«РАСЧЕТ И ПРОГНОЗИРОВАНИЕ ДОЛГОВЕЧНОСТИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ КОНСТРУКЦИЙ ...»

Деградационные функции дают возможность при описании процесса взаимодействия изделия с агрессивной средой учитывать характер распределения агрессивной среды по объему, напряжений по площади поперечного сечения и Предлагается выделить основные типы деградации и представить их в виде феноменологических моделей [76, 77, 78]. Феноменологические модели, представляющие эпюры модуля упругости и прочности по высоте поперечного сечения, в зависимости от вида изохрон деградации могут быть линейными и нелинейными, симметричными и несимметричными. В линейных моделях деградации положение изохрон характеризуется двумя параметрами а и, где а – ордината фронта деструкции, характеризующая скорость деградации под действием напряжений и агрессивной среды; – характеристика механизма деградации, определяемая как угол наклона прямолинейной изохроны к оси абсцисс (рис. 3.1, а). Если угол – равен нулю, то наблюдается деградация гетерогенного типа, применяемая для материалов, скорость взаимодействия которых с агрессивной средой значительно выше скорости ее переноса в объем элемента. Если угол равен /2, то деградация происходит по гомогенному механизму и характеризуется большой скоростью насыщения материала агрессивной средой и малой скоростью химического взаимодействия.

взаимодействия, то наблюдается диффузионный тип деградации и угол изменяется в пределах от 0 до /2.

Для описания деградации цементных композитов в кислых растворах малой концентрации, на основе анализа изохрон деградации (рис. 1, б) предлагается модель, представленная на рис. 1, в. Она применима для материалов, у которых на изохроне деградации можно выделить 3 зоны: 1) деструкции; 2) латентной деградации; 3) естественного твердения.

В процессе эксплуатации конструкции в условиях действия агрессивной сред обычно удобнее в качестве параметров деградации использовать глубинный показатель (а) и изменение свойств на поверхности элемента (, H, E). Если в качестве упруго-прочностной характеристики принять модуль упругости, то с учетом модели, представленной на рис. 1, б, закон изменения Е по высоте поперечного сечения h имеет вид [76, 77, 78, 47]:

Деградационная функция жесткости элемента прямоугольного сечения с Интегрируя выражение(4.10) с учетом (4.9) получаем:

Если а0=0, а1=0, а2=а1, а3=а1, а4=а1, Еmax=E0 и E2=E0, то получаем ступенчатую модель, деградационная функция которой имеет вид:

Если а0=0, а1=0, а3=а2, а4=а2, Еmax=E0 и E2=E0, то получаем линейную модель, представленную на рис. 2(а). Деградационная функция для этой модели имеет вид [77, 78]:

Если а1=а0,а2=а0, а3=а0, а4=а0, Еmax=E0, Е1=Е0, E2=E0, Еmin=0, то имеем модель гетерогенной деградации:

обобщенной модели, так ка при а0=0, а1=а2=а3=а4=h/2, Еmax=E1, E2=E1:

Функции деградации дают возможность описать изменение несущей способности при сжатии, изгибе, растяжении и жесткости конструктивного элемента или изделия во времени. Переменные во времени являются параметры аi и Ei, входящие в деградационные функции. Функции деградации учитывают влияние на долговечность размеров поперечного сечения, вида напряженнодеформированного состояния.

деградационную функцию, определение которой наиболее доступно и достоверно [76, 77, 78]. Параметры аi и Ei могут определяться экспериментально и теоретически.

3.2 Применение метода деградацонных функция для оценки долговечности железобетонных конструкций.

предлагается производить с применением метода деградационных функций [24].

Рассмотрим изгибаемый элемент с прямоугольной формой поперечного сечения и одиночной арматурой (например, плита с арматурой в растянутой зоне).

Предположим, что деградация бетона плиты вызвана жидкими агрессивными средами, действие которых обусловлено технологической линией, расположенной на вышележащих этажах. Тогда возможные расчетные схемы прочности (несущей способности) поперечного сечения, нормального к оси изгибаемого элемента будут иметь вид (см. рис. 3.2).

На расчетных схемах показано, что: зона деградации (xij) находится в пределах сжатой зоны (xij xi); расчетное сопротивление, модуль деформаций в пределах зоны деградации могут изменяться по различным законам.

На рисунке 2 приняты обозначения: Rs, Rb – расчетные сопротивления арматуры и бетона; xi - высота сжатой зоны; h, h0 – полная и рабочая высота сечения; As - площадь поперечного сечения арматуры; b – ширина поперечного сечения элемента; xij – высота зоны деградации.

Введем обозначение: 0 = x/h0; ij=xij/h0; µ=As/bh0. Тогда условие прочности можно записать в виде неравенства:

где Mui – момент воспринимаемый сечением и определяемый по соответствующей расчетной модели i=0,1,2,3,4.

Для расчетной модели при i=0 можно записать:

так как Rbbx0=RsAs, то обозначив 0 = x0/h0, получим 0 = µ(Rs/Rb). Тогда формула 4.17 примет вид:

Рассмотрим расчетную модель 1, анализ которой дает возможность получить два уравнения:

С учетом сделанных преобразований получаем формулу для определения Mu1 в следующем виде:

Для расчетной модели 2, решая совместно уравнения, определяющие Mu2 и 2,получаем:

Очевидно, если в формуле (3.20) принять Rb2=0, то получим выражение подобное формуле (3.19):

определения прочности нормальных сечений:

Если принять Rb3=0, то получим более простое выражение вида:

Если 13=0, то Mu3=Mu0.

Четвертая модель дает возможность получить формулу для определения Mu вида:

Если принять =0, то получаем третью модель при условии, что Rb3=0.

Тогда функция 4.23 примет вид:

Очевидно формулы (4.22) и (4.24) подобны.

Если 14=0, то 0=4-0,5/h0.

Полученные выражения Mui дают возможность определить деградационные функции, выражения которых приведены в таблице 3.1.

Деградационные функции по несущей способности изгибаемых элементов относительным изменением прочности слоев бетона Rbi/Rb, контактирующих с агрессивной средой; координатой границы области деградации ij; видом изохрон деградации.

Рассмотрим случай сульфатной коррозии.

Ордината, скорость продвижения фронта деструкции, относительное изменение прочности внешних слоев бетона под действием сульфатных сред определяются по изохронам деградации (см. рис. 2.26, 2.27, 2.28) На рисунке 3.3 показаны графики изменения величины Rbt/Rb во времени.

Из анализа графиков следует, что прочность бетона, контактирующего с агрессивной средой, после 150 суток воздействия приближается к нулю.

Следовательно эффект латентной деградации, временное повышение прочности бетона в зоне контакта с сульфатной средой при оценке долговечности железобетонных конструкций можно не учитывать.

Из анализа изохрон деградации предлагается изменение относительной прочности бетона внешних слоев оценивать функцией вида:

где ta длительность воздействия среды, после которого наступает необратимое ухудшение свойств; Ka – величина коэффициента Kх.с. при t=ta, определяемая по графику на рисунке 3.4 и равная по данным эксперимента 0,6.

На рисунке 3.4 показано, что предлагаемая аппроксимация адекватно отображает экспериментальные данные. По изохронам деградации, полученным экспериментально, установлено, что изменение координаты фронта области разрушения в объеме материала с учетом длительности действия среды t описывается формулой вида:

где D – коэффициент скорости продвижения зоны разрушения в объем материала, величина которого зависит от вида среды и уровня напряжений.

