1807

Инкубационный период коррозии арматуры с учётом имеющегося значение критической концентрации Cкорр, определяющий начало коррозии арматуры, рассматривается по формуле:

Влияние напряжённо-деформированного состояния бетона рекомендуется оценивать с помощью диффузионной модели распределения концентрационного поля по объёму конструктивного элемента, учитывающей воздействие напряжённо-деформированного состояния материала конструкции на кинетику проникания агрессивной среды [95, 326]:

где Ci – концентрация i-го компонента агрессивной среды; t – время; Dik –

коэффициент диффузии i-го компонента агрессивной среды под действием диффузии k-го компонента, являющийся функцией локальных параметров состояния системы: температуры, давления, концентрации; W – скорость конвективного переноса массы; QMi – параметр, учитывающий добавление

или убыль i-го компонента среды за счёт химических реакций;

Величина коэффициента диффузии хлоридов в бетон, зависит от водоцементного отношения, температуры, количество добавок, напряженного состояния, концентрации агрессивной среды, уровня поврежденности [316, 317, 332, 612, 652]. Воздействие данных факторов на коэффициент диффузии предлагается учитывать с помощью функций влияния [316]. Зависимости коэффициента диффузии от водоцементного отношения (W), температуры (T) и напряженного состояния бетона ( ) определяется через базовое значение коэффициента диффузии в ненапряжённом бетоне:

где D0 – коэффициент диффузии при базовых значениях водоцементного отношения и температуры в ненапряженном бетоне.

Концентрация хлоридов в бетоне описывается уравнением [597, 642]:

151

где C0 и Ch – содержание хлорид-иона по отношению к массе цемента на поверхности конструкции и на расстоянии h см от неё, соответственно; D,см2год, – коэффициент диффузии хлорида в бетоне и – время, годы.

Преобразование (6.173) даёт расчётную модель продвижения хлоридионов во времени, которая будет справедливой и при воздействии агрессивных кислых газов, в том числе SO2 ,H2S [81]:

на глубину hc ; А, см/год1/2 – эмпирический коэффициент, зависящий от

концентрации углекислого газа и характеристик проницаемости карбонизирующего слоя бетона и его реакционной способности расчётная модель глубины карбонизации при действии циклических замораживания и оттаивания имеет зависимость [81]:

сительное повреждение (вероятность повреждения) бетона в одном цикле. Прогноз с помощью расчётной модели показывает, что 250 циклов замо-

раживанияиоттаиванияувеличиваетна1/3 глубинукарбонизациибетона. Расчётная модель периода проникания критической концентрации

хлорид-ионов при действии циклов замораживания и оттаивания представляется в виде [81]:

Для гарантированной защиты бетона (β=95 %) на всём протяжении арматуры с учётом нормального статистического распределения случай-

152

ных отклонений предлагается проектное значение толщины защитного слоя бетона увеличить на τβσ см [81]:

где hнорм – нормируемое минимальное значение величины защитного слоя; t =1,96 – табулированный коэффициент, соответствующий доверительной

вероятности β=0,95; h – средне квадратическое отклонение толщины

защитного слоя.

Более простой является модель проникания агрессивной среды, содержащей хлорид-ионы в материал конструктивного элемента не по закону диффузии, а размытым фронтом [319]. В этом случаи изменяющееся во времени концентрационное поле аппроксимируется функцией размытого фронта [316]:

где x – координата рассматриваемой точки; t – время; С – концентрация агрессивной среды на поверхности конструктивного элемента; a – размер элемента вдоль оси x; L(t) – закон продвижения границы размытого фронта вглубь конструктивного элемента (глубина проникания агрессивной среды), причем:

ция влияния усредненного по сечению напряжённого состояния конструктивного элемента на кинетику проникания агрессивной среды в бетон.

В то же время модель проникания размытым фронтом, отражая кинетику продвижения фронта хлоридами, дает неточную информацию о распределении поля концентрации хлоридов. Однако, несмотря на это, модель проникания размытым фронтом, достаточно хорошо описывает одномерный процесс проникания хлоридов в бетон [316, 325].

Специальные защитные покрытия на арматуре значительно снижают внезапный обрыв высокопрочной арматуры. Обязательным требованием к защитному покрытию является его долговечность, составляющая не менее расчётного срока службы конструкции, так как возобновление защитного покрытия невозможно без полного или частичного разрушения конструк-

ции [159].

Нанесение защитного покрытия на арматуру железобетонных конструкций на практике встречается редко [32]. Наиболее распространенные из них: создание защитной оксидированной пленки (чернение); фосфа-

153

тирование поверхности; лакокрасочное покрытие грунтовкой по металлу ГФ-021 достаточно стойкое и к щелочам бетона; порошковые полимерные покрытия.

