文献翻译.pdf

建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 1 钢筋腐蚀下混凝土结构耐久性的概率评估 Dita Vo echovsk a B etislav Tepl b Mark ta Chrom c 摘要摘要 在基于性能 可持续性和全寿命成本计算中混凝土结构耐久性问题最近 取得了相当大的关注 本文处理使用寿命评估利用专门的耐久性极限状态混凝土 结构 钢筋锈蚀既萌生和扩展时期被认为并提供极限状态进行了全面的选择 方 法是基于退化模型和概率评估 使使用寿命的评估和相关的可靠性水平 从而促 进服务的有效决策设计师和客户 用于此目的的选择出的分析模型退化评估是随 机的和适当的软件得到了发展 三个数值例子 比较模拟碳化深度与原位测量冷 却塔 并分析了开裂的腐蚀和钢筋截面的损失 关键词 关键词 可靠性 耐用性 使用寿命 建模 混凝土 钢筋锈蚀 相应的作者 a布尔诺的科技大学 研究所的结构土木工程系力学 Veve 95 602 00 布尔 诺 捷克共和国 电子邮件 vorechovska d fce vutbr cz 电话 420 5 4114 7368 传真 420 5 4124 0994 b布尔诺科技大学 土木工程 CIDEAS 中心 i kova 17 学部 602 00 布尔诺 捷克共和国 c布尔诺科技大学 土木工程 CIDEAS 中心 i kova 17 学部 602 00 布尔诺 捷克共和国 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 2 简介 简介 在过去的 20 年 混凝土结构使用寿命的问题已给予了相当的重视和作品的 大量已经出版 因为它不是在本文中对其进行审查的范围 让我们只提几个 SIEMES 等 1985 Sarja 和 Vesikari 1996 DuraCrete 1999 Rostam 2005 年 在性能为基础的方法 可持续性和全寿命成本的情况下 时间是决定性的变 量和耐久性问题是明显的 往往基于性能的设计 结构工程设计的先进潮流的 框架内 这种方法处理的耐用性和可靠性问题 这两个等级之间最决定性的结构 性能特点 这清楚地表明了众多国际赛事 也体现在近期的标准化活动 ISO 13823 2008 和 fib Model Code 2010 这两份文件倡导概率方法 增强结构的 设计 耐用性 即与使用寿命考虑一个随时间变化的极限状态的方法 现行标 准的规范做法并不直接允许设计集中在一个特定的 目标 的使用寿命和 或可 靠性特定水平 耐久性先进的设计要求与固有的不确定性处理在材料 技术和环 境特性 同时评估结构的使用寿命 看来 一个更一致的方法混凝土结构耐久性 设计是必要的 即完全概率耐久性设计 这必然需要的随机方法的使用 降解效 果的基础上的实验证据和结构的实际情况相关的观测分析模型 并且还模拟技 术 已经开发了这种方法的理论装置 但其在实践中的运用尚属罕见 令人惊讶 甚至一些最近的研究工作都是基于确定性方法只有 例如见 王 刘 2009 概率设计的广泛应用却仍无法由不足传播的基本思想或缺乏高效和用户友 好的设计工具 软件和其他 钢筋混凝土被认为是非常耐用的并且是广泛使用的建筑材料 尽管如此仍然 有大量的严重退化和因钢筋锈蚀所需的昂贵的重建工作情况的 当考虑到极限状 态 LS 引起的钢筋混凝土结构的降解 四个方面可以区分 机械 力学负荷 静态或动态 化学 碳酸 氯化物和酸腐蚀 iii 电化学 钢筋腐蚀 物理 冻融 磨损 火灾等 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 3 一种最常见类型的混凝土结构的退化的是钢筋 它具有生命周期成本显著 负 的影响的腐蚀 因此 目前的案文的重点案件 ii 及 iii 节 由于 无论是碳化混凝土或氯化物的渗入混凝土 钢筋去钝化时 启动期间 这可能 跟钢腐蚀过程 使用期 如见 Tuutti 1982 与专注于该等期间 有关 LS 的建模和退化模型是本文的处理 第 i 及 iv 类型的混凝土降解的不 包括在本论文中和其他地方进行了讨论 如霜冻或混凝土高温破坏 fib Model Code 2010 Matesov et al 2006 在本文中耐久性极限状态 DLS 集中在混凝土结构的腐蚀过程进行了描述 一些相关的分析模型 从文献通过 钢筋混凝土退化评估是随机的 并通过作者 的团队开发了一个软件工具使用 Novak 等 2003 和 Tepl 等 2007 允许这 样的全概率设计 钢筋混凝土结构的退化方面的评估 该软件的可能性示于数值 例子 耐久性设计耐久性设计 让我们注意到 可靠性的方法 因此设计过程中 已经覆盖到 除了安全性 和适用性 耐久性见 EN 1990 2002 耐用性是关系到设计使用年限 或寿命 最普遍使用的设计方法 局部安全系数法不直接评估的可靠性水平 即它不到 达的有关可靠性水平为指定的值 是不适合使用寿命评估 这种情况可以通过利 用全概率方法 这在法律上是被修正适用的 作为替代部分安全系数接近 根据 两个 ISO 和 Eurocode 