По изохронам деградации установлено, что для сульфатной жидкости при нулевом напряжении D=4,510-6 м2/час, при напряжении сжатия 0,7Rb имеем D=1,810-6 м2/час.

3.3 Оценка долговечности железобетонных изгибаемых элементов методом деградационных функций.

Экспериментально установлено, что после 150-200 суток контактирования цементного бетона с водным раствором, содержащим сульфат-ионы, его прочность снижается и составляет 10-15% от начальной. Следовательно, оценивая долговечность железобетонных конструкций, нормативный срок эксплуатации которых составляет несколько десятков лет, в моделях деградации можно принять Rbi/Rb =0. Тогда деградационные функции можно представить формулами:

Подставим выражения, определенные с учетом экспериментальных данных значения ij, Rbi/Rb, в деградационные функции таблицы 4.1 и определим как меняется значение деградационных функций: от длительности действия сульфатионов (t, час); высоты поперечного сечения изгибаемого элемента (h0, м);

относительного содержания арматуры; отношения Rbi/Rb.

Рис. 3.5. Деградационные функции для расчетных схем 1, 2, 3.

На рисунке 3.5 представлены графики, анализ которых показывает: без большой погрешности для оценки долговечности железобетонных элементов можно применять модель 1.

На рисунке 3.6 представлены деградационные функции для случаев 1, 2, 3, 4. Из рисунка видно, что значения деградационных функций для случаев 1 и 2, 3 и 4 совпадают с незначительным расхождением. Следовательно, при определении долговечности железобетонных элементов можно использовать только 1 или модель.

На рисунке 3.7 представлены графики зависимости деградационной функции от коэффициента армирования. С увеличением процента армирования влияние агрессивной среды на несущую способность увеличивается, снижение деградационной функции происходит более интенсивно.

1. Предложена методика прогнозирования долговечности железобетонных конструкций методом деградационных функций.

2. Основные параметры деградации (ордината фронта деструкции и характеристика механизма деградации) могут быть определены по изохронам деградации.

3. Построены графики долговечности для различных феноменологических моделей.

6. Установлено, что функции деградации могут быть выражены через одну базовую деградационную функцию, определение которой наиболее доступно и достоверно.

5. Исследовано влияние некоторых расчетно-конструктивных параметров конструкций на долговечность.

ГЛАВА 4. АНАЛИЗ СТАТИСТИЧЕКОЙ ИЗМЕНЧИВОСТИ

КОНСТРУКТИВНЫХ ПАРАМЕТРОВ ОСНОВНЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ЭЛЕМЕНТОВ

Расчет строительных конструкций, отражающий их реальное поведение в эксплуатации должен в полной мере базироваться на теории надежности, основанной на вероятностных методах, которые позволяют дать более объективную оценку конструкции о ее пригодности к нормальной эксплуатации.

Задача обеспечения надежности тесно связана с задачей статистического контроля исходных данных, т.к. наличие обоснованных статистических характеристик расчетно-конструктивных параметров конструкций является необходимым условием для определения надежности данных конструкций [79].

Проведены статистические исследования расчетно-конструктивных параметров железобетонных конструкций.

4.1 Анализ статистической изменчивости прочности бетона На предприятиях при изготовлении бетонной смеси и производстве сборных конструкций, а также на строительных площадках при бетонировании монолитных конструкций производится статистический контроль и приемка бетона по прочности с учетом однородности в соответствии с требованием стандарта. Контролю подлежат:

передаточная прочность бетона для предварительно напряженных конструкций;

прочность бетона в проектном возрасте для сборных и монолитных конструкций.

Контроль прочности бетона по каждому виду нормируемой прочности производят с использованием данных контроля предыдущих партий в следующем порядке:

а) определяют прочность бетона в каждой из партий, изготовленных в течение установленного стандартом периода (анализируемого);

б) вычисляют характеристики однородности прочности бетона за анализируемый период;

в) определяют по характеристикам однородности прочности бетона в анализируемом периоде требуемую прочность бетона для последующего контролируемого периода;

г) определяют прочность бетона в данной контролируемой партии, сравнивают ее с требуемой прочностью и принимают решения о приемке этой партии.

Прочность бетона колонн определяли методом ударного импульса с использование прибора ИПС-МГ4.03 в соответствии с ГОСТ 22690-88 [26].

Испытания производились на колоннах, которые были изготовлены в 2004 г и установленных в проектное положение в 2005. Испытания проводились в году после 2 лет выдержки колон в условиях воздействия атмосферных факторов (влаги, знакопеременных температур). Принято 3 участка испытаний на каждой колонне. Испытания проводились на боковых поверхностях образцов (по направлению бетонировании).

Для каждой партии бетона вычисляли среднюю прочность Rm, дисперсию, среднее квадратическое отклонение Sm, коэффициент вариации прочности Vm и другие статистические характеристики. Затем определяли средние значения прочности и партионного коэффициента вариации прочности бетона Vn за год.

Расчет статистических характеристик приведен в таблицах 4.1, итоговые статистические характеристики прочности бетона железобетонных колонн приведены в таблице 4.2.

Определение статистических характеристик прочности бетона колонн Статистические характеристики Итоговые статистические характеристики прочности бетона Статистическая характеристика сжатой зоны определяли по формуле:

Рассмотрим сечение колонны 40х40см. Определим характеристики сечения колонны (Ebj Ibj, Rbj Sbj, Rbj Abj, Rb). Расчетная схема представлена на рис 6. Rb = (RbjSbj) / S = [Rb1bz(h – a – 0.5z) + Rb2bz(a – 0.5z) + +2Rb3, (h – 2z) z(0.5h – a) + Rb5 (b – 2z) (h – 2z) (0.5h – a)] Ebj Ibj = 2E1,2[(bz3/12) + bz(0.5h – 0.5z)2] + 2E3,4(z(h – Рис. 5.26 К определению характеристик сечения колонны Rbj Sbj = Rb1bz(h– a–0.5z)+2Rb3,4xz(h–a–0.5x)+Rb5(b– 2z) При этом выражение для сжатой зоны бетона запишется следующим образом:

автоматизированного вероятностного расчета надежности железобетонного сжатого элемента. Блок схема измененной подпрограммы вычисления максимального момента представлена в приложении 12. Значение критической силы в подпрограмме вычисления момента от внешних нагрузок вычисляли в соответствии с формулой 5.25.

Целью численного эксперимента было определение влияния глубины деградации колонны z на обеспеченность несущей способности элемента.

В ходе эксперимента увеличивали глубину деградации z от 0 до 7см с шагом 1см, при этом фиксировали надежность. По мере проникновения агрессивной среды в тело конструкции происходит деградация защитного слоя бетона, после чего становится возможной коррозия арматуры. В результате уменьшается площадь ее поперечного сечения [79]. Примем следующий закон изменения площади поперечного сечения арматуры:

проникновения агрессивной среды равной z, r – радиус поперечного сечения арматуры, k1 – коэффициент, характеризующий скорость изменения поперечного сечения арматуры, а – ширина защитного слоя.

Значение коэффициента k1 принимаем равным 0.3.

Результаты проведения численного эксперимента показаны на графике рис.

5.27.

Расчет показал, что обеспеченность несущей способности при изменении глубины деградации от 0 до 3 см уменьшается незначительно на 2.1%, на 0.6% и на 0.3% со значения 100% до значений 97.9%, 99.4%, 99.7% для бетонов и арматуры В15 AIII, В20 AIII и В25 AIII соответственно, при этом надежность остается в пределах регламентированных нормами 95%.