В [182] предлагаются две группы математических моделей, описывающих кинетику снижения защитных свойств антикоррозионного покрытия: модели снижения защитных свойств покрытия путем нарушения их сплошности и модели, предполагающие возможность образования очага коррозии под покрытием с возникновением коррозионных продуктов, расширяющихся в объеме.

Сплошность защитного покрытия описывается моделирующим параметром сплошности изменяющимся от 1 в начальном состоянии до некоторого предельного значения r .

Эмпирическая зависимость инкубационного периода срока службы

где R,h,D – радиус, толщина и цилиндрическая жесткость покрытия в месте отслаивания; v – коэффициент поперечной деформации материала покрытия.

Моделирование активного периода коррозии арматуры в плотном бетоне

Несмотря на большое количество физико-химических и технических факторов, влияющих на сопротивление конструкции при нагружении в условиях воздействия агрессивных сред, большинство исследователей определяющим фактором долговечности железобетонных конструкций ставят коррозионный износ (уменьшение сечения) рабочей арматуры [496]. Однако, на сегодняшний день не существует четкой количественной модели оценки предельно допустимого безопасного коррозионного поражения арматуры как в плотном бетоне, так и в бетоне с силовыми трещинами. Имеются лишь разрозненные опытные данные по исследованию отдельных этапов развития процессов коррозии стальной арматуры в бетоне [426].

Физическийизносарматурыкакэлементасеченияопределяется[497, 498]:

•взаимодействием арматуры с бетоном;

•уровнем действующих в ней напряжений;

•характеристикой продвижения глубины коррозионного фронта бетона с рН=9.

Результаты существующих исследований показывают, что функция коррозионного износа арматуры в бетоне имеет затухающий во времени

154

характер при длительной эксплуатации как при действии постоянной нагрузки [496], так и малоцикловой [437].

Отсутствие влияния неагрессивных и агрессивных сред на характер кривой деформирования образцов ненапрягаемой арматуры позволяет коррозию арматуры в бетоне учитывать через уменьшение её площади поперечного сечения [232]. Модели коррозионного износа арматуры, учитывающие уменьшение её сечения пропорционально степени увеличения фронта коррозии бетона после достижения нейтрализации поверхности стальной арматуры в плотном бетоне, представлены в [411, 426, 467, 469, 470]. Они показывают, что коррозионное уменьшение сечения арматурного стержня в плотном бетоне, а также в бетоне с силовыми трещинами описываются дробно-линейными моделями. Коррозионный износ арматурных стержней представляется моделью, в которой глубина повреждения (уменьшение диаметра арматуры) нелинейно зависит от времени и параметра, отражающего влияние класса стали и агрессивности среды.

Коррозионный износ арматурных стержней И.Г. Овчинников в [325] описывает моделью, аналогичной модели коррозионного износа бетона, представленного В.М. Бондаренко в работе [52], но со сдвигом во времени начала коррозионного повреждения арматуры ts , из-за удаления её от

поверхности элемента:

где s – параметр скорости коррозионного повреждения арматуры, зависящий от класса стали и активности агрессора; ts – время начала повреждения арматуры; d – диаметр арматурного стержня.

В работе [325] отмечается, что условием безопасной работы железобетонных конструкций, с учётом коррозионного поражения арматуры является выражение:

где [а] – допустимое значение глубины коррозии арматуры в пределах границ безопасности, мм; aж – характеристическое значение глубины

коррозии арматуры; c,2 – коэффициент надежности (безопасности).

Модель коррозионного разрушения арматурных стержней в бетоне в виде инкубационного периода tinc, в течение которого концентрация хлоридов изменяется от начального значения до критического, и стадии интенсивной коррозии, чаще всего имеющий локальный характер, представлена в [345]:

155

Модель коррозионного износа арматуры после достижения критической концентрации хлоридов на поверхности арматуры (за время tinc ) в

виде равномерного по периметру износа имеет вид [97, 316]:

где δ – глубина коррозии; t – время; tinc – инкубационный период, то есть время достижения концентрацией хлоридов в зоне расположения арматуры критического уровня; δ0, T, k – коэффициенты.

Феноменологическая модель коррозионной поврежденности стальной арматуры в условиях воздействия сульфат-ионов, а также от совместного воздействияхлоридсодержащихсредикарбонизациипринимаетсяввиде[97, 316]:

где δ – глубина коррозии арматуры; tinc – инкубационный период в виде достижения концентрацией хлорид и сульфат-ионов в зоне расположения

арматуры критического значения; , β – коэффициенты моделей.