规范文件 但不普遍接受的实践 极限状态 ULS 和正常使用极限状态 SLS 是在设计混凝土结构进行评估 一般条件 PF 失败的概率会读取 df PBAPP 1 其中 A 是作用效果 以 B 表示阻隔和 Pd 为设计 可接受的 目标 的概率 值 可靠性 的索引被交替使用 而不是失败的实践中的概率 通常 这两个和 B 因而 PF 或 是时间依赖的 这并没有被考虑用于 ULS 的常见情况 或在 设计实践 SLS 非常频繁到现在 式 1 可以通过的使用寿命格式手段也可以表达为 dDsf PttPP 2 其中 tD是设计寿命和 tS可以被确定为两个服务寿命预测的总和 piS ttt 3 其中 ti是钢筋锈蚀和 tP的起始时间是使用寿命腐蚀开始后 使用期 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 4 考虑到耐久性问题 LS 的一个新类别已被引入 其目的是防止劣化的发作 或允许降解只有有限的范围 新款 LS 类别代表这样一种类型 它可以被称为耐 久性极限状态 DLS 极限状态 见 ISO 13823 2008 fib Model Code 2010 Sarja 2006 DLS 可能被正式视为属于在 SLS 类别 当考虑钢筋混凝土结构的降解 钢筋的腐蚀是占主导地位的影响 在启动期 间只有一个 DLS 可确认 界定的情况下 由于钢筋去钝化的碳化或氯离子渗透 创造可能的起点钢筋锈蚀 用在公式变量 A 和 B 的相关值 1 这是随机量 必 须通过使用合适的退化模型 或通过现场或实验室的调查进行评估 对于前一种 情况而言 需要有效的概率软件工具 起始期起始期 影响本文涉及钢筋混凝土结构的退化现象是混凝土碳化 氯离子和钢筋锈蚀 模型的入口 耐久性面向极限状态条件 式 1 专门用于碳化的情况下 可写为 dDcDf PtxaPtP 0 4 其中一个是混凝土保护层和 XC 是碳化的时间 Td 设计使用寿命的深度 注 意 在碳酸化过程是由环境的二氧化碳在混凝土中的扩散率和 CO 2 与具体的反 应性所致 二氧化碳从表面穿透降低 pH 值到 8 3 的值 当碳化深度等于混凝土 盖板 钢是去钝化和腐蚀可能会启动 当氧气和水分存在 从混凝土表面碳 化进展到增强的速率依赖于许多参数 如混凝土覆盖层厚度和透气性 环境温度 相对湿度和二氧化碳含量 而混凝土保护层透气性本身取决于混凝土配合比的类 型和组成 集料级配和混凝土混合料的加工和固化 考虑氯离子侵蚀 例如由于除冰盐 方程 1 可以被变换成下式 dDacrDf PtCCPtP 0 5 其中肌酐清除率是溶解氯离子 导致钢的去钝化的临界浓度和 Ca 是 Cl 的 钢筋在时刻 Td 的总浓度 通常 这种量是初始浓度的 Ca 的总和 I 由于混凝 土的氯化物污染化合物 和 Ca E Cl 的浓度从外部来源 即除冰盐或海水 影响而产生 条件 5 适用于新的和现有的结构 这两个限制条件 式 4 5 代表起始期限制 并 在退化的意义 保守的限制 他们描述的情况下腐蚀尚 未开始 典型地 在这些条件落入 DLS 类别 关于氯离子扩散过程的详细信息在别处描述 如在 fib Model Code 2010 Papadakis 等1996年 从整个钢筋锈蚀点 让我们只提一提 免费氯化物 溶解 在孔隙溶液 破坏钢筋的钝化膜 并导致可能的腐蚀 因为它们减少了孔隙水的 pH值 减少钙的溶解度 OH 2 提高了导电性和含水量由于氯化物盐的吸湿特 性 Papadakis et al 1996 Hunkeler et al 2005 氯化物浓度阈值可通过酰氯的水泥重量的合计量的方式来呈现 游离的氯量 游离的氯离子的氢氧根离子的浓度比 或酸可溶性氯化物含量和酸中和能力之比 酸的含量需要降低混凝土与水泥浆体的悬浮在水中 以一个特定的值pH值 Ann and Song 2007 在目前使用的表示而言 涉及的水泥总重量的氯含量被 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 5 认为是最好的选择 对暴露于欧洲的气候和0 2 在暴露于更积极的环境结构建 筑物0 4 的值目前建议作为氯化物阈浓度 玻璃和Buenfeld 1995 2007利迪 普拉 在fib Model Code 2010 临界氯离子含量的下限已被指定为0 20 平均 值为0 60 重量 水泥 肌酐清除率的统计特性 可以量化如下 CCR 分布 M 0 6 S 0 15 A 0 2 B 2 0 根据EN 206 1 2000 初 始氯含量的Ca的最大容许值 我在混凝土由钢筋增强是0 4 相对于水泥重量 的混凝土拌合料 它是在与上述阈合理的相关性浓度值 使用期使用期 专注于钢筋锈蚀 下面LS可以指定 一 钢筋锈蚀速率由 其中包括其他因素 的水和氧气的供应管辖 另外 氯 化物的包围钢筋混凝土的存在可能会影响到腐蚀 体积膨胀的防锈产品开发拉应 力在周围的混凝土 以领先的混凝土开裂 主要是影响混凝土保护层 为DLS 有关限制条件可以构造要么与拉伸应力限制或裂缝宽度限值 dDcrDf PtPtP 0 6 dDacrDf PtwwPtP 0 7 