетона (а.с. 139508).

Глава 3 посвящена изучению влияния смешанных вяжущих на коррозию стальной арматуры. Существенный вклад в вопросы исследования свойств бетонов на золе, долговечности таких бетонов и коррозии арматуры в них внесли ученые страны: J1.A. Малинина, И.А. Иванов, Н.А. Попов, Б.А. Крылов, С.И. Павленко, A.M. Сергеев, Ю.П. Чернышов, В.Е. Пряди-лов, А.Т. Логвиненко, Э.Б. Энтин.

Большое внимание данному вопросу уделено и зарубежными исследователями: М. Кокубой, И.Д. Ямодой, Т. Бремнером, Т. Холмом, Маль-хотрой и др. Однако, системных исследований в области коррозии арматуры не было проведено. Авторы, как правило, отмечают преимущество золы как пуццоланкзирующей и пластифицирующей минеральной добав-i ки, повышающей долговечность бетона в некоторых средах, обращая вни-

мание на опасность коррозии арматуры при увеличении ее дозировки свыше 15-20% от массы цемента. ► Расширение области применения золы и ЗШС в бетоне решает как

некоторые технологические проблемы в производстве бетона, так и экологическую проблему, поскольку ежегодный выход зол и шлаков от сжигания различных видов топлива в стране более 30 млн. т.

Основные теоретические и методические принципы сохранности арматуры в легких бетонах с потенциально пониженными защитными свой-

ствами получили развитие при подборе состава легкого и тяжелого бетонов на золе и золошлаковых смесях.

Введением в бетон золы и золошлаковых смесей взамен части вяжущего, в качестве мелкого заполнителя, достигается, с одной стороны, увеличение прочности золобетона, стойкости в некоторых жидких агрессивных средах, улучшение удобоукладываемости бетонной смеси (пластифицирующее действие), с другой стороны, может привести к развитию коррозии арматуры. Основными причинами являются повышенная гидравлическая активность, наличие несгоревшего угля, сернистых соединений, неравномерное их распределение в объеме цементного камня. Выявление ведущих факторов коррозии арматуры в бетоне с золой позволило уточнить методику электрохимических исследований, установить критерии защитного действия бетонов на золе по отношению к арматуре. Проведенные комплексные ускоренные испытания коррозии стали в цементно-зольных пастах, цементно-песчаных растворах и бетонных образцах из легкого бетона и статистическая обработка полученных результатов позволили установить с вероятностью 0,95, что пассивность стали в легком бетоне с золой и ЗШС обеспечивается, если стационарный потенциал стали в бетоне в водонасыщенном состоянии менее -280 мВ, плотность тока при потенциале +300 мВ не выше 7 мкА/см2, потенциал стали через 1 мин после прекращения анодной поляризации менее +30 мВ, через 2 мин - менее +90 мВ.

Для выявления ведущих факторов коррозии арматуры на золе проводился трехфакторный эксперимент, в котором в качестве переменных брали: X] - расход золы в золобетоне в % от массы цемента; Х2 - удельная поверхность золы в золобетоне в % от массы цемента; Хз - расход цемента в золобетоне, кг/м3. Варьирование расхода золы начинали от того процентного содержания, которое не вызывало коррозии арматуры.

На основании эксперимента выведены уравнения регрессии для ряда исследованных зол, которые позволили установить, что допустимый расход золы зависит от ее удельной поверхности в интервале расхода цемента от 210 до 320 кг/м3. Дальнейшее увеличение расхода цемента, а, следовательно, и абсолютного содержания золы в бетоне, приводит к тому, что влияние удельной поверхности золы в интервале от 1200 до 5500 см2/г практически не проявляется.

Анализ литературных данных и собственные исследования автора не позволили установить прямой зависимости между количеством несгорев-ших остатков в золе и коррозионным состоянием стали. Статистическая обработка данных собственных экспериментальных исследований, а также исследований, выполненных под руководством автора, позволила установить ориентировочный минимально допустимый расход золы в легком бетоне, определить некоторые критерии ее физических характеристик из ус-

ловий обеспечения сохранности арматуры, которые включены в ГОСТ 25818-91 «Золы-унос тепловых электростанций для бетонов» и ГОСТ 25592-91 «Смеси золошлаковые тепловых электростанций для бетонов».

Установлено оптимальное содержание золы в армированных бетонах - до 40% от массы цемента - в конструкциях, предназначенных для работы в неагрессивных и слабоагрессивных газовлажных средах. При использовании зол, отвечающих требованиям вышеуказанных стандартов, было допущено снижение минимальных норм расхода цемента до 150 и 180 кг/м3 (соответственно). Результаты работ использованы на заводах ЖБИ Главкиевгорстроя и Московском заводе ЖБИ-2 для изготовления наружных стеновых панелей из керамзитозолобетона.

В качестве смешанных вяжущих нового поколения были рассмотрены: вяжущее низкой водопотребности (ВНВ) и тонкомолотое цементное вяжущее (ТМЦВ), в качестве минерального компонента для изготовления вяжущих использовали кварцевый песок и золу.

Выполненный комплекс исследований: ускоренные коррозионные испытания по оценке пассивирующий способности бетона, определение рН жидкой фазы бетона, определение системы гидратации и расчет запаса клинкерного фонда позволили констатировать:

1. Смешанные вяжущие отличаются от традиционных портландцементов продуктами новообразований, а именно: для них характерно низкая основность формирующихся гидросиликатов, за счет связывания оксида кальция.

2. Наиболее активное связывание оксида кальция происходит в композициях смешанных вяжущих, содержащих в своем составе золу.

3. Как и в традиционном портландцементе, процесс гидратации у смешанных вяжущих идет активно в начальные сроки твердения до 28 суток, после чего интенсивность процесса существенно снижается: а в 3, и в 6 месяцев изменения степени гидратации незначительны, наибольшая степень гидратации характерна для смешанных вяжущих, содержащих в своем составе гидравлически активные компоненты.

4. Цементный камень из смешанного вяжущего способен пассивировать стальную арматуру, если степень гидратации после раннего инкубационного периода стабилизируется к шести месяцам и достигает значения 8085% с остаточным запасом клинкерного фонда 5-6%.

5. На основании ускоренных коррозионных испытаний установлено, что все исследуемые смешанные вяжущие, за исключением золосодержащих, в исходном состоянии обладают первоначальным пассивирующим действием по отношению к арматуре.

6. Способность смешанных вяжущих пассивировать стальную арматуру зависит от природы неклинкерного компонента и от общего расхода смешанного вяжущего в целом.

7. Длительность защитного действия бетонов как на смешанных вяжущих, так же как и на портландцементах по отношению к арматуре определяется их диффузионной проницаемостью.

В главе 4 изучены условия длительной сохранности арматуры в конструкциях из конструкционно-теплоизоляционного и конструкционного легких бетонов. Выявлены особенности прогнозирования длительности защитного действия легкого бетона по отношению к стальной арматуре, что позволило сформулировать научно-технический подход к решению вопроса долговечности конструкций из легких бетонов.

Обеспечение первичной пассивности стали в легком бетоне является необходимым, но не достаточным условием долговечности конструкции в целом. Легкие бетоны с расходом цемента 200 кг/м3 и менее не могут длительно сохранять пассивирующие свойства по отношению к стали вследствие малого запаса клинкерного фонда и высокой проницаемости для агрессивных газов. Основной характеристикой длительной сохранности арматуры в процессе эксплуатации конструкций является влажностное состояние легкого бетона.

Влажностное состояние легкого бетона определяет не только сохранность арматуры в нем, но и формирует теплотехнические свойства ограждающих конструкций.

Практически все наружные ограждающие конструкции из легких бетонов после термообработки имеют высокую влажность. Отпускная влажность легких бетонов регламентируется 13-18% по объему, но иногда она достигает 25% по объему. В процессе эксплуатации конструкций влажность постепенно снижается, принимая значение равновесной применительно к условиям эксплуатации. Колебания влажности легкого бетона конструкций обуславливается сложным комплексом климатических воздействий снаружи здания и технологическим режимом эксплуатации внутри. В целом с учетом указанных воздействий величина влажности бетона определяется его структурой.

Влияние влажности легкого бетона на коррозию арматуры исследовали на различных составах легких бетонов с межзерновой пустотностью 36% на природных и искусственных пористых заполнителях. Результаты, приведенные в табл. 4, позволяют констатировать, что бетоны на шлаковой пемзе меньше сорбируют влагу, чем бетоны на керамзитовом гравии, что объясняется более плотной контактной зоной на границе заполнитель -цементный камень за счет развитой поверхности зерна шлаковой пемзы. Более высокая сорбционная влажность бетонов на природных заполнителях связана с большим количеством открытых пор в зерне заполнителя и менее плотной контактной зоной и структурой цементного камня в целом.

Таблица 4

Некоторые влажностные характеристики бетонов на пористых заполнителях

Водопоглощение, Сорбционная влажность при

№ 1/п Вид бетона % по объему относительной влажности среды, % К кг/м МПа Ц, кг/м1

по массе по объему 60 75 85

1 Керамзитобетон 17 20,4 2,5 4,4 6,7 1200 6,0 220

2 Шлакопемзо-бетон 6,3 8,2 2,1 3,0 5,9 1300 7,2 230

3 Бетон на вулканическом шлаке 23 26,45 4,3 5,0 7,3 1150 5,0 270

4 Бетон на вулканическом туфе 5,6 6,7 4,1 4,9 6,9 1200 7,5 270

5 Шунгизито-бетон 13 15,6 3,1 4,9 6,2 1200 6,5 230

Однако абсолютная величина сорбционной влажности всех исследуемых легких бетонов при относительной влажности воздуха до 75% не превышает 5% по массе. Наибольший рост сорбционной влажности (более 7%) наблюдается при увеличении относительной влажности воздуха более 75%. Параллельно с определением сорбционной влажности легких бетонов, в аналогичных условиях были проведены длительные коррозионные испытания стали в карбонизированных легких бетонах. Статистически обработанные результаты с достоверностью 0,9 (табл. 5) по площади коррозионных поражений арматуры после 10 лет испытаний в среде с различной влажностью показали, что для бетонов на искусственных пористых заполнителях: шлаковой пемзе и керамзите, в карбонизированном бетоне коррозия арматуры начинает развиваться при сорбционной влажности более 6% (относительная влажность воздуха 85%) и носит затухающий характер, в бетонах на природных пористых заполнителях - при влажности окружающего воздуха 75% (сорбционная влажность 5%), это объясняется большей сорбционной влажностью таких бетонов и меньшей плотностью цементного камня, т.е. более благоприятными условиями для диффузии кислорода и протекания электрохимического процесса коррозии металла.

¿и

Таблица 5

Результаты длительных коррозионных испытаний арматуры в легких бетонах после карбонизации защитного слоя бетона до арматуры

№ п/п Вид бетона Площадь коррозионных поражений арматуры (%) при относительной влажности окружающей среды (%) после 10 лет испытаний

40 60 75 85 95

1 Керамзитобетон 0 0 1,5 45 75

2 Шлакопемзо-бетон 0 0 1,0 30 80

3 Бетон на вулканическом шлаке 0 0 10 90 100

4 Бетон на вулканическом туфе 0 0 7,0 80 85

5 Шунгизитобетон 0 0 1,5 60 90

Таким образом установлено, что коррозия арматуры в легких бетонах на искусственных пористых заполнителях не развивается в условиях повышенной влажности воздуха < 75% при отсутствии прямого увлажнения конструкций и наличия агрессивных ионов: хлоридов, сульфатов в окружающей атмосфере, а на природных пористых заполнителях - при влажности воздуха < 60%.

Однако полученные результаты нельзя однозначно перенести на на- '

ружные ограждающие конструкции, подвергающиеся воздействию атмосферы с одной стороны и агрессивной среды с высокой относительной влажностью воздуха с другой стороны, поскольку на основе сорбционных характеристик бетона не представляется возможным прогнозировать 1

влажностное состояние конструкций в процессе их эксплуатации. Влаж-ностное состояние наружных ограждающих конструкций неотделимо от их долговечности и теплотехнических свойств. Вследствие этого прогнозирование (на стадии проектирования) влажностного режима конструкций зданий в различных условиях эксплуатации является одним из основных вопросов строительной теплофизики. Важен этот вопрос и для сохранности стальной арматуры. Проблема расчета тепломассообмена и тепломас- » сопереноса применительно к эксплуатации ограждающих конструкций , зданий различного назначения имеет свою специфику и чрезвычайно трудна по ряду причин. Прежде всего, ограждения всех видов являются 4 многослойными системами (даже если они однослойные, то имеют на поверхностях те или иные защитные или отделочные слои). Материалы ело-ев обладают различными физико-техническими свойствами. Кроме того, конструкции обычно работают в неизотермических условиях, когда перепады температуры на противоположных поверхностях могут достигать

нескольких десятков градусов. В толще конструкции в зимних условиях эксплуатации существует зона перехода от положительных к отрицательным температурам (переход через 0°С). При этом в зависимости от уровня влагосодержания по мере колебаний температуры часть влаги изменяет свое агрегатное состояние.

Помимо этого влага внутри конструкции находится под воздействием неоднородного энергетического поля, обусловленного неоднородной структурой или различием физико-химической природы материалов соприкасающихся друг с другом слоев.

Указанные причины приводят к тому, что при решении задач о влаж-ностном режиме конструкции необходимо учитывать зависимость всех коэффициентов переноса, входящих в уравнения, от определяющих параметров. Задача усложняется непостоянным и нерегулярным воздействием на ограждение внешних условий: воздействие атмосферных осадков, изменение суточных и сезонных температур, влажности воздуха, уровня солнечной радиации.

Указанные факторы формируют нестационарную несимметричную краевую задачу, сложность математической интерпретации которой обусловлена разнообразием самих физических явлений. Над проблемой расчета влажностного режима длительное время работали многие ученые (C.B. Александровский, В.Н. Богословский, A.B. Лыков, Ф.В. Ушков, К.Ф. Фокин, В.И. Фоломин, В.Г. Гагарин).