Для сульфатсодержащей среды инкубационный период составляет время, за которое происходит нейтрализация защитного слоя бетона при действии сернистого газа или достижение концентрацией сульфат-ионов в зоне расположения арматуры критического значения [325].

Модель коррозионного поражения арматуры принимается с учётом трёх видов коррозионного поражения арматуры в бетоне: равномерного, локального по хорде и локального серповидного [232, 316, 325]. Влияние коррозии выражается в уменьшении рабочей площади стержня: равномерном при карбонизации и неравномерном при хлоридной коррозии. Хлоридсодержащая среда из-за образования питингов на арматуре в большей степени характеризуется локальным серповидным или по хорде коррозионным износом, чем сульфатсодержащая.

Модели коррозионного износа арматурного стержня по площади поперечного износа с учётом трёх видов коррозионного поражения и инкубационного периода представлены в виде следующих математических зависимостей [316, 325]:

при равномерном коррозионном износе арматурного стержня:

156

при локальном коррозионном износе по хорде арматурного стержня:

щина прокоррозившего металла; t – время;

прилокальномсерповидномкоррозионномизносеарматурногостержня:

В соответствии с данными деградации для стальной арматуры, полу-

ченными в [587, 589] установлена зависимость уменьшение площади поперечного сечения арматуры [325]:

где Ns – число арматурных стержней; 0 – первоначальный диаметр арма-

турных стержней; n – коэффициент, который учитывает возможность одностороннего или двустороннего коррозионного износа; Xc t t0 –глубина

коррозии арматуры; t0 – инкубационный период (т.е. время, необходимое для

того, чтобыагрессивныевещества, моглидостичьарматурныхстержней). Значение Xc определяется с учётом скорости коррозии vc d Xc dt ,

зависящей от условий внешней среды (относительной влажности, температуры, и т.д.), типа химико-физической коррозии (например, карбонизации, хлоридной коррозии, сульфатной коррозии), характеристик бетона, стали и раскрытия трещин. Однако предложенная модель предполагает абсолютное сцепление арматуры с бетоном, даже при вызванном коррозией уменьшении площади арматуры Ast .

Модели коррозионного износа ненапряжённой арматуры в бетоне представлены в табл.6.14.

157

Таблица 6 . 1 4 Феноменологические модели коррозионного износа ненапряжённой арматуры в бетоне

158

Арматурные стали в условиях отсутствия коррозионной среды деформируются не линейно, практически одинаково сопротивляясь растяжению и сжатию [149, 227, 455] И.Г. Овчинниковым, Р.Б. Гарибовым, Р.Р. Инамовым на основании результатов работ [31, 92, 377] в качестве модели деформирования ненапрягаемой арматуры принимается зависимость [325]:

где As , Bs ,m – коэффициенты модели, определяемые из условия наилуч-

шей аппроксимации экспериментальных кривых одноосного деформирования арматурной стали.

где As , Bs – коэффициенты модели, определяемые из условия наилучшей

аппроксимации экспериментальной кривой деформирования Анализ экспериментальных данных показывает отсутствие изменения

механических характеристик арматурной стали от воздействия среды [325]. Поэтому коэффициенты As , Bs принимают постоянные значения.

Моделисиловогосопротивленияарматурывбетонеприведенывтабл. 6.15. Современный уровень знаний и техники контроля состояния арматуры не позволяют в расчётах долговечности конструкций учитывать потерю сцепления арматуры с бетоном. Это приводит к не рассмотрению оценки технического состояния конструкции с коррозионными повреждениями на стадии эксплуатации. Поэтому возникновение процессов коррозии арматуры или нарушение сцепления арматуры с бетоном рассматривается

как отказ конструкции [120].

Несмотря на имеющиеся модели коррозии арматуры в плотном бетоне, существующие методы прогнозирования не отражают реальной долговечности конструкции, продолжающей работать с коррозирующей арматурой до момента наступления предельного состояния по одному из параметров [95]. Предел долговечности железобетонных конструкций рассматривается в виде начала процесса коррозии арматуры или нарушения её сцепления с бетоном. Поэтому эффективная и безаварийная эксплуатация железобетонных конструкций в ряде сред может быть достигнута, только за счёт повышения способности бетона длительно защищать арматуру, так как скорость коррозионного процесса на арматуре определяется изолирующей способностью защитного слоя бетона, зависящей как от его плотности и толщины, так и от химического состава цемента.

159

160