其中 cr为临界拉伸应力 启动在混凝土裂缝 与钢筋的界面上 是拉 伸应力混凝土的设计使用寿命tD的时间wcr 7 是在混凝土表面的临界裂纹宽 度和wa是在时间TD在混凝土表面的电流裂缝宽度 式 6 是一个典型的DLS 而方程 7 可以是一个DLS或SLS取决于wcr值 这可能对耐久性的影响相当大 注意 wcr或 cr的超不仅取决于引起的钢筋腐蚀结构退化 但也可以共同作用以 应力场开发由于取决于结构的类型及其配置的其他作用载荷 还请注意 cr和 上述应显示出周围的加强水泥材料的拉伸强度 由于该层的薄度和由于这一事 实 即方程 6 应在实际情况中更一般被 还考虑与机械负载效应的一种可能 的组合 混凝土的拉应力被利用 这是常见的治疗以这种方式由其他作者也 见如 Liu和Weyers1998 Li等人 2006 注意 条件 7 是必不可少的耐久 性 可服务 的预测 是从图相比 式中的实际点更为重要 6 其不仅反映 在混凝土中的裂解过程的开始 在本文中只对开裂的计算时间呈现的示例 然而 裂缝宽度可以例如评估建议由Li等人的模型 2006 其中 所述关键参数是刚 度降低系数 特等和1998普拉纳斯 考虑到混凝土的抗拉强度 弹性模量 断 裂能和裂纹间距 二 当腐蚀的进展和裂缝从而开口继续 裂纹的网络传播 有可能到达混 凝土盖板的表面上 再加上由于机械负载的裂缝 裂缝网络可能会形成分离的具 体内容 在分层表面的混凝土应力可以被认为是一个管的数量 分层是根据例如 一个复杂的影响对钢筋 它们的位置 混凝土质量 覆盖 类型和装载量和直径 的的结构的结构图 这样的状态可以是一个SLS或ULS 根据位置而这种影响的 严重性 据我们所知 一个分析模型存在派生的断裂力学 Li等人 2004 的基 础上 这种损害的评估 然而 这个问题本文不处理 三 降低了有效加固断面因腐蚀 从而导致过度变形 丧失承载能力 并 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 6 最终崩溃 可能落入SLS 变形能力 或ULS 承载能力 两类 在限制条件上写 着 dDDf PAtAPtP 0 min 8 其中 A是在时间tD的加强横截面面积和Amin是可接受的最小配筋截面相对于 任一SLS或ULS区域 两个点蚀和 或均匀的腐蚀类型可在方程予以考虑式 8 四 由于钢筋锈蚀粘结能力可能会显著影响 腐蚀的较低水平 高达约1 的直径亏损 Chung等人 2008 导致增加债券的能力 当腐蚀超过一定水 平时 粘结强度显着降低 关键参数是 除了腐蚀水平 禁闭 由横向钢筋和混 凝土盖板提供 钢筋直径和施加的电流密度 Ouglova等人 2008 Saether 2009 这是不实际 构建一个特定的限制条件式的形式 1 考虑债券的能力 相反 债券由于逐渐减少的钢筋锈蚀 随时间变化 的实际程度可能会反映在改 变粘结应力滑移功能 直接在非线性有限元程序注册成立 而评估的结构有问题 的SLS或ULS 这种极限状态的讨论和它们的腐蚀攻击灵敏度是由Zhang等人提 供的 2009年 在这方面 表皮锈蚀的钢筋 不被视为一个DLS和提到这里只 是为了完整性 受腐蚀影响了粘结应力滑移功能已被证明与一些模型提出如在 Wang Liu2004年 Maaddawy等人 2005年 Fisher等人 2009 对钢的腐蚀建模为一个随时间变化过程中的关键因素是腐蚀速率 这通常是 通过电流密度表示 icorr这个变量的强烈影响的环境条件如湿度 ivica 1994 和温度 湿度和氧气可用在钢的水平 混凝土碳化的程度和氯化物的量 Morinaga 1988 Escalante 和Satoshi 1990 因此取决于混凝土 Matsushima 等1996 的扩散特性会受到影响 例如由水灰比 Vu and Stewart 2000 或在混凝土保 护层开裂 Schiessel and Raupach 1997 根据Alonso等 1988 腐蚀速率成 反比混凝土电阻率 这种方法可应用于碳酸混凝土结构 尤其是氯化物污染的混 凝土 应该由几个因素 1999 Duracrete 考虑的氯化物含量 电镀效果 防锈 产品和氧气可用的形成的影响进行修改 然而 足够的数据进行因子评价缺乏 Escalate和Satoshi 1990 已经研究了氧浓度 氯离子浓度和阳极区的腐蚀传播 的pH值的影响 根据他们的研究 氧气控制腐蚀速率和氯离子浓度的影响 其中 腐蚀发起区域的量 此外 减小的阳极区的pH 有助于重新启动后的干燥周期的 腐蚀中的水分循环 兰福德和布鲁姆菲尔德 1987 指定的四个范围的电阻率的腐蚀速率的方向 分类 对应的电流密度 在布鲁姆菲尔德等人 1993标识 icorr 0 1 A cm 2 低 0 1 icorr 0 5 A cm 2是低到中等 0 5 i corr 1 A cm 2腐蚀率很高 当i corr不 或不能 测定原位 然后它可以被 视为一个随机量 以允许预期的现实中的分散 这种方法遵循了本文中 也趁着 结果在 Vo echovsk 等 2009 软件工具和算例软件工具和算例 