Рис. 5.27 Графики зависимости вероятности безотказной работы колонны от Дальнейшее увеличение глубины деградации со значения 3 см до значения 4.8 см приводит к резкому снижению надежности: на 95.8%, на 77.3% и на 49.5% для бетонов и арматуры В15 AIII, В20 AIII и В25 AIII соответственно [79].

Проведем численный эксперимент, целью которого является определение обеспеченности несущей способности во времени. Изменение обеспеченности несущей способности будет происходить вследствие изменения глубина деградации с течением времени.

Относительную высоту зоны деградации можно определить, если известна марка по водонепроницаемости. ГОСТом 12730.5-84 допускается марку бетона по водонепроницаемости определять по величине коэффициента фильтрации - Кф, который является оценкой скорости переноса жидкости в пористом материале.

Тогда глубину деградации можно определить по следующей формуле [79]:

где Кф – коэффициент фильтрации; t – поправочный коэффициент, учитывающий уровень дефектности структуры; t – время.

Так как для железобетонных конструкций, работающих в агрессивных средах, предлагается применить бетон марки W4W8, примем бетон марки W4 с Кф=210-9, поправочный коэффициент, учитывающий уровень дефектности структуры, принимаем равным t = 0,03109.

В ходе эксперимента будем изменять время от 0 до 200 лет с шагом 25 лет значении несущей способности. Примем следующий закон изменения площади поперечного сечения арматуры:

где Ast - площадь поперечного сечения арматуры в момент времени t, t1 – время проникновения агрессивной среды на глубину равную толщине защитного слоя.

5.28 Графики зависимости вероятности безотказной работы конструкции, подверженной влиянию агрессивной среды, от времени эксплуатации Полученные результаты показаны на графике рис. 5.28. Значение коэффициента k принимаем равным 0.2 мм/год.

Расчет показал, что обеспеченность несущей способности за первые 50 лет снижается незначительно на 2.1%, на 0.6% и на 0.3% со значения 100% до значений 97.9%, 99.4%, 99.7% для бетонов и арматуры В15 AIII, В20 AIII и В регламентированных нормами 95% [79].

97.7%, на 95.5% и 81.3% для бетонов и арматуры В15 AIII, В20 AIII и В25 AIII соответственно. Причем вероятность безотказной работы для бетона более низкого класса в первые 40 лет выше, чем для более высокого (рис. 5.29), что связано с большим коэффициентом армирования сечения колонны из бетона более низкого класса. В последующие 60 лет обеспеченность надежности несущей способности колонны из бетона более высокого класса выше, чем из бетона более низкого класса (рис 5.28), что объясняется проникновением агрессивной среды на глубину защитного слоя и началом коррозии арматуры.

5.29 Графики зависимости вероятности безотказной работы конструкции, подверженной влиянию агрессивной среды, от времени эксплуатации 5.7 Вероятностная оценка долговечности изгибаемых элементов Сделана попытка определения обеспеченности несущей способности плит безопалубочного формования.

При определении надежности изгибаемых элементов критерием отказа являлось исчерпание несущей способности конструкции:

где М0n и Мn - момент в расчетном сечении от внешней нагрузки и максимальный момент, воспринимаемый сечением.

Тогда по формуле (5.38) можно определить вероятность отказа плиты Р [80].

где S – среднеквадратическое отклонение; Ф – функция нормального распределения.

Начальную безотказность Н конструкции находим из выражения:

При определении вероятности отказа железобетонной плиты используем сопротивления бетона и арматуры по [89], нормативные нагрузки.

Значения М0n и Мn в условии (5.38) для частного случая будем определять по формулам:

При малых отклонениях составляющих параметров среднеквадратическое отклонение можно вычислить методом линеаризации формулам [80]:

Определение начальной безотказности для плиты пролетом 9 метров из условия прочности сечений нормальных к продольной оси элемента S2(Mn - M0n) = 697,852 (кНм)2 S(Mn - M0n) = 26,42 кНм H = 1 – P = 1 – 0,00024 = 0,99976 или 99,976%.

По приведенной методике выполнены расчеты надежности предварительно напряженных плит безопалубочного формования, изготовленных на длинных стендах «Тэнсиланд». Номинальные размеры плит: длина - 6,0; 7,2; 9,0м, ширина – 1,2м, высота – 22см; расчетные пролеты – 5,9; 7,1; 8.9м.

В таблице 5.2, в качестве примера, приведены расчетные параметры при оценке надежности плиты пролетом 9,0 м.

В результате анализа надежности установлено, что начальная безотказность, определенная из условия прочности сечений нормальных к продольной оси элемента, обеспечена и составляет для плит длиной 6,0; 7,2; 9,0 м – 99,41; 99,75;

99,976 % соответственно.

Установлено, что изменчивость временной нагрузки оказывает наибольшее влияние на надежность элемента и составляет 85,1; 84,6 и 81,7 % для плит длиной 6,0; 7,2 и 9,0 м, соответственно. Изменчивость геометрических характеристик и выраженное влияние на начальную безотказность конструкции.

Расчетом надежности плит из условия прочности сечений наклонных к продольной оси элемента установлено, что начальная безотказность составляет для плит пролетом 6,0; 7,2 и 9,0 м соответственно 99,9998; 99,999 и 99,43 %.

Увеличение пролета плиты в 1,5 раза приводит к снижению надежности до 0,56 % и соответствующему увеличению вероятности отказа.

Влияние изменчивости временной нагрузки на надежность плит в этом случае находится в пределах от 85 до 92%. С увеличением пролета влияние временной нагрузки усиливается.

Большой запас прочности плиты по нормальным и наклонным сечениям обуславливает то, что кривые распределения усилий от внешних нагрузок и несущей способности элемента при сроке эксплуатации 50 лет не пересекаются.

Очевидно, что вероятность разрушения плиты, оцениваемая в 0,6 % не вызывает опасений, а технологическую линию, обеспечивающую теоретическую надежность конструкций H = 0,994, можно считать достаточно совершенной.

Рассмотрим изменение надежности плит работающих под действием внешних нагрузок, в среде оказывающей негативное воздействие на свойства материала.

Надежность плиты по сечениям наклонным и нормальным к продольной оси элемента определяли по формулам Н.С. Стрелецкого:

где – индекс надежности, характеризующий запас прочности по отношению к действующей нагрузке; Qnagr,Qnagr и Mnagr, Мnagr – средние значения поперечной силы и изгибающего момента от внешней нагрузки и их среднеквадратические отклонения; QB, QB и Mnes, Mnes – средние значения поперечной силы и изгибающего момента, воспринимаемые сечением и их среднеквадратические отклонения.

Расчетное значение поперечной силы, воспринимаемой бетоном сжатой зоны, определяется как наименее выгодное из двух условий [80] (рис. 5.30):

1) по формуле М.С. Боришанского [23], полученной эмпирически:

где – опытный коэффициент, h0 – рабочая высота элемента, b – ширина прямоугольного сечения, c – проекция наклонного сечения на ось элемента, Rbt – расчетное сопротивление бетона при растяжении.

Рис.5.30 Расчетная схема наклонного сечения изгибаемого элемента испытывающей влияние агрессивной среды, можно найти, предварительно определив формулу М.С. Боришанского методами сопротивления материалов [81]:

где x1 – координата фронта деградации, Rbt(t) – расчетное сопротивление бетона при растяжении на период времени t.