В данной работе в качестве основы для расчета влажностного режима ограждающих конструкций в процессе эксплуатации был выбран метод последовательного увлажнения, предложенный Фокиным. Этот метод позволяет рассчитывать последовательное изменение локальных влагосо-держаний в ограждении при совместном перемещении влаги в парообразном и жидком состояниях под действием градиентов парциального давления пара и влагосодержания материалов. При этом на каждом временном шаге температурное поле принимается стационарным, а его изменение учитывается дискретно.

Расчет температурно-влажностного режима одно- и двухслойных стеновых панелей с изолирующими слоями из конструкционных бетонов проводили по усовершенствованному методу последовательного увлажнения, разработанному в НИИСФ В.Г. Гагариным. Для расчета по этому методу были экспериментально определены изотермы равновесной влажности материалов, конструкционных и конструкционно-теплоизоляционных бетонов, определены коэффициенты паропроницаемости и влагопровод-ности. Для проведения достаточно точных расчетов влажностного состояния ограждающих конструкций в различные периоды эксплуатации необходимо в расчет закладывать характеристики бетона в зависимости от параметров определяющих режим работы конструкции, т.е. температуры и

влажности воздуха и соответственно температуры и влагосодержания материала. В данном случае, расчет влажностного режима стеновой конструкции проводили с некоторыми допущениями, т.к. не для всех вариантов даны зависимости коэффициентов паропроницаемости от влагосодержания и температуры материала. Однако, по данным В.Г. Гагарина даже при указанных допущениях результаты расчетов достаточны для практических целей, т.к. средняя относительная погрешность их составляет до 10%.

На рис.7 приведены кривые равновесной влажности бетонов, использованных для расчета влажностного режима конструкций. Как видно из рисунка, кривые равновесной влажности образуют область, ограниченную верхней и нижней изотермами. Поскольку ранее применялись традиционные панели с фактурным слоем из цементно-песчаного раствора, то для расчета было взято два варианта панелей: однослойная типовая панель и двухслойная с изолирующими слоями из конструкционного керамзитобе-тона, шлакопемзобетона и тяжелого бетона (рис.8). В качестве мелкого заполнителя в легком бетоне было рассмотрено применение кварцевого и пористого песка. Всего было просчитано 7 вариантов панелей. Обработка результатов велась по изменению влажности бетона по слоям в первый год эксплуатации и в последующие годы с интервалом 2-3 года. Кроме того, рассчитывалась влажность в зоне расположения арматуры по временам года. Расчет производился для климата средней полосы (района Москвы и Московской области).

Относительная влажность воздуха внутри помещения принималась 75 и 85% при температуре 18 °С.

Как показывает анализ результатов, влажность легкого бетона в зоне расположения арматуры резко изменяется в зависимости от времени года. Наиболее высокая влажность в зоне расположения арматуры со стороны воздействия агрессивной среды приходится на зимний период времени как для двухслойной, так и однослойной панели (рис.9).

В первый год эксплуатации максимальная влажность характерна для 2-х слойной конструкции с изолирующим слоем из легкого бетона -15,3%, что на 2,8% больше, чем в однослойной панели. Однако, через год влажность резко снижается и к трем годам, практически для всех слоев бетонов, устанавливается неизменной (стационарный поток влаги). Однако для однослойной панели влажность бетона со стороны воздействия агрессивной среды остается достаточно высокой на весь период эксплуатации (89%).

В двухслойных панелях влажность изолирующего слоя из тяжелого бетона составляла 4-4,2%, а из легкого бетона - 6-6,8%.

Рис.7. Изменение равновесной влажности материала при различной относительной влажности среды -сорбция, ------------десорбция

I - конструкционный легкий бетон на кварцевом песке, В15,

плотность 1800 кг/м3; цемент - 335 кг/м3; Мср= 0,03 мг/м2 час Па;

II - тяжелый бетон В15, плотность 2400 кг/м3; цемент - З00кг/м3;

Мср=0,04 мг/м2 час Па;

III - конструкционно-теплоизоляционный легкий бетон В3,5,

плотность 950 кг/м3; цемент - 220 кг/м3 Мср=0,04 мг/м2 час Па.

Необходимо отметить, что при меньшей влажности среды эксплуата ции ф = 75% влажностное состояние бетона более благоприятно. При уве личении влажности до 85% и более при изолирующем слое из легкого бе тона наблюдается увлажнение теплоизоляционного слоя легкого бетона.

арматура

I

\

г

щ

40 см

+

II

40 см

Фактурный слой

1- цементно-песчаный раствор В7,5, плотность 1800 кг/куб.м;

Изолирующие слои:

3- тяжелый бетон В15, плотность 2400 кг/куб.м;

3- конструкционный керамзитобетон В15, на керамзитовом песке, плотность 1800 кг/куб.м,;

3- конструкционный шлакопемзобетон В3,5, плотность 2100 кг/куб.м;

4- конструкционно-теплоизоляционный шлакопемзобетон В3,5, плотность 1200 кг/куб.м;

4- конструкционно-теплоизоляционный

керамзитобетон В3,5, плотность 950 кг/куб.м.

Рис.8 Вариант панелей для расчета эксплуатационной влажности

12 10 8 6 4 2 0

16 14 12 10 8 6 4 2 0

1 Т-..-Г

\

у ! т / 1

; / \ ь

.......

зима весна лето осень

XV, %

1. .. . . . .....

-х——

X -;;

- -9—--1

11111

1 год

5 лет

10 лет

Рис. 9. Изменение влажности в двухслойной стеновой панели

с изолирующим слоем из конструкционного шлакопемзобетона в зоне расположения арматуры

а) - внутри помещения влажность 75-80%;

б) ....... то же 85-90%

1 - фактурный слой с наружной стороны;

2 - теплоизоляционный бетон;

3 - изолирующий слой внутри помещения.

Таким образом, на основании лабораторных исследований, расчетов и натурных наблюдений за состоянием конструкций можно сделать вывод, что применение однослойных стеновых панелей в зданиях и сооружениях с влажным и мокрым режимами эксплуатации приводит к развитию коррозии арматуры и, как следствие, к преждевременному разрушению конструкций. Основными причинами являются быстрое понижение щелочности бетона и высокая эксплуатационная влажность.

Применение двухслойных панелей с изолирующим слоем из конструкционного легкого или тяжелого бетонов для зданий и сооружений со слабо- и среднеагрессивной средой, характеризующейся повышенными »

влажностью и содержанием углекислого газа, позволит обеспечить сохранность арматуры в этих конструкциях. Длительность ее сохранности будет определяться проницаемостью изолирующего слоя бетона.

Особенности прогнозирования длительности защитного действия бетона. Длительная сохранность арматуры в бетонах, обладающих первоначальным защитным действием по отношению к арматуре, определяется проницаемостью бетона и условиями эксплуатации конструкций.

Одной из причин нарушения способности пассивировать сталь в бетоне, который первоначально обладал этой способностью в полной мере, является нейтрализация его углекислым газом. Кинетика нейтрализации тяжелого бетона, как было показано работами Алексеева С.Н., Розенталя Н.К. и др., определяется его диффузионной проницаемостью, обусловленной особенностями строения порового пространства. Авторами установлено, что глубина нейтрализации зависит от корня квадратного из времени и концентрации углекислого газа. Однако эта закономерность справедлива для бетонов с однородной плотной структурой. Наличие крупных пустот и пор позволяет углекислоте (углекислому газу) беспрепятственно проникать в глубь бетона.

В легком бетоне пористый заполнитель может ускорить продвижение фронта нейтрализации защитного слоя бетона. В связи с этим нами были проведены исследования кинетики нейтрализации конструкционных легких бетонов с целью выявления возможности применения к ним метода расчета длительности защитного действия, разработанного для тяжелых '

бетонов.

Исследование проводили ускоренным методом при относительной влажности среды 75% и концентрации углекислого газа 10%. Длительные J

испытания проводили в атмосферных условиях города Москвы. Комплексом выполненных исследований установлено, что равновесная влажность бетона после карбонизации уменьшается на 2,0-2,5% и становится близкой к значениям для тяжелого бетона. Установлено, что глубина нейтрализации бетона на пористых заполнителях, так же, как и для тяжелого бетона, пропорциональна квадратному корню из времени.

Статистически обработанные результаты многолетних исследований автора различных составов легких бетонов показали, что практически не наблюдается проскока углекислого газа через зерно заполнителя, находящееся в теле бетона. Распределение связанной углекислоты по сечению образца имеет характер, показанный на рис. 10, где глубина нейтрализации бетона изображена сплошными линиями, а области отбора проб бетона заштрихованы.

При просмотре шлифов легкого бетона под микроскопом четко различается граница между карбонизированной и некарбонизированной зонами легкого бетона, карбоната кальция в некарбонизированной зоне легкого бетона не обнаружили. Все это вместе взятое позволяет считать, что в плотных конструкционных легких бетонах, так же как и в тяжелом бетоне, нейтрализация бетона происходит в условиях недостатка углекислого газа в порах бетона даже при повышенной концентрации его в атмосфере.

12 10 8 6 4 2 0

' '' ' 1

'/У, 'fr. / / / \

% й />У //У У

/ /С / / /S <Уз/1 / /Ч/

уу / jC/ ' /л / тО6 //' Ч/ / / /// Лу

V// ' /. / // 7 / / / '/Л / / /

' /■ / ' УА/ ,< ^ ,< I V-7. / / Л / / ), )

0 2 4 6 8 10 12 14 16 18 20 22 24

Глубина отбора проб, мм

Рис. 10. Распределение связанной углекислоты по сечению образцов в бетоне класса В15

1 - керамзитобетон на кварцевом песке, глубина нейтрализации 10 мм;

2 - керамзитобетон на пористом песке, глубина нейтрализации 5 мм;

3 - тяжелый бетон, глубина нейтрализации 9 мм;

4 - шлакопемзобетон на кварцевом песке, глубина нейтрализации 7 мм;

5 - бетон на вулканическом туфе и кварцевом песке, глубина нейтрализа-

ции 9 мм.

Таким образом, комплекс выполненных исследований показал, что диффузия СОг вглубь легкого бетона является тем процессом, который ограничивает скорость нейтрализации в целом. Следовательно, для расчета длительности защитного действия плотных конструкционных легких бетонов можно применять формулу расчета глубины нейтрализации обычных тяжелых бетонов, выведенную Hg (^д^здодздкдаов диффузии:

1 БИБЛИОТЕКА {

С.Петербург \

ОЭ 300

120 •<:„•«

х =

где х - глубина нейтрализации бетона в см;

Э' - эффективный коэффициент диффузии С02 в карбонизированном слое бетона; Со - концентрация С02 в воздухе в относительных величинах; I - время в сек.;

Шо - реакционная емкость бетона по отношению к С02.

Проверенный длительными наблюдениями, разработанный принцип расчета длительности карбонизации защитного слоя легкого бетона на основе экспериментального определения эффективного коэффициента диффузии углекислого газа в карбонизированном слое бетона позволил сформулировать и обосновать систему уравнений карбонизации бетона в газовых средах. Предложенные уравнения основываются на уравнениях мас-сопереноса и кинетики химических реакций и учитывают переменность влажностных полей бетона и подвижные границы химических переходов (условие Стефана), что не может быть учтено при расчете глубины нейтрализации бетона с учетом только одного эффективного коэффициента диффузии (формула 3).

Безусловно, использование лабораторных исследований, данных химического анализа позволяет оценить общую картину состояния сооружения из бетона на момент обследования. Однако, подобные методы не позволяют с достаточной степенью точности прогнозировать развитие процессов карбонизации. Во-первых, наиболее часто используемые методы исследований являются макрометодами, т.е. дают некоторый совокупный эффект процессов карбонизации, определение же роли того или иного физико-химического процесса карбонизации представляет собой довольно сложную статистическую и динамическую задачу. Принципиальным недостатком прогнозирования по величине только эффективного коэффициента диффузии является слабая устойчивость исходных данных и широкий доверительный интервал. >

Более совершенным инструментом исследования процессов карбонизации является, безусловно, построение физической модели явления. Построение физической модели карбонизации бетона основано на обобще- < нии реальных физико-химических процессов, происходящих при воздействии агрессивной внешней среды на бетон. Такой подход позволяет довольно успешно количественно описать зависимость скорости карбонизации от основных факторов, влияющих на протекание процесса карбонизации.

Одним из определяющих моментов при построении модели является учет нестационарности влажностного поля, т.к. скорость изменения концентрации растворенного вещества за счет изменения влагосодержания в бетоне может быть значительно больше, чем скорость массопереноса за счет диффузии вещества и кинетики химических реакций. Процесс карбонизации легкого бетона протекает с увеличением количества влаги в бетоне, что приводит к нелинейному характеру скорости реакции.

В рамках предлагаемой модели сложный процесс карбонизации можно представить в виде элементарных процессов, описав каждое из них дифференциальными уравнениями (табл. 6).

Скорость процессов коррозии в газовых средах определяется влажностью газовоздушной среды, т.е. степенью заполнения пор водой. Кинетическая схема процессов коррозии представлена на рис. 11.

X /

сн,со,

Рис.11. Кинетическая схема процессов карбонизации конструкционного легкого бетона в газовой среде

1 - концентрация СОг в газообразной среде;

2 - концентрация СОг в жидкой среде;

3 - концентрация угольной кислоты;

4 - объемное влагосодержание бетона;

5 - концентрация нейтрализуемого компонента Са(ОН)2; «р, Фг - границы фронта химического перехода;

¡^(0 - координата подвижной границы фронта карбонизации;

I - карбонизированный слой бетона;

II - зона реакции;

III - некарбонизированный бетон.