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 7 软件工具软件工具 在目前的工作 降解过程的建模是基于简单的模型 通常是半经验 输 入变量被视为随机量 因此 输出也能够表达统计和概率的质量随时间的演变 作者的文献调查的基础上选定的模型 主要出版确定性的人 因为我们的目的所 有的人都被随机分配 即投入被视为通过概率密度函数 PDF 用适当的参数来 描述随机变量 它们包含在概率软件FReET Nov k等人 2003 www freet cz 分析模型和模拟技术相结合 创建一个特殊的降解模块 孚瑞特 D Tepl 等 2007年 以评估新设计的潜在退化以及现有的混凝土结构 该实施退化模型 可以直接在结构 如使用寿命评估和相关可靠性级别的任务的耐久性评估服务 用户可以创建不同的限制条件 对于下面的例子进行统计分析的拉丁超立方抽样 方法应用于 虽然FReET还与原始Monte Carlo方法或形式 是输出数值或图形的 形式提供 即退化的措施 碳化例如深度 灵敏度因子所选模型的各个输入 以及可靠性的措施 可靠性的指标的失败的概率统计分析的结果 考虑给定的限 制条件 对于输出量PDF的最佳拟合可以利用Kolmogorov Smirnov goodnessof 配合试验 KST 被发现 也贝叶斯更新是一个选项 FReET D提供不同DLSS的概率评估包围起来 9种型号的混凝土中从波特兰碳化评估或混合水泥和混凝土的硅酸盐水 泥与石灰 水泥砂浆涂层 输出 碳化深度在时间t或时间来消除钝化 4款为氯离子侵蚀模型 输出变量 深度氯离子渗透在时间t 时间去钝 化或氯化物的深部x和时间t的浓度 7种型号的钢筋锈蚀 输出变量的影响 在时间t 坑深在时间t的净截 面钢筋的面积 时间到混凝土因腐蚀 宽度因腐蚀裂缝在混凝土的开裂 应力强 度因数坑尖在时间t 在选择降解模型为每个特定的用途的主要标准 除了相关降解机理和所要 求的模型的准确性 大多涉及输入数据的可用性 统计数据 其中一些模型或它们的组合的使用在下面的例子来说明可能的实际应用 输 入变量在以下举例说明其统计特性 其PDF和价值观的选择是部分基于作者的经 验和 或文献资料 碳化深度预测碳化深度预测 冷却塔冷却塔 利用基于PAPADAKIS等人的模型 1992年 碳化深度上的RC冷却塔206米的 高度进行了分析 该塔在19 1岁和碳化的深度研究 测定在室内和室外的表面上 都75的位置 Ker ner等人 1996 从而提供统计数据 表1提供了与测试 即 均值和变化 COV 的系数的结果的分析结果进行比较 该协议是令人满意的 用于计算在表2中描述的输入值 见附录 中使用 计算分析还提供了一种用于 预测未来十年被有效地Bayess更新 同时利用实际 测量 的数据为19 1岁的修 正 这样做之后 这一个到达碳化深度的较低色散为t 19 1与COV 20 室 外塔表面 或22 室内表面 和一个更 现实 的平均值更可靠的剩余使用寿 命的后果预测 使用该模型和Bayess更新计算结果的比较 绘于图1为在0至50 岁的范围内的室内表面上 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 8 表1 碳化深度冷却塔 与上19 1岁一个真正的结构测量分析模型的比较 SurfaceMean mm COV In situ measurement Ker ner et al 1996 FReET Din situ measurement Ker ner et al 1996 FReET D Outdoor RH 70 14 912 45621 Indoor RH 93 811 52930 图1碳化模型的比较结果和室内表面更新 腐胀状的开裂腐胀状的开裂 在这个说明性的例子既开裂和扩展期的计算方法介绍 首先 对钢筋去钝化 钛由于碳化和 或氯离子侵蚀取决于混凝土保护层厚度时ti 该数量这里假定在 从25至60mm的范围内 的计算方法 接下来 因腐蚀引起的开裂评估利用从去钝 化的计算结果的确定性模型从Papadakis等人采纳 1992 用于碳化 Papadakis 等 1996 对氯离子侵蚀Liu和Weyers 1998 开裂 所有的输入值进行评估的时间到去钝化的完整说明见附录 表 3 统计分 析的结果示于图2 在那里平均值加上标准偏差 STD 的作图 让我们集中于 45毫米的混凝土保护层和应用条件 式4 5 其中目标设计寿命tD等于50年 我们获得 2 85 Pf 2 10 3 和 0 7 Pf 2 10 1 不是一个可接受的值 对脱钝由于碳化和氯入口 分别 众所周知的事实的氯进入更大比碳化率对时间 从本例脱钝也很明显 让我们注意 对于混凝土与补充胶凝材料 SCM 或混合水泥的结果将是不 同的 如波特兰水泥的部分替代物由单片机上既破坏作用的电阻的效果是已知 的 并且在其他地方报道 Thomas和Bamforth1999年 Khunthongkeaw等 2006 Sisomphon和2007年Franke 适当的模型也包含在FReET D 但是 这种情况下 不会因种类繁多单片机类型 其剂量等条件 所有这些都值得深入研究处理在目 