Расчетным сечение плиты по нормальным сечениям является тавровое сечение (полку в нижней части в расчет не вводим). Несущая способность определяется положением границы сжатой зоны, она может находиться в полке или ребре. При действии агрессивной среды возможны 6 случаев взаимного расположения границы сжатой зоны х и координаты фронта деструкции х1, рис.4.

Установлено, что: x1 – координату фронта деградации бетона можно определить по формуле:

где, k() – характеристика точности определения границы разрушения коэффициент диффузии агрессивной среды, t – длительность действия агрессивной среды.

Rbt(t) – величина, характеризующая изменение прочностных свойств бетона во времени под воздействием агрессивной среды, определяется по формуле:

Для вычисления долговечности была составлена программа, позволяющая определить прочность сечений нормальных к продольной оси изгибаемого элемента в зависимости от реализации одного из шести случаев взаимного расположения координаты фронта агрессивной жидкости и верхней полки плиты и несущую способность наклонных сечений по формулам с учетом времени и статистической изменчивости параметров.

Для определения индекса надежности был использован метод МонтеКарло. При расчете учитывалась изменчивость средних и среднеквадратических отклонений значений расчетно-конструктивных параметров элементов.

Количество испытаний приняли равным 100000.

Значения статистических характеристик параметров конструкций, использованные в расчете, приведены в главе 4. Графики на рисунке 5. представляют собой результаты численного эксперимента Рис. 5.32. График изменения величины деградационной функции D(Q) и Рис.5.33 График изменения индекса надежности во времени при различных коэффициентах диффузии (Dk =0,5•10-4 м2/с, 1,5Dk) Рис.5.34 Графики статистического распределения внешней нагрузки (1) и несущей способности (2) по сечениям нормальным к продольной оси элемента Рис.5.35 Графики статистического распределения внешней нагрузки (1) и несущей способности (2) по сечениям наклонным к продольной оси элемента Из графиков видно, что на ранних сроках эксплуатации (0-30 лет) происходит резкое снижение прочности сечений нормальных к продольной оси.

Так, снижение прочности нормальных сечений на 45 % происходит уже к годам. Кривая, характеризующая изменение прочности наклонных сечений, имеет более плавный характер. В этом случае работает только бетон, и под воздействием агрессивной среды происходит постепенное «выключение»

деградировавшей зоны из работы сечения. Анализируя полученные данные, можно сделать вывод о том, что надежность плиты в большей мере определяется прочностью сечений нормальных к продольной оси элемента.

Графики изменения индекса надежности (индекса Н.С. Стрелецкого), построенные из условия прочности сечений нормальных и наклонных к продольной оси элемента, при различных коэффициентах диффузии приведены на рисунке 5.34.

Из графиков на рисунке 5.34 видно, что изменение коэффициента диффузии оказывает наибольшее влияние на индекс надежности, определенный из условия прочности сечений наклонных к продольной оси элемента, так плита перестает соответствовать 3 классу по безопасности примерно на 30 лет раньше при увеличении коэффициента диффузии в 1,5 раза.

Большой запас прочности плиты по нормальным и наклонным сечениям обуславливает то, что кривые распределения усилий от внешних нагрузок и несущей способности элемента при сроке эксплуатации 50 лет не пересекаются.

(рис. 5.34 - 5.35).

На основании полученных результатов установлено, что плиты обладают значительным запасом прочности при работе по сечениям нормальным и наклонным к продольной оси. Надежность, определенная из условия прочности сечений нормальных к продольной оси, значительно ниже, чем определенная из условия прочности наклонных сечений, поэтому расчет по нормальным сечениям должен быть основным при определении долговечности.

5.8 Моделирование работы пластинок взаимодействующих с агрессивной средой В работе произведена численная реализация расчета пластинки, работающей без трещин в агрессивной среде, основанная на инкрементальной модели академика РААСН В.В. Петрова [82].

Задача была решена методом последовательных нагружений, в соответствии с которым производилось последовательное догружение пластинки поперечной нагрузкой и последующее решение дифференциального уравнения (5.51) относительно w.

приращения фронта деструкции приводит к появлению дополнительных прогибов, величина которых определялась из последовательного решения уравнения:

С помощью реализованной модели построены графики изменения уровня напряжений во времени при различных концентрациях агрессивной среды (рис.

5.37 – 5.39). Верхняя ниспадающая кривая соответствует пределу прочности для определенного материала. Интенсивность напряжений в наиболее опасной точке сечения описывают восходящие кривые, полученные расчетным путем. В точке пересечения происходит разрушение конструкции.

В расчете принималась пластинка со следующими исходными данными:

размеры в плане 44 м, высотой поперечного сечения 18 см.

подверженной воздействию агрессивной среды, которые свидетельствуют о том что долговечность материала существенно снижается с ростом концентрации агрессивной среды Рис. 5.36 Графики зависимости долговечности от концентрации агрессивной среды, Экспериментально установлено, что свойства материала в начальный момент времени при действии агрессивной среды могут улучшаться, что хорошо заметно на теоретических зависимостях [5.36] 0. 0. 0. i/i.max Прогиб, рассчитанный методом конечных разностей для пластины с длинной меньшей стороны 2 м, при отношении Внешняя нагрузка балки, мм Значение, Расхожде Значение, Расхожде Значение, Расхожде Значение, Расхожде Значение, Расхожде Значение, Расхожде pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м pmax, кН/м В таблице 5.3 приведены данные расчета прогибов пластины при различном соотношении сторон. Полученные результаты свидетельствуют о том что, при определенном соотношении геометрических параметров, долговечность плиты может быть с достаточной точность рассчитана как для балки по приведенным выше методикам для изгибаемых элементов. Инкрементальная модель в данном случае может быть применена для определения наиболее опасного сечения плиты.

1. Произведена оценка надежности железобетонных конструкций вероятностным методом. Установлены основные расчетно-конструктивные параметры, влияющие на надежность конструкций. Предложена методика проектирования внецентренно-сжатых элементов с заданным уровнем надежности.

2. Произведен анализ надежности конструкции, подверженной влиянию агрессивной среды. Воздействие агрессивной среды сильно снижает надежность возводимых зданий и сооружений. Следовательно, воздействие данного фактора должно быть учтено при проектировании строительных конструкций.

3. Построены (с применением численных методов) графики долговечности плит, работающих без трещин в условиях агрессивных сред и нагрузок.

Установлены закономерности изменения прогибов, изгибающих моментов, поперечных сил, нормальных напряжений от конструктивных параметров плит.

ОСНОВНЫЕ ВЫВОДЫ

1. Предложена методика расчета и прогнозирования долговечности железобетонных конструкций, основанная на детерминированных и вероятностных моделях деградации, которая позволяет оценить остаточный ресурс армобетонных конструкций, работающих в условиях действия агрессивной среды.

2. Разработана методика определения основных параметров деградации, которая дает возможность неразрушающими методами в процессе эксплуатации контролировать основные показатели качества бетона, моделировать развитие деградационных процессов и прогнозировать изменение несущей способности, жесткости и трещиностойкости конструкций во времени.

3. Произведен анализ работы железобетонных элементов в условиях действия жидкой агрессивной среды, содержащей сульфат ионы. Установлено, начальном этапе взаимодействия материала с агрессивной средой можно выделить три зоны деградации: латентную, активную и нулевую. Впервые по изохронам деградации определены: глубинный показатель, описывающий изменение координаты фронта деструкции во времени; параметр D характеризующий скорость продвижения фронта деградации.

4. Построены феноменологические модели деградации и определены деградационные функции для железобетонного изгибаемого элемента.