01314801530101020100020100014823010223013101000002

Таблица б

Физические и химические процессы карбонизации в бетоне

Физический процесс или химическая реакция Схема химической реакции Вид дифференциального уравнения, описывающего процесс

1 Диффузия углекислого газа в поровом пространстве бетона (Сд) — Дифференциальное уравнение массопереноса второго порядка

2 Сорбция газа поровой жидкостью (Св) — Дифференциальное уравнение сорбции первого порядка

3 Реакция образования углекислоты С02+Н20 = Н2СС>з Св—^Сд Кинетическое уравнение гомогенной химической реакции

4 Растворение гидроксида кальция Ш-^СЕ Дифференциальное уравнение реакции растворения первого порядка

5 Массоперенос гидроксида кальция в жидкой фазе — Дифференциальное уравнение массопереноса второго порядка

6 Химическая реакция образования карбоната кальция Н2С03 + Са(0Н)2=СаС03+ +2Н20 С02+Са(0Н)2=СаС03+Н20 СД + СЕ—1^-»Сг Св + СЕ—^Сг Кинетические уравнения гомогенных химических реакций

7 Образование осадка СаСОз Дифференциальное уравнение первого порядка

где Сддгде - концентрации компонента химической реакции; к - коэффициент скорости химической реакции; |3Р - массообменный коэффициент скорости растворения Са(ОН)2; Р„ - коэффициент, характеризующий скорость накопления осадка СаСОэ

Особенностью предложенной модели является наличие двух фронтов химического перехода фь ф2 и подвижной границы фронта коррозии Границы ф) и ф2 характеризуются предельным значением концентраций агрессивного и нейтрализуемого компонентов, - линия, на которой реакция нейтрализации идет с наибольшей скоростью. Одним из допущений модели является принятие степени заполнения пор водой константой, поскольку скорость изменения существенно ниже, чем температуры и концентраций насыщения агрессивного и нейтрализуемого компонентов.

В опытах по ускоренной карбонизации время установления равновесной влажности бетонными образцами составляет 2-3 недели (при влажности воздуха 75%, поддерживаемой с помощью насыщенного раствора поваренной соли). Время же набора равновесной влажности реальными сооружениями из бетона может достигать нескольких лет, однако в общем случае учет изменения равновесной влажности необходим. Для идентификации модели нами введен ряд упрощений, позволивших получить решение системы уравнений в аналитическом виде. Для идентификации модели на натурных исследованиях применены методы анализа временных рядов. В общем случае система уравнений является нелинейной из-за наличия подвижной границы.

Уточненные формулы приведенного коэффициенты скорости карбонизации в жидкой и газообразной фазе имеют следующий вид:

6ж = = при АУ < 0,8 (Ф < 0,95) (4)

л1ВжЕ п V то

8г = -7^= = 2Сг(' при ЧУ >0,8 (ср > 0,95) (5)

лФ геп V Шо

где 0Ж, 0Г - приведенная скорость карбонизации в жидкой и газообразной фазе;

Сг, Сж - концентрация углекислого газа в воздухе и в жидкой фазе;

в„ - коэффициент пористости бетона;

Ц«» Бг - молекулярный коэффициент диффузии в жидкой и газообразной фазе (принят одинаковым для агрессивного и нейтрализуемого компонента);

аж;аг - координаты центра фронта коррозии в жидкой и газообразной фазе;

Сж, Сг - концентрация насыщения агрессивного компонента (углекислоты) в жидкой и газообразной фазе;

то - концентрация растворимого компонента (оксид кальция) в жидкой фазе; - коэффициент степени заполнения пор влагой;

Ф - относительная влажность воздуха.

Сравнивая формулы (4) и (5) с используемой ранее (3), видно, что результаты расчетов по ним отличаются друг от друга на множитель (1-\У), который отражает тот факт, что при АУ>0,8 лимитирующими являются процессы переноса в пространстве, не заполненном жидкой фазой, а при скорость коррозии равна нулю, что формула расчета только по коэффициенту диффузии (3) не отражает действительности, поскольку была получена, исходя из общих положений без учета влажностного состояния бетона.

По полученным формулам были проведены численные расчеты для бетонов с различной реакционной емкостью и сквозной пористостью. Полученные результаты качественно верно отражают зависимость скорости коррозии от степени заполнения пор водой. На рис.12 приведен пример численного расчета приведенной скорости карбонизации 0 от степени заполнения пор водой для бетона с реакционной емкостью Шо=50, Ссог = 10% при 20°С.

0, отн. ед.

0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 0,7 0,8 09 1 степень заполнения пор водой W, отн. ед.

Рис. 12. Зависимость приведенного коэффициента скорости карбонизации

от степени заполнения пор водой

1 - формула (3); - подсчет по коэффициенту О' при относительной

влажности среды 75%;

2 - формула жидкой фазы (4);

3 - формула газообразной фазы (5);

4 - область пересечения решений (4 и 5), 8-0,9/.

Из двух значений, вычисляемых по формулам (4) и (5), выбирается наименьшее, которое и является характеристикой процесса карбонизации, поскольку скорость карбонизации зависит от эффективного коэффициента диффузии - количественной характеристики способа подвода агрессивного компонента. В таблице 7 представлены результаты численного расчета скорости карбонизации бетона с реакционной емкостью Шо=50 при различных температурах. Полученные принципиальные закономерности учета влажности при прогнозировании глубины карбонизации защитного слоя бетона позволили повысить точность расчета на 30-40%.

Таблица 7

Значение безразмерных коэффициентов карбонизации

Ен Еп то С, с2 0КЛ в НОВ Д9/8™, % ^ °С

0,3346 0,0081 0,01586 0,01118 -41,9 0

0,2318 0,007 0,0132 0,00931 -41,8 10

0,0188 0,013 50 0,1688 0,0065 0,01127 0,00795 -41,8 20

0,1257 0,0052 0,00972 0,00686 -41,7 30

0,0973 0,0044 0,00855 0,00604 -41,7 40

I Предложенные расчетные формулы были проверены эксперимен-

тально на нескольких составах тяжелого и легкого бетонов. Полученные результаты позволили математически и экспериментально доказать основную роль степени заполнения пор водой в скорости карбонизации бетона и внести корректировку в расчетную формулу прогноза скорости карбонизации бетона, приблизив, таким образом, расчетные данные к реальным условиям эксплуатации конструкций, и внести коррективы в назначение толщины защитного слоя бетона до арматуры в зависимости от срока и условий эксплуатации конструкций.

В главе 5 приведены результаты обследования состояние бетона и арматуры в конструкциях из легких бетонов на искусственных и природных пористых заполнителях. В процессе обследования оценивались влаж-ностное состояние бетона конструкций, глубина карбонизации бетона и степень коррозионного поражения арматуры в бетонах. Полученные результаты обследования обобщены, статистически обработаны и на основе уравнения карбонизации х = Ал/Г построены зависимости глубины карбонизации от эффективного коэффициента диффузии Б (рис. 13).

По результатам изменения толщины защитного слоя и глубины карбонизации, приведенных в таблице 8, рассчитана вероятность совпадения глубины карбонизации и толщины защитного слоя на момент обследования конструкций и в более ранние сроки.

Расчет показал, что в возрасте 4, 10 и 20 лет защитный слой конструкции был полностью карбонизирован соответственно в 40; 62 и 84% случаев.

Причиной преждевременного повреждения плит является коррозия арматуры. Коррозионные процессы, вызванные условиями службы конструкции, протекали относительно свободно, так как бетон не был защищен от увлажнения, не обладал достаточной плотностью и непроницаемостью и быстро карбонизировался на глубину, превышающую среднюю толщину защитного слоя.

Зарождение коррозии арматуры в ранние сроки службы конструкции объясняется также несоблюдением достаточной толщины защитного слоя бетона до арматуры.

О'= 20-10 ~4

годы

Рис. 13. Глубина карбонизации (х) и эффективный коэффициент диффузии СОг (О') бетона кровельных панелей, эксплуатировавшихся 20 лет в условиях г. Еревана

Эшах и ашт " толщины защитного слоя бетона.

Таблица 8

Результаты измерения толщины защитного слоя (а) и глубины карбонизации (х) бетона 20-летнего возраста

Интервал, мм Число случаев (а) Число случаев (х)

п| ЕП1 1пь % п2 £п2 Еп2, %

0-6 2 2 0,4 - - -

6-10 44 46 10,3 - - -

10-14 112 158 35,3 9 9 3,0

14-18 79 237 59,9 14 23 7,7

18-22 75 312 69,8 51 74 24,6

22-26 59 371 82,8 72 146 48,7

26-30 43 414 92,3 54 200 66,7

30-34 18 432 96,5 48 248 82,7

34-38 15 447 99,8 28 276 92,0

38-42 1 448 100,0 16 292 97,3

42-46 - - - 5 297 99,0

46-50 - - - 3 300 100,0

Большой разброс показателей, характеризующих проницаемость, свидетельствует о большой неоднородности бетона.

Таким образом, отсутствие в проекте требований к бетону, направленных на обеспечение первоначальной пассивности стальной арматуры, необходимой плотности, несоблюдение требований по расчетной толщине защитного слоя, привели к тому, что долговечность данной конструкции не соответствовала условиям эксплуатации.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. На основании обобщения многолетних научных исследований автора, наблюдений за техническим состоянием легкобетонных армированных конструкций установлены принципиальные закономерности обеспечения длительной сохранности стальной арматуры в них.

Научно доказана и теоретически обоснована возможность обеспечения пассивирующей способности легких бетонов по отношению к стальной арматуре технологическими приемами: путем назначения оптимального расхода цемента, исходя из физико-технических свойств пористого заполнителя; толщины защитного слоя с учетом проницаемости бетона и условий эксплуатации.

2. На основании комплекса проведенных исследований установлено, что природные пористые заполнители по ГОСТ 22263-76, гравий, щебень и песок искусственные пористые по ГОСТ 9757-90, пористые заполнители из отходов промышленности (золы-уноса по ГОСТ 25818-91, зо-лошлаковые смеси по ГОСТ 25592-91), а также тонкомолотые активные добавки в цементах, включая новые виды вяжущих типа ВНВ, ТМЦ и др. обладают свойством связывать оксид кальция в процессе твердения легких бетонов, т.е. проявлять свойства гидравлически активного материала, способствуя тем самым снижению рН жидкой фазы в легких бетонах и развитию коррозии арматуры в них. Активность пористых заполнителей увеличивается с уменьшением их крупности. Наибольшее количество СаО связывается тонкодисперсными (пылевидными) частицами и мелкими фракциями песка размером до 0,314 мм, на долю которых приходится около 70% объема компонентов, вступающих в химическое взаимодействие. Интенсивность связывания СаО увеличивается при тепловой обработке легких бетонов. При нормальном твердении легких бетонов пористые материалы, включая пылевидные частицы, проявляют столь малую активность, что по существующим критериям не могут считаться гидравлически активным компонентом и практически не снижают пассивирующего действия бетона по отношению к стальной арматуре.

3. Уточненная автором методика определения связывания оксида кальция активными составляющими пористых материалов позволила оценить «гидравлическую активность» пористых компонентов бетонов (спо-

собность связывать оксид кальция) по количеству связанной СаО 1г заполнителя в 1л насыщенного раствора Са(ОН)2 за 8 часов при температуре 80-90°С, т.е. в условиях близких к гидротермальной обработке бетона.

По характеристике «гидравлической активности» мелкие пористые заполнители, включая пылевидные, предложено разделить на четыре группы (неактивные, слабоактивные, среднеактивные и сильноактивные).

Рекомендовано при проектировании составов легких бетонов, подвергающихся тепловой обработке, учитывать гидравлическую активность мелкого заполнителя, корректируя расход цемента с целью обеспечения надежной пассивности стали в конструкциях. Предложена формула для корректировки расхода цемента.

Экспериментальным и расчетным путем показано, что для обеспечения пассивирующей способности пропаренных легких бетонов плотной структуры расход бездобавочного портландцемента должен находиться в интервале от 200 до 300 кг/м3 в зависимости от активности пористого песка и других составляющих легкого бетона.

4. Определены критерии оценки коррозионной стойкости стальной арматуры ускоренными электрохимическими методами и разработан теоретический подход к обеспечению ее длительной сохранности в легких бетонах, в том числе в бетонах, изготавливаемых с использованием смешанных вяжущих, зол и золошлаковых смесей и других минеральных добавок для замены части заполнителей или вяжущего.

Впервые теоретически и экспериментально обоснована связь коррозии арматуры с сорбционной и эксплуатационной влажностью карбонизированных легких бетонов. Показано, что при сорбционной влажности выше 5% появляются первые очаги коррозии, они могут носить затухающий характер, если отсутствует прямое увлажнение конструкций. При сорбционной влажности выше 5% коррозия арматуры протекает интенсивно и может привести к преждевременному разрушению конструкции.

5. Экспериментально установлено, что карбонизация легких бетонов плотной структуры проходит по механизму, аналогичному тяжелому бетону с диффузионным ограничением. Легкий бетон крупнопористой структуры подвержен быстрой карбонизации на всю глубину по порам, не переходя в диффузионную область. Коррозия арматуры в легких бетонах любой структуры на пористых заполнителях природного происхождения не имеет интенсивного развития, если легкий бетон эксплуатируется в среде с относительной влажностью менее 60%, на искусственных заполнителях - менее 75% без воздействия агрессивных газов.

Установлено, что защитные свойства легких бетонов плотной структуры по отношению к стальной арматуре могут сохраняться длительное время. Локальная карбонизация в зоне пористого заполнителя не опережает общий фронт диффузии газа, т.е. пористый заполнитель не является проводником углекислого газа в бетоне.

6. Исследовано влияние некоторых технологических факторов (расхода цемента, крупности, водопоглощения и влажности заполнителей) на проницаемость и скорость карбонизации легких бетонов. Экспериментально показано, что конструкционный легкий бетон может быть менее проницаем чем тяжелый за счет хемосорбционных процессов на контакте цементный камень - заполнитель. Применение конструкций из легких бетонов плотной и поризованной структуры в неагрессивных средах допустимо без каких-либо ограничений. При использовании конструкционного легкого бетона, в том числе в качестве изолирующего слоя в многослойных конструкциях, эксплуатирующихся в условиях слабой или средней газовлажной агрессивной среды (повышения влажности > 75%, наличие кислых газов, переменное увлажнение и высушивание), длительность защитного действия его может быть повышена технологическими приемами, направленными на снижение проницаемости. В частности, легкобетонную смесь необходимо готовить на сухом заполнителе. Крупность пористого заполнителя целесообразно ограничивать 10мм. При этом необходимо контролировать диффузионную проницаемость легких бетонов и выполнять расчет по назначению толщины защитного слоя бетона до арматуры. В условиях сильно агрессивной среды конструкции из конструкционных легких бетонов с контролируемой проницаемостью должны быть дополнительно защищены аналогично тяжелым бетонам в соответствии со СНиП 2.03.11-85.