前的文本 这样一种分析和结果的实验结果 Jiang等2000年 Khunthongkeaw 等人2006年 进行了比较 例如出版由Chrom 等 2005 和Chrom 等 2007年 图2时间去钝化由于碳化和氯离子侵蚀与混凝土保护层 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 9 除了前面的计算 我们假设时间为40 mm的盖腐蚀萌生ti由于氯离子侵蚀 对于由KST获得的所得钛最适合的是双参数对数正态分布函数 ti LN 47 4 11 5年 这个结果 现在可以用在与模型的组合时开裂由于钢筋锈蚀 tc一个 决定性的输入量是混凝土抗拉强度fct 认为在这项研究中3 10MPa的范围内输入 参数的完整描述列于附录 表4 裂纹扩展的生成时间tc ti tp 取决于混凝土 的抗拉强度 在图3中的绘制 使用的KST它跟随的 fct 3 4 MPa对数的两个参 数PDF和fct 5 10 MPa对数的三参数 PDF 是输出直方图的tc的最佳配合 它是 在图 3 中所示 如果我们将式给出的极限状态条件式 2 tS tc和tD 50年 我们取得了可 靠性指标图绘制图4 假设可靠性指标的设计值 d 1 3 对于当值律师的 fib Model Code 2010 的建议 它遵循从图中混凝土约fct 7MPa将满足这些 可靠性的建议 图3开裂时间与混凝土的抗拉强度 图4可靠性指标为tD 50年与混凝土的抗拉强度 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 10 因腐蚀的损失钢筋的截面因腐蚀的损失钢筋的截面 让我们假定初始加强直径对数正态分布 2面值 di LN 30 0 75 mm 然后 该加固区的临界损耗评估为10 的 这样的损失可能如导致对 根据补 充劳工计划的结构和加载配置的ULS或可靠性水平超过 此限制相当于28 46毫 米关键的净钢筋直径 统一类型的腐蚀被考虑 所选择的模型的主要输入参数 基 于Rodrigues等人 1996 是电流密度 icorr N 1 0 2 A cm 2的电流密度 Vo echovsk 等人 2009 和时间来引发腐蚀 ti LN 47 4 11 5 年 这是获得了由模型在前面的例子中使用的氯离子侵入 在钢筋直径随时间的降低 被绘制在图5 本次ti和td爆击 在钢筋直径的临界落时 被标记在图中 最佳拟合的PDF文件的输出净螺纹钢直径为LN 2面值 为0 10年和20年 学生t为30年 拉普拉斯40至50年 LN 2面值 为60 70 80 90 100年 LN 3杆 的110和120年 LN 2面值 为130 140和150年 输出参数一起配备的 PDF文件选择的直方图示于图6 示出了解决该问题的统计描述的复杂性 请注 意 对数正态的PDF文件出现0 20和60 150年的时间间隔 在第一时间间隔的钢 尚未去钝化 而在第二时间间隔的钢已被去钝化在大多数随机实现的 因此 输 出净钢筋直径在0至20 年的时间间隔中的性病被受到影响的初始栏直径只有同 时在 60 150 年的时间间隔中性病受的所有输入变量的散点图的输入性病 在这 些 即 20 60年 之间的时间间隔性传播疾病逐渐增加 见图 5 图5净钢筋直径与时间 图6输出净钢筋直径的直方图绘制在图5中 由于腐蚀下降 以及在空房的时 间步骤中的最佳拟合 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 11 如果我们应用限制国家给的条件通过公式 8 替换截面的直径 并假定设 计使用寿命为 50 年 我们获得可靠性指标的 0 38 非可接受的可靠性级别 如果可靠性限制 1 3被认为是相应的使用寿命会只0 30 年 凝聚的可靠性水 平和服务生活清楚地表明在此示例中 结论结论 混凝土是首屈一指的施工材料和设计的耐用性是可持续发展的基础建设 战略的决定性问题 对于设计师和客户的有效的决策 无论是使用寿命和可靠性水平评估中发 挥主导作用 这样的活动可以由所提出的方法得到加强 一个有效的概率软件工具进行了简要描述及其在数值例子利用率显示 证 明钢筋混凝土的耐久性设计的特点结构 先进的耐久性设计方法 概率性能化的方法 本文所示 耐久性极 限状态专门启动期和传播期 限制钢筋腐蚀的影响 尽管限制州提供全面的选择 和方法一般足以为其他退化类型 确认确认 这一成果已经实现了与教育 项目编号1M0579捷克财政部的资金支持 对 CIDEAS研究中心的活动范围内 附录附录 表2在冷却塔中的碳化深度的计算的输入的参数 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 12 InputInput parameterparameterUnitUnitMeanMean valuevalue COVCOVPDFPDFReferenceReference Time of exposureyears19 1 Deterministic CO2content in the atmosphere mg m 3 8000 12Normalfib