Определено влияние основных расчетно-конструктивных параметров на долговечность конструкции.

5. Методом анализа статистической изменчивости получены обоснованные статистические характеристики расчетно-конструктивных параметров железобетонных конструкций.

6. Вероятностными методами произведен анализ работы конструкционных элементов зданий и сооружений при совместном действии нагрузки и агрессивной среды. Установлены основные расчетные параметры, статистическая изменчивость которых оказывает наибольшее влияние на надежность железобетонных конструкций. Построены графики изменения надежности армобетонных элементов во времени.

СПИСОК ИСПОЛЬЗОВАННОЙ ЛИТЕРАТУРЫ

конструкций на изменения температуры и влажности с учетом ползучести. М.:

Стройиздат, 1973. 432 с.

железобетонных конструкций в агрессивной промышленной среде. М.:

Стройиздат, 1976. 205 с.

3. Анисимов А.В. Деградационные процессы в железобетоне мостовых конструкций. Методы оценки и прогнозирования. Дис. на соискание учен.

степени канд. техн. наук. Саранск, 2003. 185 с.

строительном проектировании. М.: Стройиздат, 1988. 580 с.

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

6. Баженов Ю.М. Бетон при динамическом нагружении. М.: Стройиздат, 1970.

7. Баженов Ю.М. Технология бетона. М.: Высшая школа, 1987. 415 с.

8. Белов В.В., Андреев Н.В., Никишин С.Е. Оценка эксплуатационных и предельных состояний, проектного и остаточного ресурсов коррозионноповрежденных изгибаемых железобетонных элементов с позиций блочной модели деформированы // Второй международный симпозиум. Проблемы современного бетона и железобетона. 4.1. Бетонные и железобетонные конструкции. Минск. 2009. С. 127-139.

9. Болгов А.Н. Надежность формул СП 52-101-2003 при расчете на продавливание // ПГС, 2013. № 2. С. 41-43.

10. Болотин В. В. Изменчивость пределов прочности хрупких материалов и ее связь с масштабным фактором // Строительная механика и расчет сооружений, 1969, № 4.

11. Болотин В. В. О сочетании случайных нагрузок, действующих на сооружения // Строительная механика и расчет сооружений, 1962, № 2.

12. Болотин В. В. Об упругих деформациях подземных трубопроводов, прокладываемых в статистически неоднородном грунте // Строительная механика и расчет сооружений, 1965, № 1.

13. Болотин В. В. Применение методов теории вероятностей и теории надежности в расчетах сооружений. М.: Стройиздат, 1971.

14. Болотин В. В. Статистические методы в строительной механике. М.:

Стройиздат, 1965, (2-е изд.) 15. Болотин В. В. Статистические методы нелинейной теории упругости оболочек // Известия АН СССР, ОТН, 1958, № 3.

16. Бондаренко В.М. Предложения к теории силового сопротивления поврежденных коррозией железобетонных конструкций. // Тр. РААСН. СП 6С. 23-27.

17. Бондаренко В.М. К вопросу о влиянии анизотропии и коррозионных повреждений на силовое сопротивление железобетона при знакопеременном нагружении // Academia. Архитектура и строительство. 2011 № 1. С. 101-105.

18. Бондаренко В.М. Конструктивная безопасность эксплуатируемых железобетонных конструкций // Вестник отделения строительных наук РААСН, Выпуск 8, М., 2004. С. 123-129.

19. Бондаренко В.М., Колчунов В.И. Концепция и направления развития теории конструктивной безопасности зданий и сооружений при силовых и средовых воздействиях // ПГС, 2013. № 2. С. 28-32.

20. Бондаренко В.М., Ивахнюк В.М. Фрагменты теории силового сопротивления бетона, поврежденного коррозией // Бетон и железобетон. №5.

2003.

21. Бондаренко В.М., Миголь Р.Е. Силовое сопротивление наклонных сечений поврежденных коррозией изгибаемых железобетонных элементов // Вестник ОСН РААСН, Выпуск 10, Владивосток, 2006. С. 47-52.

22. Бондаренко В.М., Творогова М.Н., Исаева Е.М. Практический расчет силового сопротивления сжатых железобетонных стержней поврежденных коррозией // Вестник отделения строительных наук РААСН. Выпуск 10, Владивосток, 2006. С. 52-56.

изгибаемыхэлементах по стадии разрушения М: Стройиздат, 1963.

24. Булычев С.И., Алехин В.П. Испытание материалов непрерывным вдавливанием индентора. М.: Машиностроение, 1990. 224 с.

25. Весаускас С.С., Жидонис В.Ю. Диаграмма твердения и ее применение для определения характеристик прочности металлов // Заводская лаборатория.

1962. №5. С. 582-585.

26. ГОСТ 22690-88. «Бетоны. Определение прочности механическими методами неразрушающего контроля»

27. ГОСТ Р 53231- 2008 «Бетоны. Правила контроля и оценки прочности 28. Григорович В.К. Твердость и микротвердость металлов. М.: Наука, 1976. 230 с.

конструкций повышенной стойкости в коррозионных средах.

Автореферат – дисс. д-ра техн. наук / Е.А. Гузеев. М.: НИИТБ, 1981 35 с.

прочности бетона // ПГС, 2013. № 7. С. 44-46.

31. Зайцев Г.П. Твердость по Бринеллю как функция параметров пластичности // Заводская лаборатория. 1949, №6. С. 704-717.

нового поколения // Строительные материалы, 2012. № 10. С. 70-72.

Стройиздат, 1996. 416 с.

34. Клованич С.Ф. Надежность и долговечность сооружений. Учебный курс. Одесса: АстрПринт, 2001. 30 с.

Долговечность бетона и железобетона. Приложения методов математического моделирования с учетом ингибирующих свойств цементной матрицы. Уфа: Белая река, 1998, 216 с.

36. Леонович С.Н., Прасол А.В. Железобетон в условиях хлоридной коррозии: деформирование и разрушение // Строительные материалы, 2013. № 5.С. 94-96.

37. Леонович С.Н., Прасол А.В. Модели периода инициирования коррозии арматуры // Строительные материалы, 2012. № 9. С. 74-75.

38. Ли Ф.М. Химия цемента и бетона. М.: Госстройиздат, 1961. 646 с.

параметрах, оценивающих надежность здания и строительных конструкций // Строительный вестник Российской инженерной академии. Вып.7. Изд-во Российской инженерной академии. М., 2006. С. 110-117.

40. Маринин А.Н. Прогнозирование напряженно-деформированного состояния железобетонных мостовых конструкций. Дис. на соискание учен.

степени канд. техн. наук. Волгоград, 2007. 383 с.

41. Марковец М.П. Определение механических свойств металлов по твердости. М.: Машиностроение, 1979. 192 с.

42. Марковец М.П. Определение механических свойств металлов по твердости. М.: Машиностроение, 1979. 192 с.

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

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

45. Мошкин Н. А., Равикович А. И. Приложение кинетической концепции прочности к определению долговечности легких сплавов после предварительной пластической деформации // ПМТФ. 1978. N 1. С. 128–132.

46. Нагорняк И. М. Влияние гидромеханической активации цементных вяжущих на долговечность бетонов. Дис. на соискание учен. степени канд. техн.

наук. Саранск, 2006. 201 с.

прогнозирования и повышения долговечности защитно-декоративных покрытий.

Дис. на соискание учен. степени доктора техн. наук. Саранск, 2007. 408 с.