7. Изучен механизм работы ингибиторов анодного действия по отношению к стальной арматуре на контакте бетон-арматура, установлены оптимальные дозировки добавок - ингибиторов анодного действия для карбонизированного и некарбонизированного легкого бетона в зависимости от величины рН жидкой фазы бетона и содержания хлорид-ионов в цементном камне. Разработан ингибитор коррозионного растрескивания высокопрочной арматурной стали (а.с. №1670974).

8. Разработана физико-математическая модель процесса карбонизации бетона, основывающаяся, прежде всего, на уточнении уравнения баланса веществ на подвижной границе химического превращения коррозии, что позволило уточнить расчетную формулу прогнозирования длительности защитного действия бетона по отношению к арматуре по эффективному коэффициенту диффузии с учетом влажности среды эксплуатации и степени заполнения пор водой.

9. Разработаны руководства, рекомендации по применению бетонов на пористых заполнителях в агрессивных средах, технические условия по использованию смешанных вяжущих, зол, золошлаковых смесей. Результаты работы легли в основу типового проектирования стеновых конструкций сельскохозяйственных, промышленных и гражданских зданий, подвергающихся воздействию агрессивных газовлажных сред. Разработки автора нашли отражение в ряде основополагающих нормативных докумен-

тов, в том числе СНиП 2.03.11-85 «Защита строительных конструкций от коррозии», МГСН 2.08-01 «Защита бетонных и железобетонных конструкций жилых и общественных зданий», МГСН 2.09-03 «Защита от коррозии бетонных и железобетонных конструкций транспортных сооружений».

Основные положения диссертации отражены в следующих публикациях:

1. Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Условия длительной сохранности арматуры в легких бетонах // Строительные материалы - 1973 - № 1 - с. 24

2. Степанова В.Ф. Условия длительной сохранности арматуры в конструкциях из ке-рамзитобетона плотной структуры // Диссертация на соискание научной степени кандидата технических наук - М.: НИИЖБ, 1973 - 148 с.

3. Степанова В.Ф. Защитные свойства легких бетонов по отношению к арматуре // Новое в технологии легких бетонов на пористых заполнителях: сб. трудов НИИЖБ, вып. 25 - М.: Стройиздат, 1975 - с. 71-76

4. Алексеев С.Н.. Степанова В.Ф. Карбонизация легкого бетона // Тр. симпозиума РИЛЕМ «Карбонизация бетона» - 1975

5. Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Повысить долговечность легких железобетонных конструкций // Промышленное строительство - 1976 - № 5 - с. 21

6. Степанова В.Ф., Крамаров Е.А. О сохранности арматуры в поризованных бетонах с битумными пастами // Стойкость бетона и железобетонных конструкций в агрессивных средах: сб. трудов НИИЖБ, вып. 23 - М.: Стройиздат, 1977 - с.71-78

7. Степанова В.Ф. Коррозия и защита арматуры в бетонах на пористых заполнителях // Бетон и железобетон - 1978 - № 8 - с. 11-12

8. Степанова В.Ф. Влияние пористого заполнителя на проницаемость бетона // Механика и технология композиционных материалов: тезисы докладов 2 Национальной конференции - Варна (НРБ), 1979

9. Степанова В.Ф. Ингибиторы коррозии стали в легком бетоне // Тезисы докладов Всесоюзной конференции - Вильнюс, 1981

10. Алексеев С.Н., Степанова В.Ф., Красовская Г.М. Защита от коррозии арматуры железобетонных конструкций, изготовленных с применением шлаковых отходов промышленности // Симпозиум Интерэкономика - Братислава, 1982

11. Степанова В.Ф., Яралов И.А. Коррозия арматуры в бетонах на алинитовых цементах // Тезисы докладов - Караганда, 1982

12. Степанова В.Ф. Бетоны на пористых заполнителях для агрессивных сред // Бетон и железобетон - 1983 - № 2 - с. 25-26

13. Москвин В.М., Степанова В.Ф., Чернов A.B. Защита металлических и железобетонных строительных конструкций от коррозии // Бетон и железобетон - 1984 - № 2 -с. 30-31

14. Горчаков Г.М., Степанова В.Ф. Долговечность легких бетонов и конструкций, изготавливаемых с использованием отходов промышленности // Бетон и железобетон - 1985-№7-с. 13-14

15. Степанова В.Ф. Повышение долговечности преднапряженных железобетонных конструкций из легких бетонов // сб. трудов 4 международной конференции «Долговечность материалов и конструкций» - Сингапур, 1987 - с.285

16. Степанова В.Ф. Опасность коррозии арматуры в бетоне на золе и золошлаковых смесях // Региональная научно-практическая конференция «Надежность и реконструкция - 88» -1988

17. Савин В.И., Степанова В.Ф., Манза О.П. Опыт применения шунгизитобетона в строительстве // ВИТО Стройиндустрия - М.: Стройиздат, 1988 - 72 с.

18. Дикий И.И., Степанова В.Ф. Электрохимические условия на границе контакта металла и бетонов // Физико-химическая механика материалов - 1988 - № 6

19. Иванов Ф.М., Степанова В.Ф., Холошин Е.П. Проблемы обеспечения долговечности бетона и железобетона пониженной энерго- и материалоемкости // Бетон и железобетон - 1988 - № 9 - с. 29-31

20. Ярмаковский В.Н.. Степанова В.Ф. Использование отходов металлургической промышленности в конструкциях из легких бетонов // ВНТО Стройиндустрия - М.: Стройиздат, 1989,75 с.

21. Степанова В.Ф., Курбатова И.И. Определение и влияние гидравлической активности заполнителя на коррозию арматуры // Бетон и железобетон - 1989 - № 9 - с. 21

22. Степанова В.Ф., Зимина Т.Л., Беппаев З.У. Коррозионная стойкость стали в бетонах на ВНВ // Защита бетона и железобетона от коррозии - М.: НИИЖБ, 1990 - с. 34-42

23. Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Перспективы использования методов первичной защиты конструкций // Бетон и железобетон - 1990 - № 3 - с. 13-15

24. Степанова В.Ф., Дикий И.И., Красовская Г.М. Роль анионного состава раствора в кинетике электрохимических реакций на границе контакта металла с бетоном // материалы 8 Всесоюзной научно-практической конференции «Коррозия и защита строительных конструкций производственных зданий и сооружений - Донецк: Промстройпроект, 1990

25. Степанова В.Ф. Пассивирующее действие легкого бетона по отношению к арматуре // международная конференция «Долговечность бетона» - Монреаль (Канада): Аме-' риканский институт бетона, 1991

26. Степанова В.Ф. Долговечность бетона, содержащего промышленные отходы // 4 международная конференция - Стамбул, 1992

27. Степанова В.Ф. Проблема долговечности железобетона в современном строительстве // Бетон и железобетон - 1996 - № 3 - с. 18

28. Гусев Б.В., Файвусович A.C., Степанова В.Ф., Розенталь Н.К. Математические модели процессов коррозии бетона - М.: Информационно-издательский центр «Тимр», 1996 - 102 с.

29. Степанова В.Ф., Соколова С.Е., Полушкин A.JI. Выбор критериев оценки и основных показателей качества антикоррозионных покрытий бетона.//Строительные материалы №10, М., 2000, с. 12-13.

30. Степанова В.Ф. Теоретические основы обеспечения сохранности арматуры и закладных деталей в бетоне.// Железобетон в XXI веке: Госстрой России; НИИЖБ, М„ Готика, 2001, с. 605-623

31. Степанова В.Ф. Проблемы долговечности бетонных и железобетонных конструкций в современном строительстве. // Бетон на рубеже третьего тысячелетия: Материалы 1-ой Всероссийской конференции по проблеме бетона и железобетона, 914 сентября 2001 , М., Ассоциация «Железобетон», 2001 с. 1403-1407

32. Степанова В.Ф. Защита от коррозии в современном строительстве.// Долговечность строительных конструкций: материалы международной конференции, Волгоград 7-9 сентября 2002, М., Центр экономики и маркетинга, 2002, с. 21-24

33. Крашенинников О.Н, Меос М.А., Журбенко Г.В., Степанова В.Ф., и др. Техногенные продукты - эффективный микро наполнитель шунгизитобетонных смесей. // Фундаментальные проблемы комплексного использования природного и техногенного сырья Баренцева региона в технологии строительных материалов: Материалы Международной научной конференции, 2002.

34. A.c. 585441 (СССР) Способ определения pH бетонных строительных материалов // Ожгибесов Ю.Г., Алексеев С.Н., Степанова В.Ф., Баталии B.C. - опубл. в Б.И. -19

35. A.c. 1152944 (СССР) Бетонная смесь // Некрасов К.Д., Ярмаковский В.Н., Степанова В.Ф., Ремнев В.В. -опубл. в Б.И. -1985 -№ 16

36. A.c. 1386603 (СССР) Вяжущее // Ремнев В.В., Степанова В.Ф. и др. - опубл. в Б.И. -1988-№ 13

37. A.c. 1396508 (СССР) Вяжущее // Степанова В.Ф., Ремнев В.В., Липей O.A. - опубл. в Б.И. - 1988- № 18

38. A.c. 1491740 (СССР) Способ изготовления ограждающих конструкций из бетонной смеси // Федоров А.Е., Степанова В.Ф., Арадовский Я.Л., Махкамова М.А. - опубл. в Б.И. - 1989-№25

39. A.c. 1670974 (СССР) Ингибиторы коррозии и коррозионного растрескивания // Дикий И.М., Дмитраш В.Р., Степанова В.Ф., Красовская Г.М. - опубл. в Б.И. - 1991 -№30

40. Патент №1581778 (РФ) Способ очистки и защиты стальной арматуры, пораженной коррозией в железобетонных конструкциях // Степанова В.Ф., Войтович В.А., Ел-шина Л.И., Водопьянов В.Г. - опубл. в Б.И. - 1990 - №28 - зарег. в ГРИ 8.10.1993

Подп. в печ. 27.08.2003. Формат 60x90/16. Объем 2 печ.л. Бумага офисная. Печать цифровая. Тираж 120 экз. Заказ № 853.

ГОУВПО Государственный университет управления Издательский центр ГОУВПО ГУУ

109542, Москва, Рязанский проспект, 99, Учебный корпус, ауд. 106

Тел./факс: (095) 371-95-10, e-mail: ic@guu.ru

www.guu.ru

И 13 б 74

Введение.

Глава 1. Особенности коррозии и защита арматуры в железобетонных конструкциях. Аналитический обзор.

1.1. Анализ причин снижения первоначальной пассивности стали в бетоне.

1.2. Роль пористых заполнителей в обеспечении пассивности стали в легких бетонах.

1.3. Опыт исследования и применения зол и шлаков ТЭС в бетонах.

1.4. Цель и задачи исследований.

Глава 2. Влияние пористого заполнителя на сохранность арматуры в легком бетоне.

2.1. Влияние физико-химических свойств пористого заполнителя на пассивирующее действие бетона по отношению к стальной арматуре.

2.2. Влияние некоторых физических характеристик зерна пористого заполнителя на проницаемость легкого бетона.

2.3. Исследование влияния ингибитора коррозии стали на кинетику процесса пассивации на границе металл-бетон. 92 Выводы по главе 2.

Глава 3. Влияние смешанных вяжущих на коррозию стальной арматуры.

3.1. Характеристика использованных материалов.

3.2. Смешанное вяжущее с пониженным содержанием клинкерного фонда как коррозионная среда для арматурной стали.

3.3. Влияние золы и золошлаковых смесей на коррозию арматуры.

3.3.1. Выбор режима ускоренных испытаний и критериев оценки коррозионного состояния стали в бетоне с использованием золы и золошлаковых смесей.

3.3.2. Выявление ведущих факторов коррозии арматуры в бетонах на золе и золошлаковых смесях.

3.3.3. Влияние содержания сернистых соединений в золе на состояние арматуры в золобетоне.

Выводы по главе 3.

Глава 4. Теоретические основы и практическое обеспечение долговечности ограждающих и несущих конструкций из легкого бетона из условий сохранности арматуры.

4.1. Условия длительной сохранности арматуры в конструкциях из конструкционно-теплоизоляционных бетонов при различной влажности.

4.2. Особенности прогнозирования длительности защитного действия бетона.

4.2.1. Влияние крупности пористого заполнителя на кинетику нейтрализации легкого бетона.

4.2.2. Влияние влажностного состояния пористого заполнителя на диффузионную проницаемость легкого бетона.

4.3. Математическое моделирование процессов карбонизации бетона и прогнозирование длительности защитного действия бетона.

Выводы по главе 4.

Глава 5. Опыт эксплуатации конструкций из бетонов на пористых заполнителях.

Выводы по главе 5.

Защита строительных конструкций от коррозии является важнейшей проблемой, решение которой направлено на увеличение срока службы конструкций зданий и сооружений различного назначения.

Начатые В.М. Москвиным работы в 30-е годы 20-го столетия неразрывно связаны с исследованиями и созданием бетонов стойких в экстремальных условиях. Им показаны возможности создания коррозионно-стойких бетонов, созданы наука о коррозии бетона и школа коррозионистов, продолжающая и развивающая начатые им работы.

Защита от коррозии является важнейшей мировой проблемой, т.к. по разным статистическим оценкам от 15 до 75% конструкций подвергаются воздействию агрессивных сред и около 30% из них требуется защита. Кроме того, по различным экспертным оценкам от 5 до 10% строительных конструкций ежегодно выходят из строя.