Model Code 2010 Relative humidity outdoor indoor 70 93 0 07 0 03 fib Model Code 2010 Unit content of cement in concrete kg m 3 3420 03Normalfib Model Code 2010 Unit content of water in concrete kg m 3 1880 03Normalfib Model Code 2010 Unit content of aggregate 0 4 mm kg m 3 8340 03NormalEN 206 1 2000 Unit content of aggregate 4 8 mm kg m 3 3730 03NormalEN 206 1 2000 Unit content of aggregate 8 16 mm kg m 3 6140 02NormalEN 206 1 2000 Specific gravity of cement in concrete kg m 3 31000 02Normal Specific gravity of aggregate 0 4 mm kg m 3 25900 02Normal Specific gravity of aggregate 4 8 mm kg m 3 25400 05Normal Specific gravity of aggregate 8 16 mm kg m 3 26600 05Normal Uncertainty factor of model 10 15Lognormal 2 par JCSS 2006 表3输入参数的时间去钝化钢筋计算 VariableVariableUnitUnitMeanMean valuevalue COVCOVPDFPDFReferenceReference Uncertainty factor of model 10 15Lognormal 2 par JCSS 2006 CO2content in the atmosphere mg m 3 8200 12Normalfib Model Code 2010 Relative humidity 700 07Beta a 0 b 100 fib Model Code 2010 Unit content of OPC cement kg m 3 3130 03NormalEN 206 1 2000 Unit content of waterkg m 3 1850 03NormalEN 206 1 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 13 2000 Unit content of aggregate 0 4 mm kg m 3 8470 03NormalEN 206 1 2000 Unit content of aggregate 4 8 mm kg m 3 3860 03NormalEN 206 1 2000 Unit content of aggregate 8 16 mm kg m 3 6250 03NormalEN 206 1 2000 Specific gravity of cement kg m 3 31000 02Normal Specific gravity of aggregate 0 4 mm kg m 3 25900 02Normal Specific gravity of aggregate 4 8 mm kg m 3 25400 02Normal Specific gravity of aggregate 8 16 mm kg m 3 26600 02Normal Concrete covermm25 60 Deterministic Concentration of Cl on nearest concrete surface mol m 3 50 DeterministicPapadakis et al 1996 Saturation concentration of Cl in solid phase mol m 3 140 Deterministic Threshold concentration of Cl in liquid phase mol m 3 13 4 DeterministicPapadakis et al 1996 Diffusion coefficient of Cl in infinite solution m 2 s 1 6 10 9 DeterministicPapadakis et al 1996 表4输入参数的时间计算由于钢筋锈蚀引起的开裂 InputInput parameterparameterUnitUnitMeanMean valuevalue COVCOVPDFPDFReferencReference 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 14 Initial