48. Овчинников А.Г., Межнякова А.В., Гришина И.Н. Случайный характер деформаций и напряжений железобетонных конструктивных элементов мостов // Вестник ВолгаГАСУ. Сер.: Стр-во. и архит., 2006. Вып. 6(21). С. 107Овчинников И.И., Мигунов В.Н. Долговечность железобетонной балки в условиях хлоридной агрессии // Стр. материалы, 2012. № 9. С. 61-64.

50. Овчинников И.И., Мигунов В.Н. Моделирование ползучести и накопления повреждений в армополимербетонных конструкциях с учетом влияния агрессивной среды // Строительные материалы, 2012. № 2. С. 7-11.

51. Оськин К.В. Долговечность бетонов в ограждающих конструкциях при совместном действии влаги и знакопеременных температур. Дис. на соискание учен. степени канд. техн. наук. Саранск, 2007. 241 с.

52. Пакомова Е.Г., Маяков А.С. Исследование несущей способности изгибаемых железобетонных конструкций с учетом коррозионных повреждений // Материалы международных академических чтений. Безопасность строительного фонда России. Проблемы и решения. Курск. 2009. С. 161- 53. Петров М.Г., Равикович А.И. Кинетический подход к определению долговечности алюминиевых сплавов при различных температурно-временных условиях нагружения // Прикладная механика и техническая физика. 2001. Т. 42, 54. Полак А.Ф. Расчет долговечности железобетонных конструкций.

Уфа: Изд-во Уфимского нефтяного ин-та. 1983. 116 с.

55. Попов Н. Н., ЗабегаевА, В. Проектирование и расчет железобетонных и каменных конструкций: учеб. для строит, спец. вузов. - 2-е изд., перераб. и доп.

М.: Высш. шк., 1989. 400 с.

56. Пухонто Л.М. Долговечность железобетонных конструкций инженерных сооружений (силосов, бункеров резервуаров, водонапорных башен, подпорных стен). Монография. М.: Изд-во АСВ, 2004. 424 стр.

57. Райзер В. Д. Расчет и нормирование надежности строительных конструкций. М.: Стройиздат, 1995. 348 с.

58. Райзер В.Д. Теория надежности в строительном проектировании:

Монография. М.: АСВ, 1998. 304 с.

59. Рахимбаев Ш.М. Кинетика процессов кольматации при химической коррозии цементных систем // Бетон и железобетон. 2012, № 6. С. 16-17.

60. Рахимбаев Ш.М., Карпачева Е.Н., Толынина Н.М. О выборе типа цемента на основе теории кольматации при сложном составе агрессивной среды // Бетон и железобетон. 2012. № 5 (578). С. 25-26.

61. Регель В. Р., Слуцкер А. И., Томашевский Э. Е. Кинетическая природа прочности твердых тел. М.: Наука, 1974.

62. Ржаиицын А.Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. М.: Строинздэт, 1978. 239 с.

63. Ржаницын А.Р. Теория расчета строительных конструкций на надежность. М.: Стройиздат, 1978. 239 с.

64. Ржаницын А.Р. Метод определения допустимых нагрузок на сооружения. — В кн.: Исследовательские работы по инженерным конструкциям, вып. 2. М., Стройиздат, 1949.

65. Ржаницын А.Р. Определение коэффициента запаса прочности сооружений // Строительная промышленность, 1947, № 8.

66. Ржаницын А.Р. Расчет сооружений с учетом пластических свойств материалов. Изд. 2-е. М.: Стройвоениздат, 1954. 287 с.

коэффициентов. — В кн.: Материалы к теории расчета конструкций по предельному состоянию, вып. 2. М.: Стройиздат, 1949.

сопротивления железобетонных конструкций инженерных сооружений // ACADEMIA, №5, 2009 – М.НИИСФ РААСН. С. 483-491.

69. Розенталь Н.К. Коррозионная стойкость цементных бетонов низкой и особо низкой проницаемости. М.: ФГУП УПП, 2006. 520 с.

70. Сахновский К.В. Железобетонные конструкции. М.: Стройиздат, 1961.

840 с.

71. Селяев В.П. Основы теории расчета композиционных конструкций с учетом действия агрессивных сред: автореф. Дис. Д-ра техн. наук В.П. Селяев.

М.: 1984. 36 с.

72. Селяев В.П. Оценка и прогнозирование долговечности строительных конструкций, зданий и сооружений // Вестник отделения строительных наук.

Выпуск 1, 1996. РААСН. С. 96-98.

флюктуационной теории прочности на основе модели Бозе-Эйнштейна // Фундаментальные и прикладные проблемы науки. Том 2. – Материалы VI Международного симпозиума. – М., РАН.2011. С. 60-66.

74. Селяев В.П., Низина Т.А. Оценка долговечности железобетонных конструкций с применением метода деградационных функций // Второй международный симпозиум. Проблемы современного бетона и железобетона.

4.1. Бетонные и железобетонные конструкции. Минск. 2009. С. 369-385.

75. Селяев В.П., Ошкина Л.М., Селяев П.В., Сорокин Е.В. Исследование химической стойкости цементных бетонов с учетом сульфатной коррозии // Региональная архитектура и строительство № 1 (15), 2013. С. 4-11.

сопротивление наполненных цементных композитов. Саранск: изд-во Мордов. унта, 2001. 152 с.

сопротивление наполненных цементных композитов. Саранск: Изд-во. Мордов.

ун-та, 2001. 152 с.

сопротивление цементных бетонов.

79. Селяев В.П., Уткина В.Н., Селяев П.В., Сорокин Е.В. Анализ надежности внецентренно сжатых железобетонных колонн // Приволжский научный журнал. №4, 2011. С. 46-53.

80. Селяев В.П., Уткина В.Н., Селяев П.В., Уткин И.Ю., Петров И.С., Колдин А.О. Оценка надежности и долговечности плит, изготовленных методом безопалубочного формования, на длинных стендах // Вестник ТГАСУ № 2, 2010.

С. 176 – 187.

81. Селяев П.В. Определение поперечной силы, воспринимаемой бетоном, при расчете наклонных сечений изгибаемых элементов на совместное действие силовых факторов и агрессивных сред. Долговечность строительных материалов и конструкций. Материалы науч. – практ. конф./Под ред. чл.-корр.

РААСН, д-ра техн. наук, проф. В.П. Селяева // Саранск: Изд-во Мордов. ун-та.

2000. С.59-61.

82. Селяев П.В. Расчет призматических полимербетонных резервуаров с учетом действия агрессивной среды. Дис. на соискание учен. степени канд. техн.

наук.. Орел, 2009. 183 с.

83. Соколов В.А. Применение вероятностных методов для оценки технического состояния железобетонных балок // Второй международный симпозиум. Проблемы современного бетона и железобетона. 4.1. Бетонные и железобетонные конструкции. Минск. 2009. С. 399-409.

84. Соломатов В.И. Технология полимербетонов и армополимербетонных изделий. М.: Стройиздат, 1984. 141с.

композиционных строительных материалов. М.: Стройиздат, 1987. 264с.

сопротивление материалов. 2-е изд., перераб.и доп. М.: РААСН, 2001. 223 с.

композиционных строительных материалов. М.: Стройиздат, 1987. 264 с.

88. СП 13-102-2003. Правила обследования несущих строительных конструкций, зданий и сооружений. М.: 2011. 64 с.

89. СП 20.13330.2011 Нагрузки и воздействия Актуализированная редакция СНиП 2.01.07-85* СНиП Нагрузки и воздействия.