Вопросы качества и долговечности строительных конструкций как в техническом, там и в экономическом аспекте привлекают все большее внимание строителей. Очевидно, что во многих случаях экономически оправдано увеличение первоначальных затрат на изготовление конструкций и их надежную защиту, если это позволяет сократить число и стоимость ремонтов в процессе эксплуатации. В особенности это относится к железобетонным конструкциям из легких бетонов на различных минеральных вяжущих, в которых стальная арматура может быть хорошо защищена легким бетоном, а последнему можно придать значительную стойкость к воздействию среды.

Бетоны на пористых заполнителях в конструкциях зданий и сооружений отвечают задачам технического прогресса в строительстве, снижая материалоемкость, стоимость и трудоемкость, а, также способствуя улучшению теплотехнических свойств наружных ограждений, что ведет к существенной экономии топливно-энергетических ресурсов.

Многочисленными исследованиями в области технологии легких бетонов показано, что бетоны на пористых заполнителях по ряду важных технических свойств (водонепроницаемость, морозостойкость, трещиностойкость, коррозионная стойкость и др.) не уступают тяжелым бетонам. Однако, долговечность армированных конструкций из легких бетонов, также как и из тяжелых бетонов зависит не только от стойкости самого бетона, но и от его способности длительно защищать стальную арматуру от коррозии. В практике строительства не редки случаи, когда железобетонные конструкции выходят из строя вследствие коррозии арматуры, как из-за уменьшения ее сечения, так и в результате разрушения защитного слоя бетона давлением продуктов коррозии стали.

В настоящей работе излагаются результаты экспериментальных и теоретических исследований, проведенных автором в течение 35 лет, и обобщаются данные, полученные другими исследователями в области коррозии и защиты арматуры железобетонных конструкций.

На основании электрохимической теории коррозии металлов рассмотрены условия пассивности стали в бетонах с пониженным содержанием клинкерного фонда, к которым могут быть отнесены легкие бетоны на искусственных и природных пористых заполнителях, а также на базе отходов промышленности. Разобран механизм защитного действия легких бетонов и установлены причины коррозии стальной арматуры в них.

Исследованы основные факторы, влияющие на состояние арматуры в легких бетонах: особенности окружающей среды (среды эксплуатации конструкций), строение легкого бетона и толщина защитного слоя, вид крупных и мелких гидравлически активных пористых заполнителей, вид и состав цементов с минеральными добавками, различные ингибиторы коррозии, вводимые в легкобетонную смесь. Выявлены ведущие факторы коррозии арматуры в таких бетонах и установлено оптимальное соотношение цемента и минеральной добавки, включая золу, из условия обеспечения длительной сохранности арматуры и рациональной области применения конструкций.

Разработаны теоретические основы повышения защитных свойств легких бетонов по отношению к стальной арматуре.

Изложены включенные в последние годы в нормы проектирования практические рекомендации по выбору видов конструкций и формования, назначению толщины защитного слоя и плотности бетона. Сформулированы основные требования к технологии изготовления железобетонных конструкций из легких бетонов, обеспечивающие сохранность арматуры в них.

ОБЩИЕ ВЫВОДЫ

1. На основании обобщения многолетних научных исследований автора, наблюдений за техническим состоянием легкобетонных армированных конструкций установлены принципиальные закономерности обеспечения длительной сохранности стальной арматуры в них.

Научно доказана и теоретически обоснована возможность обеспечения пассивирующей способности легких бетонов по отношению к стальной арматуре технологическими приемами: путем назначения оптимального расхода цемента, исходя из физико-технических свойств пористого заполнителя; толщины защитного слоя с учетом проницаемости бетона и условий эксплуатации.

2. На основании комплекса проведенных исследований установлено, что природные пористые заполнители по ГОСТ 22263-76, гравий, щебень и песок искусственные пористые по ГОСТ 9757-90, пористые заполнители из отходов промышленности (золы-уноса по ГОСТ 25818-91, золошлаковые смеси по ГОСТ 25592-91), а также тонкомолотые активные добавки в цементах, включая новые виды вяжущих типа ВНВ, ТМЦ и др. обладают свойством связывать оксид кальция в процессе твердения легких бетонов, т.е. проявлять свойства гидравлически активного материала, способствуя тем самым снижению рН жидкой фазы в легких бетонах и развитию коррозии арматуры в них. Активность пористых заполнителей увеличивается с уменьшением их крупности. Наибольшее количество СаО связывается тонкодисперсными (пылевидными) частицами и мелкими фракциями песка размером до 0,314 мм, на долю которых приходится около 70% объема компонентов, вступающих в химическое взаимодействие. Интенсивность связывания СаО увеличивается при тепловой обработке легких бетонов. При нормальном твердении легких бетонов пористые материалы, включая пылевидные частицы, проявляют столь малую активность, что по существующим критериям не могут считаться гидравлически активным компонентом и практически не снижают пассивирующего действия бетона по отношению к стальной арматуре.

3. Уточненная автором методика определения связывания оксида кальция активными составляющими пористых материалов позволила оценить «гидравлическую активность» пористых компонентов бетонов (способность связывать оксид кальция) по количеству связанной СаО 1г заполнителя в 1л насыщенного раствора Са(ОН)2 за 8 часов при температуре 80-90°С, т.е. в условиях близких к гидротермальной обработке бетона.

По характеристике «гидравлической активности» мелкие пористые заполнители, включая пылевидные, предложено разделить на четыре группы (неактивные, слабоактивные, среднеактивные и сильноактивные).

Рекомендовано при проектировании составов легких бетонов, подвергающихся тепловой обработке, учитывать гидравлическую активность мелкого заполнителя, корректируя расход цемента с целью обеспечения надежной пассивности стали в конструкциях. Предложена формула для корректировки расхода цемента.

Экспериментальным и расчетным путем показано, что для обеспечения пассивирующей способности пропаренных легких бетонов плотной структуры расход бездобавочного портландцемента должен находиться в интервале от 200 до 300 кг/м3 в зависимости от активности пористого песка и других составляющих легкого бетона.

4. Определены критерии оценки коррозионной стойкости стальной арматуры ускоренными электрохимическими методами и разработан теоретический подход к обеспечению ее длительной сохранности в легких бетонах, в том числе в бетонах, изготавливаемых с использованием смешанных вяжущих, зол и золошлаковых смесей и других минеральных добавок для замены части заполнителей или вяжущего.

Впервые теоретически и экспериментально обоснована связь коррозии арматуры с сорбционной и эксплуатационной влажностью карбонизированных легких бетонов. Показано, что при сорбционной влажности выше 5% появляются первые очаги коррозии, они могут носить затухающий характер, если отсутствует прямое увлажнение конструкций. При сорбционной влажности выше 5% коррозия арматуры протекает интенсивно и может привести к преждевременному разрушению конструкции.

5. Экспериментально установлено, что карбонизация легких бетонов плотной структуры проходит по механизму, аналогичному тяжелому бетону с диффузионным ограничением. Легкий бетон крупнопористой структуры подвержен быстрой карбонизации на всю глубину по порам, не переходя в диффузионную область. Коррозия арматуры в легких бетонах любой структуры на пористых заполнителях природного происхождения не имеет интенсивного развития, если легкий бетон эксплуатируется в среде с относительной влажностью менее 60%, на искусственных заполнителях - менее 75% без воздействия агрессивных газов.

Установлено, что защитные свойства легких бетонов плотной структуры по отношению к стальной арматуре могут сохраняться длительное время. Локальная карбонизация в зоне пористого заполнителя не опережает общий фронт диффузии газа, т.е. пористый заполнитель не является проводником углекислого газа в бетоне.

6. Исследовано влияние некоторых технологических факторов (расхода цемента, крупности, водопоглощения и влажности заполнителей) на проницаемость и скорость карбонизации легких бетонов. Экспериментально показано, что конструкционный легкий бетон может быть менее проницаем чем тяжелый за счет хемосорбционных процессов на контакте цементный камень — заполнитель. Применение конструкций из легких бетонов плотной и пори-зованной структуры в неагрессивных средах допустимо без каких-либо ограничений. При использовании конструкционного легкого бетона, в том числе в качестве изолирующего слоя в многослойных конструкциях, эксплуатирующихся в условиях слабой или средней газовлажной агрессивной среды (повышения влажности > 75%, наличие кислых газов, переменное увлажнение и высушивание), длительность защитного действия его может быть повышена технологическими приемами, направленными на снижение проницаемости. В частности, легкобетонную смесь необходимо готовить на сухом заполнителе. Крупность пористого заполнителя целесообразно ограничивать 10мм. При этом необходимо контролировать диффузионную проницаемость легких бетонов и выполнять расчет по назначению толщины защитного слоя бетона до арматуры. В условиях сильно агрессивной среды конструкции из конструкционных легких бетонов с контролируемой проницаемостью должны быть дополнительно защищены аналогично тяжелым бетонам в соответствии со СНиП 2.03.11-85.

7. Изучен механизм работы ингибиторов анодного действия по отношению к стальной арматуре на контакте бетон-арматура, установлены оптимальные дозировки добавок - ингибиторов анодного действия для карбонизированного и некарбонизированного легкого бетона в зависимости от величины рН жидкой фазы бетона и содержания хлорид-ионов в цементном камне. Разработан ингибитор коррозионного растрескивания высокопрочной арматурной стали (а.с. №1670974).

8. Разработана физико-математическая модель процесса карбонизации бетона, основывающаяся, прежде всего, на уточнении уравнения баланса веществ на подвижной границе химического превращения коррозии, что позволило уточнить расчетную формулу прогнозирования длительности защитного действия бетона по отношению к арматуре по эффективному коэффициенту диффузии с учетом влажности среды эксплуатации и степени заполнения пор водой.

9. Разработаны руководства, рекомендации по применению бетонов на пористых заполнителях в агрессивных средах, технические условия по использованию смешанных вяжущих, зол, золошлаковых смесей. Результаты работы легли в основу типового проектирования стеновых конструкций сельскохозяйственных, промышленных и гражданских зданий, подвергающихся воздействию агрессивных газовлажных сред. Разработки автора нашли отражение в ряде основополагающих нормативных документов, в том числе СНиП 2.03.11-85 «Защита строительных конструкций от коррозии», МГСН 2.08-01 «Защита бетонных и железобетонных конструкций жилых и общественных зданий», МГСН 2.09-03 «Защита от коррозии бетонных и железобетонных конструкций транспортных сооружений».

1. Авдонин H.A. Математическое описание процессов кристаллизации. Рига, Зинатне, 1980.

2. Адамсон А. Физическая химия поверхностей. -М., Мир, 1979 — с. 568.

3. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. Программированное введение в планирование эксперимента. М., Наука, 1971.-е. 287.

4. Акимов Г. В. Основы учения о коррозии и защите металлов. М., Метал-лургиздат, 1946. с. 464.

5. Акользин П.А., Иванов E.H. Метод исследования локальной коррозии оборудования путем измерения электросопротивления образцов. Новые методы исследования коррозии металлов. М., Наука, 1973. с. 131142.

6. Аксельруд Г. А. Теория диффузионного извлечения веществ из пористых тел. Львов, изд. ЛПИ, 1959.

7. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры в бетоне. М., Стройиздат, 1968-е. 231.

8. Алексеев С.Н. Коррозия и защита арматуры железобетонных конструкций. Диссертация на соискание уч. степ, доктора техн. наук. М., НИИЖБ, 1970.-е. 283.

9. Алексеев С. Н., Степанова В. Ф. Коррозия и защита стали в конструкциях из легкого бетона. Сб. трудов 3 международной конференции «Коррозия арматуры». Лондон, 1990. с. 160.

10. Ю.Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Перспективы использования методов первичной защиты конструкций. «Бетон и железобетон», 1990 №3 - с.13-15.

11. П.Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Защита от коррозии арматуры в легких бетонах. «Бетон и железобетон», 1968, №5 с. 26-28.

12. Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Условия длительной сохранности арматуры. «Строительные материалы», 1973, №1 с. 24.

13. Алексеев С.Н., Степанова В.Ф. Влияние гидравлической активности дробленого керамзитового песка на сохранность арматуры в бетоне. Коррозия бетона в агрессивных средах. Сб. трудов НИИЖБ. М., Стройиздат, 1973.

14. Н.Алексеев С.Н., Ратинов В.В., Розенталь Н.К., Кашурни-ков Н. М. Ингибиторы коррозии стали в железобетонных конструкциях. М., Стройиздат, 1985. с. 272.

15. Алексеев С.Н., Розенталь Н.К. Кинетика карбонизации бетона. «Бетон и железобетон», 1969, №4. с.22.

16. Алексеев С.Н., Розенталь Н.К. Коррозионная стойкость железобетонных конструкций в агрессивной промышленной среде. М., Стройиздат, 1976.-е. 205.

17. Алексеев С.Н. и др. Долговечность железобетона в агрессивных средах. М., Стройиздат, 1976 с. 205.

18. Алексеев С.Н., Иванов Ф.М., Модры С., Шиссель П. Долговечность железобетона в агрессивных средах. М., Стройиздат, 1990.

19. Алексеев С.Н., Розенталь Н.К., Степанова В.Ф. Обеспечение сохранности арматуры в керамзитобетоне на золе ТЭС. «Строительные материалы», 1975, №9 с. 17.

20. Алексеев С.Н., Чернышев Ю.П. Защита арматуры от коррозии в бетонах на шлаковых и зольных материалах. «Бетон и железобетон», 1978, №8-с. 10.

21. Анохина Л. Н. Способы и средства контроля коррозии. «Химическое и нефтехимическое машиностроение», 1981, №5, с.37-38.

22. Антропов Л. И. Теоретическая электрохимия. М., «Высшая школа», 1969.

23. Аракелян Л.А. К вопросу о контакте цементного камня и легкого заполнителя в бетоне. Труды совещания по теории и технологии бетона. Ереван: издательство АН Армянской ССР, 1956.

24. Аракелян Л.А. О свойствах бетонной смеси на пористых заполнителях. «Бетон и железобетон», 1966, №1. с. 25.

25. Артамонов B.C. Защитные свойства цементов. «Цемент», 1955, №2. -с.9.

26. Астарита Дж. Массопередача с химической реакцией. М., «Химия», 1971.