bar diameter mm30 Deterministic Porous zone thickness mm0 0125 Deterministic Concrete covermm400 19Lognormal 2 par Engelung and Faber 1999 Time to corrosion initiation years47 40 24Lognormal 2 par Current density A cm210 2NormalVo echovsk et al 2009 Specificgravity of rust kg m 3 36000 02Normal Specificgravity of steel kg m 3 78500 01Normal Ratio of steel to rustmolecular weight 0 57 Deterministic Tensilestrength of concrete MPa3 10 Deterministic Modulusof elasticity of concrete GPa270 08Lognormal 2 par Poisson s ratio of concrete 0 18 Deterministic Creep coefficient 2 Deterministic Uncertainty factor of model 10 15Lognormal 2 par JCSS 2006 only type of PDF not COV 参考文献参考文献 Alonso C Andrade C and Gonz les J A 1988 Relation between resistivity 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 15 and corrosion rate of reinforcements in carbonated mortar made with several cement types Cement and Concrete Research 8 5 687 698 Ann K Y and Song H W 2007 Chloride threshold level for corrosion of steel in concrete Corrosion Science49 4113 4133 Ba ant Z P and Planas J 1998 Fracture and Size Effect in Concrete and Other Quasibrittle Materials CRC Press Broomfield J P Rodriguez J Ortega L M and Garcia A M 1993 Corrosion Rate and Life Prediction for Reinforced Concrete Structures Proceedings of GEOCISA Spain Structural Faults and Repairs Symposium Chrom M Pernica F and Tepl B 2005 Blended cements durability and reliability of concrete structures Proceedings of 2nd International Symposium Non Traditional Cement and Concrete Brno Czech Republic 216 223 Chrom M Rovnan k P and Tepl B 2007 Carbonation modelling and reliability analysisofRCstructuresmadefromblendedcements Proceedingsofthe International RILEM Workshop on Performance Based Evaluation and Indicators for Concrete Durability Proceedings PRO 47 Madrid Spain 319 325 Chung L Najm H and Balaguru P 2008 Flexural behaviour of concrete slabs with corroded bars Cement and Concrete Composites30 184 193 Duprat F 2007 Reliability of RC beams under chloride ingress Construction and Building Materials 2121 1605 1616 DuraCrete 1999 General Guidelines for Durability Design and Redesign The European Union Brite EuRam