90. Сугак Е.В.‚ Назаров Г.Г.‚ Королев В.Л.‚ Мангараков С.А. Основы теории надежности: Учеб.пособие для студентов технических специальностей вузов. Красноярск: Сиб.аэрокосм.акад. НИИ СУВПТ‚ 1998. 380 с.

91. Тылевич И.Н. Определение механических свойств судостроительных материалов методом вдавливания // Тр. ЦНИИ технологии судостроения. Вып. 23.

1959. 157 с.

92. Уткин В.С., Ярыгина О.В. Расчет надежности железобетонных балок по критерию развития нормальных трещин // Бетон и железобетон. 2013, № 2. С.

18-22.

деградационных функций методом микротвердости. Расчет элементов конструкций, подвергающихся воздействии агрессивных сред // Меж.вуз. науч.

сб. Саратов. Политехн. ин-т. - Саратов, 1985. С.50-53.

94. Федоров В.С. Основы обеспечения пожарной безопасности зданий.:

Учебное пособие. М.: Издательство Ассоциации строительных вузов, 2004. 176 с.

95. Чебаненко И.И. Армополимербетонные строительные конструкции.

М.: Стройиздат, 1988. 440 с.

96. Чернякевич О.Ю., Леонович С.Н. Вероятностный расчет срока службы железобетонных конструкций с коррозией, вызванной образованием трещин, отслаиванием и разрушением // Второй международный симпозиум.

Проблемы современного бетона и железобетона. 4.1. Бетонные и железобетонные конструкции. Минск. 2009. С. 500- 97. Шестоперов С.В. Долговечность бетона транспортных сооружений.

М.: Стройиздат, 1966. 217 с.

98. Bamforth P.B. Definition of exposure classes and concrete mix requirements for chloride contaminated environments // In Proc. 4th Int. Symp. On Corrosion of Reinforcement in Concrete Construction, Cambridge: SCI, 1996. P. 176Berke N.S et al. Predicting Chloride Profiles in Concrete // Corrosion.

1994. V. 50. №3. P. 234-239.

100. Billberg P. Mix design model for SCC (the blocking criteria) // Proceedings of the First North American Conference on the design and use of SCC, Chicago, 2002.

101. Ciampoli M. et al. Probability-based durability design of reinforced concrete structures: In Proceedings of First International Conference on Bridge Maintenance, Safety and Management. Barcelona, 2002.

102. Domone P., Chai H., Jin J. Optimum mix proportioning of self-compacting concrete // Proceedings of International Conference on Innovation in Concrete Structures: Design and Construcnion. Dandi, September 1999. Thomas Telford;

London. P. 277-285.

103. DuraCrete (1999b), Models for Environmental Actions on Concrete Structures, Document BE95-1347/R3, The European Union – Brite EuRam III, Contract BRPRCT95-0132, Project BE95-1347, CUR, Gouda, 1999.

104. Frederiksen J.M., Mejlbro L., Poulsen E. The HETEK model of chloride ingress into concrete made simpler by approximations // In Proceedings of 2nd International RILEM Workshop on Testing on Modelling the Chloride Ingress into Concrete, Paris, 2000. P. 317-336.

105. Hausmann, D.A. Steel Corrosion in Concrete // Materials Protection. 1967.

№ 11. P. 19-23.

106. Hobbs D.W. Chloride ingress and chloride-induced corrosion in reinforced concrete members: In Proc. 4th Int. Symp. On Corrosion of Reinforcement in Concrete Construction // Cambridge, 1996. P. 124-135.

107. Horrigmoe G., Sand B. Residual Strength of Deteriorated and Retrofitted Conerete Structure // A Numerical Approach, Narvik, Narvay, 2004.

108. Kosmatkas, Kerkoff B, Hooton R. Design and control of Concrete Muxtures. The Guide to Application // Methods and Materials, Eight Canadian Edition.

Cement Association of Canada. Ottawa. 2011. P. 35-68.

109. Maage M., Poulsen E., Vennesland O., Carlsen J.E. Service life model for concrete structure exposed to marine environment, Initiation period. LIGHTCON Report No. 2.4, STF70 A94082 SINTEF, Trondheim, 1995.

110. Marshall D.B, Evans A.G. Measurement of Adherence of Residually stressed Thin Films by Indentation: Mechanics of Interface Delammation // Appl.Phys.

1984. №10. P. 2632-2638.

111. Mejlbro L. The complete solution to Fick s second law of diffusion with timedependent diffusion coefficient and surface concentration // In Proceedings of CEMENTA s Workshop on Durability of Concrete in Saline Environment, Danderyd, 1996.

112. Nawa T., Izumi T., Edamatsu Y. State of the art report on materials and design of self-compacting concrete // Proceedings of International Workshop on Selfcompacting Concrete. August 1998, Kochi University of Technology, Japan. P. 160Nilsson L.-O. A model for convection of chloride, Chapter 7: In HETEKreport No. 83, Danish road directorate, Copenhagen, 1997.

114. Okamura H., Ozawa K. Self-compactable high performance concrete.

International Workshop on High Performance Concrete // American Concrete Institute, Detroit. 1994. Pp. 31-44.

115. Poulsen E. Details of the Mejlbro-Poulsen model, Chapter 3: In HETEKreport No. 83, Danish road directorate, Copenhagen, 1997.

116. Schune H. Boud of Corroded Reinforcement // Master s thesis, Getehorg, Sweden, 2006.

117. Seljaev V., Weiss V. Statisticka teorie pevnosti a degradace konstrukcnich plastu. // Vuzkum a hodnoceh; Vztahu Vlivu prostredi nazivotnost konstrukci a material. Praha, 1978. S. 71-89.

118. Steritt G. et al. Reliability-Based Inspection Planning for RC Highway Bridges // Safety, Risk, Reliability // Trends In Engineering. 2001. P. 1001-1007.

119. Su N., Hsu K. - C., Chai H.-W. A. Simple mix design method for selfcompacting concrete // Cement and Concrete Research. 2001. № 31. P. 1799-1807.

120. Tabor D. The Hardness and Strength of Metals // Inst. Met. 1951.79. P.1Tanarat Potisuk, Christopher C. Higgins, Thomas H. Miller, Solomon C.

Yim Finite Element Analysis of Reinforced Concrete Beams with Corrosion Subjected to Shear Advances in Civil Engineering. Volume 2011 (2011) 122. Tang L. Chloride transport in concrete: In Measurement and Prediction.

Publication Department of Building Materials: Chalmers University of Technology, 1996. 96 p.

123. The European Guidelines for Self-Compacting Concrete. Specification, Production and Use. BIBM, CEMBUREAU, ERMCO, EFCA, EFNARC. May 2005.

63 p.

124. Thoft-Christensen P. Deterioration of concrete structures: In Proceedings of First International Conference on Bridge Maintenance, Safety and Management.

Barcelona, 2002.

125. Thoft-Christensen P. Estimation of the Service Lifetime of Concrete Bridges: In Proceedings ASCE Structures Congress XV. Portland, Oregon, USA, 1997.

126. Truc O. Prediction of Chloride Penetration into Saturated Concrete: In Multe-Species Approach, Publication P-00:4, Department of Building Materials, Chalmers University of Technology, Goteborg, 2000.

Приложение Блок-схема программы расчета обеспеченности несущей способности железобетонной колонны (Подпрограмма 1. Определение несущей способности.