27. Бабкин Л.И., Бужевич Г.А., Курасова Л.П., Ларионова З.М. К вопросу исследования адгезии карбонатного заполнителя и цементного камня. В сб. Физико-химические исследования цементного камня и бетона. Вып. 7. М., НИИЖБ.

28. Бабушкин В., Матвеев Г.М., Мчедлов-Петросян О.Г. Термодинамика силикатов. Под ред. Мчедлова-Петросяна О.П. 4-е изд., пере-раб. и доп. М., Стройиздат, 1986. с. 408.

29. Бабушкин В.И. Защита строительных конструкций от коррозии, старения и износа. Харьков, ХГУ, «Высшая школа», 1989 —с. 166.

30. Бабушкин В.И. Физико-химические процессы коррозии бетона и железобетона. М., Стройиздат, 1968 с. 187.

31. Бабушкин В.И., Мчедлов-Петросян О.И. Коррозия бетона и железобетона и борьба с ней. Журнал ВХО им. Менделеева, 1965, №5. с. 10.

32. Баженов Ю.М., Горчаков Г.И., Алимов Л. А., Воронин В. В. Получение бетона заданных свойств. М., Стройиздат, 1978 — с. 53.

33. Баженов Ю.М., Горчаков Г.И. и др. Структурные характеристики бетона. «Бетон и железобетон», 1973, №5.

34. Баланчук В.Д., Голенихин Н.Г. Исследование электрохимического состояния арматурных сталей в золобетонах. Технология производства конструкций полносборного домостроения с использованием зол ТЭЦ Сибири. Новосибирск, 1984 с. 31.

35. Барыкин П.И. Сохранность стальной арматуры в тяжелых бетонах с использованием пылевидных отходов ферросплавных производств. Дисс. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. М., НИИЖБ, 1992 с. 155.

36. Батраков В.Г. Модифицированные бетоны. М., Стройиздат, 1990 -с.400.

37. Беллман Р., Калаба Р. Квазиминерализация и нелинейные краевые задачи. М., Мир.

38. Бенсон С. Основы химической кинетики. М., Мир, 1964.

39. Беппаев З.У. Коррозия и защита арматуры в тяжелых бетонах с ограниченным содержанием клинкерного фонда. Дисс. на соискание уч. степ, канд. техн. наук. М., НИИЖБ, 1992-с. 167.

40. Блохин М.А., Швейцер И.Г. Рентгеноспектральный справочник. М., «Наука», 1982-с. 376.

41. Блэнкс Р., Кеннеди Г. Технология цемента и бетона. М.,: Промст-ройиздат, 1957.

42. Бобых И. С., Бродский H.A., Тимощук А.Ф. Применение золы и шлака Бурштынской ГРЭС в бетонах различного назначения. «Энергетическое строительство», 1986, №6 с.22-24.

43. Болдырев A.C. Использование золы-уноса и шлака в производстве строительных материалов. «Строительные материалы», 1972, №2. с. 1215.

44. Болотин В.В. Методы теории вероятностей и теории надежности в расчетах сооружений. М., СИ, 2 изд., 1982 с. 351.

45. Борисов В.Т. Кристаллизация бинарного сплава при сохранении устойчивости. Докл. АН СССР, 1961, том 136, №3 с. 583-586.

46. Будак Б.М., Самарский A.A., Тихонов А. Н. Сборник задач по математической физике. М., «Наука», ФМ, 2-е изд., 1972 — с. 687.

47. Бужевич Г.А., Курбатова И.И., Кац K.M., Фигаров Р.Г.К оценке реакционной способности кремнезема в керамзитовом гравии. «Строительные материалы», 1969, №10 с. 35-36.

48. Бужевич Г.А., Ларионова З.М., Курасова Л.П., Макеева Л. А. Исследование влияния пылевидных составляющих пористых заполнителей на свойства цементного камня. В сб. трудов Физико-химические исследования цементного камня и бетона. Вып. 7, 1972. с. 97-106.

49. Бужевич Г.А. Легкие бетоны на пористых заполнителях. М., Стройиз-дат, 1970-с. 272.

50. Булатов Н.К., Лунин А.Б. Термодинамика необратимых физико-химических процессов. М., «Химия», 1984-с. 336.

51. Бутт Ю.М. Технология цемента и других вяжущих материалов. М., Стройиздат, 1964-с. 352.

52. Бутт Ю.М. Практикум по технологии вяжущих веществ. М., Промстрой-издат, 1953 — с. 467.

53. Васильев Б.Ф. Натурные исследования температурно-влажностного режима крупнопанельных зданий. М., Стройиздат, 1968 — с. 120.

54. Вильке К. Т. Методы выращивания кристаллов. JL, «Недра», 1968-C.423 .

55. Виноградов Б.Н. Петрография искусственных пористых заполнителей. М., Стройиздат, 1972 с.132.

56. Виноградов Б.Н. Реакционная способность искусственных пористых заполнителей ее влияние на свойства легких бетонов. В сб. трудов Всесоюзной конференции по легким бетонам. Вып.5. Минск, изд-во БГУ им. Ленина, 1970 с.35-43.

57. Винчелл А.H., Винчелл Г. Оптическая минералогия. M., Иностранная литература, 1953, с.561.

58. Винчелл А.Н., Винчелл Г. Оптические свойства искусственных минералов. М., Мир, 1967 с.526.

59. Вознесенский В.А. Статистические методы планирования эксперимента в технико-экономических исследованиях. М., Статистика, 1974 — с. 192.

60. Гаспарян Г.А. Защитная способность по отношению к арматуре бетонов на некоторых пористых заполнителях месторождений Армянской

61. ССР. Дисс. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. Ростов-на-Дону,1. РИСИ, 1982.

62. Глесстон С., Лейдлер Д., Эйринг Г. Теория абсолютных скоростей реакций. ИЛ, 1948.

63. Гонтовой C.B., Долгова О. И., Ярош В. С. О методике исследования коррозии стали в бетоне. Химия и химическая технология. Тр. Белi городского технологического института строительных материалов. Вып.1,

64. Белгород, 1972-с. 103-106.

65. Горелышев Н.В., Любимова Т.Ю. и др. Физико-химические методы характеристики свойств и структуры дорожно-строительных материалов. М., Автотрансиздат, 1961 с. 93.

66. Горчаков Г.И., Капкин М.М., Скрамтаев Б.Г. Повышениеf морозостойкости бетона, Стройиздат, М., 1965.

67. Горчаков Г.И., Кац К.M. Водонепроницаемый конструктивный ке-рамзитобетон. В сб. «Технология и свойства новых видов легких бетонов на пористых заполнителях». М., Стройиздат, 1971. с.44-53

68. Горчаков Г.И., Степанова В.Ф. Долговечность легких бетонов и конструкций, изготавливаемых с использованием отходов промышленности. «Бетон и железобетон», 1985, №7 с. 13-14.

69. Гумбель Э. Статистика экстремальных значений. М., Мир, 1965 — с.450.

70. Гусев Б.В., Файвусович A.C., Степанова В.Ф., Розен-таль Н.К. Математические модели процессов коррозии бетона. М., Информационно-издательский центр «Тимр», 1996 с. 102.

71. Де Бур Я. X. Динамический характер адсорбции. М., Изд-во Иностранная литература, 1962.

72. Диб Адель Анис. Долговечность несущих конструкций из бетона на шлаковой пемзе в климатических условиях Сирии для аэродромного строительства зданий. Дисс. на соискание уч. стен. канд. техн. наук. М., НИИЖБ, 1992.

73. Дибров Г.Д., Сергеев A.M. Улучшение гранулометрии мелких заполнителей отходами ТЭС. Строительные материалы, изделия и санитарная техника. Респ. Межвуз. научн. техн. сб., 1984, вып.7. - с. 34-39.

74. Дикий И. И., Степанова В.Ф. Электрохимические условия на границе контакта металла и бетонов. Физико-химическая механика материалов, 1988, №6.

75. Довжик В. Г., Брейтман Э. Д. Влияние вида мелкого заполнителя на физико-механические свойства керамзитобетона. В сб. трудов ВНИИЖе-лезобетон, Вып.9. М., 1964.

76. Довжик В.Г., Кайсер Л.А. Конструктивно-теплоизоляционный ке-рамзитобетон в крупнопанельном домостроении. М., Стройиздат, 1964 — с.180

77. Довжик В.Г., Довжик О.И., Фролова М.В. О коррозионной стойкости стальной арматуры. Сб. трудов ВНИИжелезобетон, вып. 88. М., 1967.

78. Довжик В. Г., Хаймов И. С., Дикун А. Д. Исследование долговечности поризованных бетонов. Долговечность конструкций из автоклавных бетонов: Тез.докл. Республиканской конференции. 4.1. М., 1984 с.143-146.

79. Довжик В.Г., Хаймов И.С. Использование зол для снижения энергоемкости и улучшения теплозащитных свойств керамзитобетонных изделий. Сб. трудов ВНИИЖелезобетон. М, 1983. Совершенствование заводской технологии сборного железобетона с. 68-77.

80. Дроздов Б.В. Труды второй всесоюзной конференции по теоретической и прикладной электрохимии. Киев, 1949.

81. Защита от электрической коррозии стальной арматуры подземных железобетонных трубопроводов. Отчет Академии Коммунального хозяйства им. Панфилова. М., 1968.

82. Золы московских ТЭЦ и их взаимодействие с цементным камнем. / Семенова Т.Д., Россовский В.Н., Синицын А.Н., Попов JI.H./. Новые разработки, направленные на интенсификацию производства строительных конструкций и материалов. М., 1986 с. 53-62.

83. Зола ТЭЦ мелкий заполнитель для бетонов. «Строительные материалы». М., 1986, №5 - с.25.

84. Иванов И.А. Особенности зол электростанций, влияющие на их использование в качестве заполнителей для бетонов разного назначения. Использование новых легких материалов и отходов производства в строительстве. М., Стройиздат, 1972 с. 50-56

85. Иванов И.А. Легкие бетоны на искусственных пористых заполнителях. М., Стройиздат, 1993 с. 182.

86. Иванов И. А. Легкие бетоны с применением зол электростанций. 2-е издание перераб. и доп. М., Стройиздат, 1986 с. 136.

87. Иванов Ф.М. Структура и свойства цементных растворов. Сб. Физико-химическая механика дисперсных структур. «Наука», 1966.

88. Иванов Ф.М. Защита железобетонных транспортных сооружений от коррозии. Транспорт, 1968.

89. Иванов Ф.М., Риц Т.Д., Морозова З.А. Коррозионная активность некоторых разновидностей шлаковых заполнителей. Сб. трудов

90. УралНИИстромпроект. Челябинск, 1974 Переработка шлаков в строительные материалы и изделия - с. 103-108.

91. Иванов Ф.М., Степанова В.Ф., Холошин Е.П. Проблемы обеспечения долговечности бетона и железобетона пониженной энерго- и материалоемкости. «Бетон и железобетон», 1988, №9 с.29-31.

92. Иванов Ф.М., Черномордик Е.И. Исследование защитных свойств цементного раствора по отношению к арматуре железобетонных конструкций. Сб. трудов ВНИИ транспортного строительства, №13. М., 1965.

93. Ильин А.Н. Исследование возможности использования зол Фрунзенской ТЭЦ в дорожном строительстве. Научно-технический прогресс в дорожном строительстве. Фрунзе, 1984 с. 131-136.

94. Исраелян В. Р., Абуева З.А., Багдасарян Л.Б. О необходимости дополнения стандартов на добавки цементам. «Цемент», 1984, №6. -с.22-23

95. Исследование коррозии арматурной стали в тяжелом золобетоне / Пряди-лов В.Е., Дубенчак В.Е., Логвиненко JT.T., Савинкина М.Я.) // «Комплексное использование минерального сырья», 1979, №4. с. 85-89.

96. Каган С.М. Особенности формирования прочности легких бетонов на гидравлически активных заполнителях. Тезисы докладов Всесоюзной конференции по легким бетонам, сб. №4, изд. БГУ им. Ленина, Минск, 1970.

97. Караев З.М. Исследование коррозии стали, защищенной цементным покрытием в морских условиях. Баку, 1954.

98. Карпикова Л.И. Легкие бетоны с кремнийорганическими добавками. Диссертация на соискание уч. степ. канд. техн. наук. М., НИИЖБ, 1968.

99. Кац K.M., Румянцева JI.A. Конструктивный керамзитобетон для морских гидротехнических сооружений. «Бетон и железобетон», 1967, №5.

100. Кинд В.В. Коррозионная стойкость различных цементов к природным сульфатным водам. «Гидротехническое строительство», 1946.

101. Кокуба М., Ямода Д. Цемент с добавкой золы // Шестой международный конгресс по химии цемента. Том 3., М., 1976 с. 83-94.

102. Комиссаренко B.C. Коррозионная стойкость арматуры и долговечность керамзитобетона на золе Саратовской ТЭС-2. Керамзит и керамзи-тобетон. ВНИИСтром, М., 1974 с. 91-100.

103. Коррозия арматуры в золосодержащих цементах / 3. Энтин, Е.Т. Яшина, З.П. Рязанцева, Г.Г. Лепешенкова. «Цемент», 1976, №12. с. 12-13.

104. Кудрявцев A.A., Степанова В.Ф., Коренева И.Г. Свойства бетонов на безобжиговом зольном гравии // В сб. «Легкие бетоны на основе отходов промышленности и конструкции из них», М., НИИЖБ, 1983 -с. 41-45.

105. Курбатова И.И. Современные методы химического анализа строительных материалов. Стройиздат, М., 1972.

106. Курбатова И.И., Степанова В.Ф., Яралов И.А. О путях повышения защитных свойств бетона на алинитовом цементе по отношению к стали. Сб. трудов «Коррозионная стойкость бетона и железобетона в агрессивных средах», М., 1984 с. 98-107.

107. Курасова Л.П. Методика измерения микротвердости цементного камня и бетонов. Сб. Физико-химические исследования цементного камня и бетона, вып. 7, 1972.