III Project No BE 95 1347 Probabilistic Performance Based Durability Design of Concrete Structures Report No T 7 01 1 EN 1990 2002 Basis of Structural Design European Standard Engelund S and Faber M H 1999 Development of a code for durability design of concrete structures Proceedings of Application of Statistics and Probability ICASP 8 Sydney Vol 1 323 330 Escalante E and Satoshi I 1990 Measuring the rate of corrosion of steel in concrete Corrosion Rates of Steel in Concrete ASTM STP 1065 86 102 建筑设施性能杂志2009年9月21日提交 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 16 fibModel Code 2010 fibBulletin No 34 Service Life Design Fisher C O bolt J andGehlen C 2009 Modellingreinforcement corrosion Numerical modelling of bond strength of corroded reinforcement Proceedings of Concrete Repair Rehabilitation and Retrofitting II Alexander et al eds Taylor 2月18日 2010接受 2010年2月27日打印前公布 doi 10 1061 ASCE cf 1943 5509 0000130 17 Maaddaway T E Soudki K and Topper T 2005 Analytical model to predict nonlinear flexural behavior of corroded reinforced concrete beams ACI Structural Journal July August 2005 550 559 Matesov D Bonen D and Shah S P 2006 Factors affecting the resistance of cementitious materials at high temperatures and medium heating rates Materials and Structures 39 4 455 469 Erratum 39 9 919 935 Matsushima M Tsutsumi T Seki H and Matsui K 1996 Corrosion rate of reinforcement in concrete due to chloride attack Proceedings of Concrete Repair Rehabilitation and Protection Morigana S 1988 Prediction of service lives of reinforced concrete buildings based on the corrosion rate of reinforcing steel Special Report No 23 Institute of Technology Shimizu Corporation Tokyo Japan Nov k D Vo echovsk M and Rusina R 2003 Small sample probabilistic assessment FREETsoftware ProceedingsofInternationalConferenceon Applications of Statistics and Probability in Civil Engineering ICASP 9 San Francisco USA 91 96 Ouglova A Berthaud Y Foct F Francois M Ragueneau F and Peter Lazar I 2008 The influence of corrosion on bond properties between concrete and reinforcement in concrete structures Materials and Structures 41 969 980 Papadakis V G Fardis M N and Vayenas C G 1992 Effect