Подпрограмма 1.1. Вычисление корней уравнения Подпрограмма 2. Генерация случайной величины Вычисление определенного интеграла Конструктивный план типового этажа и продольный разрез проектируемого Постоянные нагрузки Всю постоянную нагрузку (нагрузку от веса колонн, плит перекрытия, ригелей и перегородок) заменяем эквивалентной равномерно распределенной нагрузкой [57, 58]. Эквивалентная равномерно распределенная нагрузка, собранная с одного этажа:

hэкв. 0.3 м - эквивалентная высота перекрытия.

Временные нагрузки - кратковременные:

1) нормативные значения равномерно распределенной временной нагрузки на плиты перекрытия принимаем по соответствующим нормам или по имеющимся общим данным для проектирования;

2) нормативную нагрузку от действия ветра при расчете по российским нормам принимаем по [57, 58].

Для Саранска (тип местности B) нормативное значение ветрового давления:

Нормативное значение средней составляющей ветровой нагрузки Wm - на высоте z над поверхностью земли:

k - коэффициент, учитывающий изменение ветрового давления по высоте, c - аэродинамический коэффициент.

- длительные Принимаем по [89].

Блок схема программы вероятностного расчета колонны Генерация случайных величин Определение действующих в расчетном сечении усилий M и N Вычисление момента от внешних нагрузок Определение максимального момента воспринимаемого сечением, Mвнутр.

Вывод на печать исходных данных Подпрограмма вычисления действующих в расчетном сечении усилий M и N Вычисление момента от внешних нагрузок Подпрограмма вычисления максимального момента воспринимаемого Подпрограмма вычисления максимального момента воспринимаемого а. Без учета агрессивной среды б. С учетом агрессивной среды При расчете средней колонны прямоугольного сечения согласно СНиП 52-01Бетонные и железобетонные конструкции” мы исходим из основного расчетного положения:

Rb - расчетное сопротивление бетона сжатию, RSС - расчетное сопротивление арматуры сжатию, AS' - площадь поперечного сечения сжатой или наименее растянутой арматуры, a - защитный слой бетона, h0 h a - рабочая высота сечения, - коэффициент, учитывающий увеличение изгибающего момента в результате продольного изгиба.

Выражение для критической продольной силы N cr при прямоугольном напряжения) имеет вид:

Eb – начальный модуль упругости бетона, A – площадь поперечного сечения колонны (A=bh), l – расчетная длина элемента (расчетную длину колонн многоэтажных зданий при жестком соединении ригеля с колонной в сборном покрытии принимаем равной l=1), r – радиус ядра сечения (для прямоугольного сечения r 0.289h, 1 - коэффициент, учитывающий длительность действия нагрузки на прогиб - отношение модулей упругости арматуры и бетона, Высоту сжатой зоны бетона определяем из следующих выражений:

Рис. 1 Расчетная схема внецентренно сжатого элемента Рассматриваемая многоэтажная рама имеет регулярную расчетную схему с равными пролетами ригелей и равными длинами стоек (высотами этажей), сечения ригелей и стоек по этажам принимаем постоянными. Узлы стоек таких рам, расположенные на одной вертикали, имеют примерно равные углы поворота и, следовательно, равные узловые моменты с нулевой точкой моментов в середине высоты этажа. Это дает основание расчленить многоэтажную раму на ряд одноэтажных рам со стойками (колоннами) высотой, равной половине высоты этажа, с шарнирами по концам стоек кроме первого этажа. Стойки первого этажа принимаются жестко защемленными в фундаменте [57. 58].

l/ l/ Рис. 2 Расчетные схемы среднего и нижнего этажей и эпюры изгибающих При числе пролетов рамы больше трех, раму практически заменяют трехпролетной рамой и полагают изгибающие моменты в средних пролетах многопролетной рамы такими же как и в среднем пролете трехпролетной рамы.

Расчет такой рамы можно выполнять с использованием таблиц [57, 58].

При этом изгибающие моменты в местах примыкания ригелей к колонне:

где, - табличные коэффициенты, зависящие от схемы загружения ригеля постоянной и временной нагрузками и отношения погонных жесткостей ригеля и колонны.

сосредоточенными силами, приложенными к узлам рамы. Нулевую точку эпюры моментов стоек всех этажей рамы, кроме первого, считаем расположенной в середине высоты этажа, а в первом этаже (при защемлении стоек в фундаменте) на расстоянии 2/3 высоты, считая от места защемления.

Ярусные поперечные силы рамы:

Они распределяются между отдельными стойками рамы пропорционально жесткости:

где B – жесткость сечения стойки, к – число стоек в ярусе.

По найденным поперечным силам определяем изгибающие моменты в стойках всех этажей, кроме первого:

Для первого этажа изгибающий момент соответственно в верхнем и нижнем сечениях стойки:

Продольная сила в расчетном сечении колонны возникает в результате действия постоянной вертикальной нагрузки (нагрузки от собственного веса) и временной равномерно распределенной нагрузки на плиты перекрытия.

Предполагаем, что изгибающий момент в расчетном сечении колонны возникает вследствие действия постоянной и временной равномерно распределенных нагрузок, действующих на вышележащие перекрытие и горизонтальной ветровой нагрузки.

1. Усилия от вертикальных нагрузок.

Грузовая площадь - A1 l1 l 2. Постоянная нагрузка на перекрытие одного этажа с учетом коэффициента надежности по назначению здания n 0.95.

Временная нагрузка на перекрытие одного этажа с учетом n 0.95.

в том числе длительная Продольная сила, возникающая в колонне от длительных нагрузок равна:

то же от полной нагрузки n - количество этажей, нагрузки при увеличении грузовой площади ( A2 9м 2 ).

Изгибающие моменты стоек определяем по разности абсолютных значений опорных моментов ригелей в узле M, которая распределяется между стойками, примыкающими к узлу снизу и сверху, в средних этажах поровну M 0.5M, а в первом ярусе M 0.4M. При этом для определения изгибающих моментов стоек вычисляем опорные моменты ригелей для первого яруса при значении k, увеличенном в 1.2 раза.

Максимальный момент в расчетном сечении колонны от вертикальных нагрузок определяем по формуле:

v ' вычисляется с учетом коэффициента A, а также с учетом коэффициента сочетания 0.95 для длительной и 0.9 для кратковременной нагрузок, т.к. расчетное сочетание включает две кратковременные нагрузки (временную равномерно распределенную и ветровую нагрузки).

Находим опорные моменты ригелей в узле рамы от действия полной и длительной нагрузок:

Вычисляем разность абсолютных значений опорных моментов в узле рамы при длительной и полной нагрузках соответственно:

Момент в колонне подвала от длительной вертикальной нагрузки:

от полной вертикальной нагрузки определится при загружении всех пролетов на всех этажах постоянной и временной нагрузками, за исключением временной нагрузки в среднем пролете первого этажа. Таким образом, соответствующая продольная сила:

2. Усилия от действия ветра.

Полное расчетное значение момента:

Расчет выполняем по принятой комбинации M max и M сотв.

e0, но не менее 1см. Для расчета принимается наибольшее значение эксцентриситета e0.

Находим значение моментов в сечении относительно оси, проходящей через центр тяжести наименее сжатой (растянутой) арматуры:

при полной нагрузке Задаемся коэффициентом армирования.

Вычисляем значение критической силы N cr по формуле (3). Определяем Вычисляем граничную относительную высоту сжатой зоны R по формуле:

Далее производим вычисления по формулам:

При S 0 принимаем AS AS' конструктивно по минимальному проценту армирования. При S 0 определяем:

Вычисляем коэффициент армирования 1 и сравниваем его с принятым при определении N cr. При их расхождении изменяем перерасчет.