108. Кухлинг X. Справочник по физике. М., Мир, 1985.

109. Кучеренко Т.В., Чистова Е.М. К вопросу о коррозионной стойкости бетонов с добавками золы в агрессивных средах животноводческих помещений. Эффективность и коррозионная стойкость сельскохозяйственных зданий и сооружений. Саратов, 1981 с.58-60.

110. Ларионова З.М. Формирование структуры цементного камня и бетона. М., Стройиздат, 1971 -161 с.

111. Левич. В.Г. Физико-химическая гидромеханика. М., Физматгиз, 1959.

112. Лепешенкова Г.Г. Гидратация, твердение и строительно-механические свойства цементов с добавкой кислых и основных зол ТЭС: Автореф. дис. канд. техн. наук. М., 1983 22с.

113. Логинов Г.И., Ребиндер П.А., Абросенкова В.Ф. Взаимодействие гидроокиси кальция с песком различной дисперсности при обычных температурах. Коллоидный журнал, т.21, вып.4, 1959 — с. 442.

114. Любимова Т.Ю., Пинус Э.Р. О свойствах контактной зоны на границе между вяжущим и заполнителем в бетоне // Сб. трудов НИИЖБ, вып.28, 1962-с. 196-211.

115. Лыков A.B., Михайлов Ю.В. Теория тепло-и массопереноса. М., Госэнергоиздат, 1963.

116. Лыков А. В. Теория теплопроводности. М., «Высшая школа», 1967 — с. 599.

117. Лыков A.B. Тепломассообмен. Справочник. Энергия. М.,1972 -с.560

118. Лыков A.B. Теория сушки 2-е издание. М., Энергия, 1968 — с.472.

119. Лыков A.B. Явление переноса в капиллярных пористых телах. М., Гостехтеориздат, 1954.

120. Максимов A.M., Цыпкин Г.Г. Математическая модель промерзания водонасыщенной пористой среды. Журнал «Вычислительная математика и математическая физика», 1986, №11 с. 1743-1747.

121. Массацца Ф. Химия пуццолановых добавок и смешанных цементов// 6- Международный конгресс по химии цемента. М., 1974 с.50.

122. Метод определения эффективных коэффициентов диффузии агрессивного вещества в жидкой и газовой фазах капиллярно-пористых тел. // А.Ф.Полак и др. Уфа, НИИ Промстрой, 1977, вып.22 с. 113-121.

123. Методика коррозионных испытаний арматуры, КрасСНИИП. Красноярск, 1966.

124. Методика обследования состояния железобетонных конструкций, эксплуатирующихся в агрессивной атмосфере, ЦЛК НИИЖБ, 1972.

125. Методические рекомендации по исследованию ингибиторов коррозии арматуры в бетоне. М., НИИЖБ, 1980 с.36.

126. Методические указания по определению эколого-экономической эффективности технологических процессов и производств. М., МХТИХ им. Д.И. Менделеева, 1985 с. 48.

127. Мешкаускас Ю.И. О перспективах развития железобетонных конструкций с применением легких бетонов. Материалы Республиканской конференции. Вильнюс, 1968.

128. Миркин Л.И. Справочник по рентгеноструктурному анализу поликристаллов. М., изд-во Физ.-мат. лит., 1961 — с. 863.

129. Михеев В.И. Рентгенометрический определитель минералов: Ч.П. М., Недра, 1965 - с.868.

130. Михайловский Ю.Н. Поляризация прямоугольными импульсами одной полярности // Тез.докл. УИ конф.мол.уч. и спец. Прибалтики и БССР по проблемам строительных материалов и конструкций. Вильнюс, 1974-С.43.

131. Морская коррозия. Справочник. // Под ред. М.Шумахера. Пер. с англ. -М., Металлургия, 1983 с. 512.

132. Москвин В.М. Изучение коррозии арматуры в бетоне. Отчет ЦНИИС, М., 1938.

133. Москвин В .М. Коррозия бетона. М., Госстройиздат, 1952 — с. 344.

134. Москвин В.М. О методике оценки щелочной коррозии бетона. «Бетон и железобетон», 1972, №7.

135. Москвин В.М., Голубых Н.Д. Разрушение бетона при замораживании.// Второй международный симпозиум по зимнему бетонированию. РИЛЕМ, НИИЖБ, М., 1975, Т.1 с. 114-125.

136. Москвин В.М., Иванов Ф.М., Алексеев С.Н., Гузеев Е. А. Коррозия бетона и железобетона, методы их защиты. Под общей редакцией В.М. Москвина. М., Стройиздат.

137. Москвин В.M., Рояк Г.С. Коррозия бетона при действии щелочей цемента на кремнезем заполнителей. М., Госстройиздат, 1962.

138. Москвин В.М., Степанова В.Ф., Чернов A.B. Защита металлических и железобетонных строительных конструкций от коррозии. «Бетон и железобетон», 1984, №2 с. 30-31.

139. Мощанский H.A. Плотность и стойкость бетонов. М., Стройиздат, 1951 с.175.

140. Некрасов В.В. Изменение объема системы при твердении гидравлических вяжущих. Известия АН СССР, 1945, №6 с. 592.

141. Нерсесян H. Г. Влияние вида пористого заполнителя на стойкость и защитные свойства армированного бетона. Дисс. на соиск. уч. степ, канд.техн.наук. М., НИИЖБ, 1981.

142. Нудельман Б. И., Смирнова А. А. Изменение некоторых свойств в искусственных пористых заполнителях в процессе твердения легкого бетона. «Строительные материалы», 1963, №5 с.34.

143. Ойт J1. В. Коррозия и защита арматуры в золо- и шлакобетонах. Изв. вузов. «Строительство и архитектура», 1974, №5 с. 94-97.

144. Орентлихер JI. П. Бетоны на пористых заполнителях в сборных железобетонных конструкциях. М., Стройиздат, 1983 143с.

145. Орентлихер Л.П. Научные и прикладные основы повышения качества и эффективности бетонов на пористых заполнителях. Автореф. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. М., МИСИ им. В.В.Куйбышева, 1985 — с.45.

146. Павленко С.И., Ящиков В.Ф., Крылов Б. А. Свойства тяжелого бетона с повышенной дозировкой золы ТЭЦ. «Бетон и железобетон», 1976, №2 с.9-12.

147. Пеньковский В.И. Одномерная задача растворения и намыва солей при фильтрации с большими значениями критерия Пекле. ПМТФ, 1962, №2.

148. Полак А. Ф. Моделирование коррозии железобетона и прогнозирование его долговечности // Итоги науки и техники. Коррозия и защита от коррозии. М., ВИНИТИ, 1986, Т. 12.

149. Полак А.Ф. Основы коррозии железобетона. Математическое моде' лирование процесса с применением ЭВМ. Уфа, УНИ,1986.i

150. Полак А. Ф., Ратинов В.Б. Гельфман Г.H. Коррозия железоIбетонных конструкций зданий нефтехимической промышленности. М.,1. Стройиздат, 1971 с. 176.

151. Полак А.Ф., Яковлев В.В. и др. О коррозии железобетона в газовой среде. Тр. НИИПромстрой, вып. 16, М., Стройиздат, 1975. ^ 154. Попов H.A. и др. Подбор состава легкого бетона на искусственных заполнителях. М., Госстройиздат, 1962 с. 83.

152. Попов H.A., Краснова Г.В., Рогачева О.И. Легкие автоклавные бетона на пористых заполнителях. М., Госстройиздат, 1963.

153. Построение математических моделей химико-технологических объектов. М., «Химия», 1970 -C.312.

154. Применение зол и топливных шлаков в производстве строительных ма-^ териалов / A.B. Волженский, И.А. Иванов, Б.Н. Виноградов. М., Стройиздат, 1984-С.255.

155. Применение отвальных шлаковых смесей Чульменской ГРЭС / Лып-кань Е.Ф., Сокольская М.Б., Кислицых В.А., Норина Г.С. / «Автомобильные дороги», 1986, №5 с.10-11.

156. Прокопович И.Е., Зедгенидзе В.А. Прикладная механика ползучести. М., Стройиздат, 1980 240с.

157. Прядилов В. Е. Состояние арматурной стали в золобетоне и способы ее защиты от коррозии. Автореф. дис. на соиск.уч. степ.канд.техн.наук., Новосибирск, 1981 -С.21.

158. Прядилов В. Е. Защита арматуры от коррозии в тяжелом золобетоне. «Бетон и железобетон», 1979, №9 с.30-31.

159. Ратинов В.В., Починская И.А. Кинетика образования двойных солей при гидратации цемента в присутствии многокомпонентных пористых добавок электролитов. «Прикладная химия», Т.45, Л., «Наука», 1972.

160. Ратинов в.в., Починская И.А., Волков О.С., Никитина Л.В. «Цемент», 1971, №1 -с.17.

161. Ратинов В. В., Розенберг Т . П. Добавки в бетон. 2-е изд. Пере-раб и доп. М., Стройиздат, 1989 с. 188.

162. Рекомендации по защите арматуры от коррозии в бетонах с микронаполнителем из доменного шлака и золошлаковыми смесями тепловых электростанций. Донецк, 1973 с. 25.

163. Рекомендации по методам определения проницаемости бетона. М.: НИИЖБ, 1972.

164. Рекомендации по назначению толщины защитного слоя бетона сборных железобетонных конструкций для промышленных зданий и сооружений. М., НИИЖБ Госстроя СССР, 1971.

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

166. Рекомендации по подбору крупных пористых заполнителей для конструктивных легких бетонов марок 150-500. М., НИИЖБ Госстроя СССР.

167. Рекомендации по применению методов математического планирования в технологии бетона. М., НИИЖБ, 1982 с. 56.

168. Рекомендации по применению в бетонах золы, шлака и золошлаковойсмеси тепловых электростанций. М., Стройиздат, 1986 с. 81.

169. Рекомендации по расчету экономических показателей железобетонных конструкций на стадии предварительной оценки результатов НИР. М., НИИЖБ, 1986-С.50.

170. Рекомендации по технико-экономической оценке способов изготовления железобетонных конструкций и изделий. М., НИИЖБ, 1988 -с. 197

171. Розенталь Н.К. Способ оценки коррозионного состояния стальной арматуры в железобетонных конструкциях // Изучение стойкости железобетона в агрессивных средах. М., Стройиздат, 1980 с.72-80.

172. Розенталь Н.К. Исследование защитных свойств тяжелого бетона по отношению к стальной арматуре. Дис. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. М., НИИЖБ с. 137.

173. Розенталь Н.К., Язев П.В. Методы и приборы для изучения кинетики карбонизации бетона. «Бетон и железобетон», 1972, №11-с. 19.

174. Розенфельд И.Л. Атмосферная коррозия металлов. М., изд-во АН СССР, 1960-С.372.

175. Розенфельд И.Л. Ингибиторы коррозии. М., «Химия», 1977 —с.3501 179. Розенфельд И.Л., Жигалова К.А. Ускоренные методы коррозионных испытаний металлов. М.: Металлургия, 1966 с.347.

176. Романов В. В. Методы исследования коррозии металлов. М., Металлургия, 1965-с.280.

177. Руководство по методике и опыту оптимизации свойств бетона и бетонной смеси. М., Стройиздат, 1973. с. 56.

178. Руководство по обеспечению сохранности арматуры в конструкциях из бетона на пористых заполнителях в агрессивных средах. М., НИИЖБ, 1979-с. 30.S

179. Руководство по определению диффузионной проницаемости бетона для углекислого газа. М., НИИЖБ, 1974 с. 19.

180. Руководство по определению экономической эффективности антикоррозионной защиты строительных конструкций промышленных зданий и сооружений. М., Стройиздат, 1969.

181. Руководство по проектированию и подбору состава гидротехнического и обычного бетона. М., НИИЖБ Госстроя СССР, 1957.

182. Саввина Ю. А. О проницаемости бетонов. В сб. Защита строительных конструкций от коррозии. М., Стройиздат, 1966 с.43-55

183. Савин В. И., Степанова В.Ф., Манза О. П. Опыт применения шунгизитобетона в строительстве. ВНТО Стройиндустрия. М., Стройиздат, 1988-с. 72.

184. Савинкина М.А., Логвиненко А.Т. Золы канско-ачинских бурых углей. Новосибирск, «Наука», 1979 с. 169.

185. Самуха И. .Коррозия керамзитобетонных панелей в животноводческих помещениях // Сельское строительство, 1973. №3.

186. Сарапин И.Г., Лифшиц A.B., Кондратьев М.И. Применение зол ТЭС в качестве мелкого заполнителя // Бетон и железобетон, 1974, №7. с.5-7.

187. Сафаров В. А., Лужко Е. Е. Применение золы-уноса сухого отбора при производстве железобетонных конструкций // Бетон и железобетон.—1984.-№7.-С.44

188. Сахаев В.Г., Щербицкий Б.В. Справочник по охране окружающей среды. Киев: Будивельник, 1986. - 152с.

189. Свешников А. А. Прикладные методы теории случайных функций.— М., Наука, ФМ, изд-во 2-е. 1968. - с. 463.

190. Семенова Е.И. Теплотехнические качества жилых домов с наружными стенами из керамзитобетонных панелей. В сб. Теплотехнические качества и микроклимат крупнопанельных жилых зданий. - М.: Стройиздат, 1965.

191. Сергеева Т.Е. Разработка методов исследования золы и шлака ТЭС с целью использования этих материалов для наращивания золоотвалов: Автореф. дисс. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. М.: 1985. - 21с.

192. Силаенков Е.С. Долговечность автоклавных ячеистых бетонов и пути ее повышения. Автореф. дисс. на соискание уч. степ, канд.техн. наук, 1953 г.

193. Симонов М.З. Исследование некоторых особенностей бетона и железобетона на пористых заполнителях. Автореф. дисс. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. Ереван. - 1953г.

194. Симонов М.З. Бетон и железобетон на пористых заполнителях. М.: Стройиздат. 1955. - 255с.

195. Симонов М.З. Основы технологии легких бетонов. М.: Стройиздат. -1973.

196. Скрамтаев Б.Г., Шубенкин П.Ф., Баженов Ю.М. Способы определения состава бетона различных видов, М.: Стройиздат. 1966. -160с.

197. Скрамтаев Б.Г., Якуб И.А., Королева А.Т. Гидравлические свойства молотых легких заполнителей // Бетон и железобетон, 1964. №4. - с. 169

198. Слободов Е.Б., Кутепов A.M., Чепура И.В. Массоотдача в сплошной фазе двухфазных сред при протекании объемной химической реакции // Ж. «Прикладная химия» , 1986. т.59. - №10.

199. Смольянинов H.A. Практическое руководство по минералогии. -М.: Госгеолтехиздат, 1955.-432с.

200. Состав и свойства золы и шлака ТЭС: Справочное пособие // В.Г.Пантелеев, Э.А.Ларина, В.А.Мелентьев и др. Л.: Энергоатомиздат, 1985.-285С.

201. Спивак H .Я. Весь дом из керамзитобетона, М.: Стройиздат. 1967. -116с.

202. Спивак Н.Я. Крупнопанельные ограждающие конструкции из легких бетонов на пористых заполнителях. М.: Стройиздат, 1964. - 224с.

203. Степанова В. Ф. Защитные свойства легких бетонов по отношению к арматуре // Новое в технологии легких бетонов на пористых заполнителях: сб. трудов НИИЖБ, вып.25. М.: Стройиздат, 1975. - с.71-76

204. Степанова В.Ф. Влияние пористого заполнителя на проницаемость бетона // Механика и технология композиционных материалов: Тезисы докладов 2 Национальной Конференции Варна (НРБ), 1979.

205. Степанова В.Ф. Повышение долговечности железобетонных конструкций // Сб.трудов X конгресса Международного Совета по строительству -Вашингтон (США), 1986.

206. Степанова В.Ф. Бетоны на пористых заполнителях для агрессивных сред // Бетон и железобетон. 1983. - №2. - с.25-26.

207. Степанова В. Ф. Сохранность арматуры в бетонах на пористых заполнителях // Коррозия: Труды 4 конференции Братислава (ЧССР), 1978.

208. Степанова В. Ф. Коррозия и защита арматуры в бетонах на пористых заполнителях // Бетон и железобетон. 1978. - №8. - с. 11-12.

209. Степанова В.Ф. Особенности защитного действия легкого бетона по отношению к стальной арматуре // Сб. трудов 2 международной конференции «Долговечность бетона» Монреаль (Канада), 1991.-С.1135.

210. Степанова В.Ф., Алексеев С.Н. Условия длительной сохранности арматуры в конструктивном керамзитобетоне // Коррозия и защита арматуры железобетонных конструкций: материалы Всесоюзного научно-технического совещания. Киев, 1973. - с. 15-16.

211. Степанова В.Ф., Курбатова И.И. Определение и влияние гидравлической активности заполнителя на коррозию арматуры // Бетон и железобетон. -1989.-№9.-с.21.

212. Степанова В.Ф., Саввина Ю.А., Алексеев С.Н. Проницаемость керамзитобетона плотной структуры // Коррозионная стойкость бетона и стальной арматуры: Сб. трудов НИИЖБ, вып.11. М.: Стройиздат, 1974. -с.94-102.

213. СНиП 2.03.11-85. Защита строительных конструкций от коррозии. М.: ЦИТП Госстроя СССР, 1986. - 48с.

214. Состав и свойства золы и шлака ТЭС: Справочное пособие/ В.Г.Пантелеев, Э.А.Ларина, В.А.Мелентьев и др.-Л.: Энергоатомиз-дат, 1985. -285с.

215. Степанова В.Ф., Цителаури Г.И. Влияние гидравлических добавок на основе легких заполнителей на коррозионную стойкость арматуры в бетоне// Защита металлических и железобетонных конструкций от коррозии: Всесоюзная научн.-техн.конф. -М.,1978. С.35-36.

216. Структурообразование цементно-песчаного раствора и бетона с повышенной дозировкой золы ТЭС/ Павленко С.И., Чиркин А.И., Федынин Н.И., Медведев В.М. //Бетон и железобетон, 1974, № 6. С. 12-14.

217. CT СЭВ 4421-83. Защита от коррозии в строительстве. Защитные свойства бетона по отношению к арматуре. Электрохимический метод испытаний. Дрезден, 1983. - 12с.

218. Технология возведения и эксплуатации золоотвалов и вопросы охраны окружающей среды/ Сб. научн. тр. ВНИИГ им. Веденеева.-JT.: Энерго-атомиздат,1982, 55 с.

219. Структурообразование цементно-песчаного раствора и бетона с повышенной дозировкой золы ТЭС / Павленко С.И., Чиркин А.И., Федынин Н.И., Медведев В.М. // Бетон и железобетон. 1974. - №6. - с. 12-14.

220. Сухоруков Ю.М., Хитров В.Г. Долговечность конструкций из легких бетонов на предприятиях химической промышленности. // Промышленное строительство, 1969. №3. - с.41.

221. Тимофеев Д. П. Кинетика адсорбции. М.: АН СССР. 1962. - 252с.

222. Тимошенко С.П., Гудьер Дж. Теория упругости//Пер. с англ. -2-е изд. -М.: Наука, 1979.-560с.

223. Тихонов А.Н., Самарский А.А. Уравнения математической физики. -М.: Наука, ФМ, 1966. 3-е изд. - 724с.

224. Томашов Н.Д. Теория коррозии и защиты металлов. М.: АН СССР, 1960. -591с.

225. Томашев Н.Д., Шнейдер A.B. Развитие электрохимических методов исследования коррозии металлов // Заводская лаборатория. 1967. -т.ЗЗ. 10.-с. 1273-1285.

226. Улит Г. Коррозия металлов. М.: 1968.

227. Уфимцев В.М., Пьячев В.А., Капустин Ф.Л. Строительные материалы с использованием золошлаковых ГРЭС КАТЕК // Пути ускорения научно-технического прогресса в строительстве: Тез. докл. Свердловск: Ураппромстройниипроект, 1985. - с. 40-41.

228. Фокин К.Ф. Строительная теплотехника ограждающих частей зданий. М.: Стройиздат, 1973. с. 287.

229. Франк-Каменецкий Д. А. Диффузия и теплопередача в химической кинетике. М.: Наука. - 1967.

230. Хейфец Л. И., Неймарк А. В. Многофазные процессы в пористых средах. -М.: Химия. 1982. - 319с.

231. Хигерович М.И., Меркин А.П. Физико-химические и физические методы исследования строительных материалов. М.: Высшая школа, 1968.- 191с.

232. Химмельблау Д. Анализ процессов статическими методами. М.: Мир. - 1974.-957с.

233. Хлевчук В. Р., Костылева Т. И. Влажностный режим керамзи-тобетонных панелей крупнопанельных зданий. Научные труды НИИ-Мосстроя, вып.З. -М.: Советская Россия, 1966.

234. Хлевчук В. Р. Научно-технические проблемы повышения теплозащиты легкобетонных ограждений зданий // Диссертация в форме научного доклада на соискание уч. степ. докт. техн. наук. М.: НИИСФ Госстроя CCCP.-1989.-88c.

235. Хохрин Н. К. К вопросу стойкости и прочности керамзитобетона. Сб. трудов Куйбышевского инженерно-строительного института. Стойкость керамзитобетона и керамзитожелезобетона, 1971 г.

236. Хохрин Н.К., Брук Н.Я., Кулиев A.c. Назаров Ю.М. Проницаемость керамзитобетона при действии жидких сред. Сб. трудов КИСИ. Стойкость керамзитобетона и керамзитожелезобетона, г. Куйбышев, 1971г.

237. Хохрин Н.К., Тишинский К.И. О применении керамзитожелезобетона для животноводческих построек. Сб.: Стойкость керамзитобетона и керамзитожелезобетона, г. Куйбышев, 1971г.

238. Хчеян Г.Х. Динамика массообмена при подземном выщелачивании полезных ископаемых. СО АН СССР, Физико-технические проблемы разработки полезных ископаемых. №5. - 1986. - с.74-79.

239. Царегородцева Е . А. Обеспечение сохранности стальной арматуры в бетонах с использованием зол ТЭС. // Дис. на соискание уч. степ. канд. техн. наук. М.: НИИЖБ. - 1989.

240. Червонная М.Е., Кошнай A.C. Определение коррозионной стойкости арматурной стали // Строительные материалы и конструкции. -1986. №4. -с.34-35.

241. Чернышев Ю.П., Шалдышов В.А. О применении ингибиторов коррозии арматуры в бетонах на шлаковых и зольных материалах // Защита металлических и железобетонных конструкций от коррозии. М.: 1978.- с. 1

242. Чеховский Ю.В. Понижение проницаемости бетона. Энергия. М.: 1968.-192с.

243. Шикин А.Е., Шахтинская Г.Г. Электрохимическое поведение арматурной стали в жидкой фазе бетона в зависимости от pH среды и содержания ионов хлора // Сб. тр. «Гипроморнефть». Баку, 1970. - с.201-204.

244. Энрико Ферми. Термодинамика. Харьков. - ХГУ. - 1973. - 136с.

245. Экономическая эффективность производства и применения стеновых материалов и конструкций, под редакцией А. Рекитара.- М.: Стройиздат. -1972.-206с.

246. Юнг В.Н. Значение плотности цементного камня для сопротивления агресии // Труды конференции по коррозии бетона и мерам борьбы с ней. -изд. АН СССР-1954.

247. Юнг В.Н. Основы технологии вяжущих веществ. М.: Промстройиз-дат.- 1951.

248. Яворский А.К., Виноградов Б.Н. О влиянии ускоренного режима автоклавной обработки на процессы твердения силикатного керам-зитобетона. Труды ГИСИ вып. 47, Горький. 1964г.

249. Яворский А.К., Виноградов Б.Н. Гидравлическая активность керамзита в материалах автоклавного твердения // Известия высших учебных заведений. Строительство и архитектура. Новосибирск. - №7. - 1966.

250. Якуб И. А., Алексеев С.Н. Коррозия арматуры в легком бетоне.- М.: Стройиздат. -1971.-111 с.

251. Янцен Т.Г. О реакционной способности шлаковых заполнителей. Сб. тезисов докладов Всесоюзной конференции по легким бетонам. 1970.- №4.

252. Яралов И.А. Условия сохранности стальной ненапрягаемой арматуры в тяжелых бетона на алинитовых цементах. // Дисс. на соиск. Уч.степ.канд. техн. наук. М.: НИИЖБ. - 1984. - 169с.

253. Ярмаковский В.Н., Степанова В.Ф. Использование отходов металлургической промышленности в конструкциях из легких бетонов // ВНТО Стройиндустрия. -М.: Стройиздат, 1989.

254. Schulze W., Gunzler L.J. Korrosionschutz der Bewehrung in Leichtbeton. "Betonstein-Zeitung", №5, 34, 1968.

255. Shalon R., Jouzu. Amer. Concrete lust №30, 12, 1959.

256. Dehler E. J. Banstoffindustrie No 9,1965.

257. Stelzel W. Korrosion der hochfesten Bewehrungsstahle. MPA für das Bauwesen der Technischen Hochschule Munhen Bericht, No 60, 1964.

258. Pourbaix M. Atlas ofelectrochemical Equilibrium, New lork, pergamon press, 1963.

259. Grimer F.J. Corrosion of steel embedded in lightweight concrete. -Concrete №4,1967.

260. Schwiete H.E., Ludwig V. Korrosionschutz von stall und Spannbeton. Banplanung. Balltechnik, Hu I, 1968.

261. Everett L.H. Corrosion of steel in lightweight Concrete and protected reinforcement, RILEM CRC., Sub.-seetion 4, 1971.

262. Nevill A.M. Properties of Concrete. London., Pitman publ., 1973.

263. Shirajama K., Einaga H. Testing method for chemical resistance of concrete. Jn.: Rev 36 th. Gen. Meeting, techn. Sess., Cement assoc. Japan, Tokyo May 1983, p.175-176.

264. Kropp J. Karbonatisierung und Transportvorgange im Zement stein. Dissertation Univeritat Karlsruhe, 1983.

265. Nischer. P. Einflub der Betongute auf die Karbonatisierung in Zement und beton 29 (1984), Nr. 1, s. 11-15.

266. Tuiitti K. Corrosion of steel in Concrete. CBI Forschung, April, 1982.

267. Crane J. The Mathematics of diffusion. Oxford Univ. Press, London, 1955.

268. Hogen J.O. Experiences and Experiments with Process dynamics, Monograph, Ser. Nr. 4, Aich E.J., N.Y., 1964.

269. Nufnez C., Espiel F. Kinetic model for the chemical dissolution of multi-particle systems. "Met. Trans", 1985, Nr. 1-4, 449-454.

270. Sprunt E.S., Nur A. Destruction of porosity through pressure solution. Geophysics, 1977, 42 N4, p. 726-741.

271. Swolf s H. S . Chemical effects of pore fluids on rock properties. In: Underground Waste management and environmental applications. Memo. Amer. Assoc. Petrol. Geol, 1972, 18, p. 224-234.

272. Cabrera I.G., Wooley G.K. A study of twenty-five year old pulverised fuel ash concrete used in foundation structures. // Proceedings of the Institution of Civil Engineers. -1985. V.79. - N 469. - P.149-165.

273. Lane R. O. Effects of fly ash on freshly mixed concrete. // Concrete Intern. -.7.5. 1983. - H 10. - P.50-52.

274. Hughes B.P., Soleit A.K.O., Brierley R.W. New technique for determining the electrical resistively of concrete // Magazine of Concrete Research. V.37. - 1985. - N: 133. - P.243-243.

275. March B.K., Day R.L., Bonner D.G. Pore structure characteristics affecting the permeability of cement paste containing fly ash // Cement and Concrete Research. V.15. - 1985. N 6. - P. 1027-1038.

276. Schneider U., Wagele B. Eigenschaften von Mortel und Beton mit oehr hohom lugasohegohalt // TIZ-yachbor. V.l 11, -1987. - N 5. - P.332-338.