Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій

Подано методологічні аспекти проведення АЕ-діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій. В їх основу закладено теоретико-експериментальні результати, отримані під час досліджень різних механізмів зародження та розвитку руйнування бетону та залізобетону у лабораторних умовах випробу...

Ausführliche Beschreibung

Gespeichert in:

Bibliographische Detailangaben
Datum:	2009
Hauptverfasser:	Назарчук, З.Т., Скальский, В.Р.
Format:	Artikel
Sprache:	Ukrainian
Veröffentlicht:	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України 2009
Schriftenreihe:	Техническая диагностика и неразрушающий контроль
Schlagworte:	Техническая диагностика
Online Zugang:	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/103412
Tags:	Tag hinzufügen Keine Tags, Fügen Sie den ersten Tag hinzu!
Назва журналу:	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
Zitieren:	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій / З.Т. Назарчук, В.Р. Скальский // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. — 2009. — № 4. — С. 14-25. — Бібліогр.: 35 назв. — укр.

Institution

Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine

id	irk-123456789-103412
record_format	dspace
spelling	irk-123456789-1034122016-06-17T03:02:55Z Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій Назарчук, З.Т. Скальский, В.Р. Техническая диагностика Подано методологічні аспекти проведення АЕ-діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій. В їх основу закладено теоретико-експериментальні результати, отримані під час досліджень різних механізмів зародження та розвитку руйнування бетону та залізобетону у лабораторних умовах випробувань та під час апробації створених методик на реальних об’єктах довготривалого експлуатування. Приведено методичні рекомендації застосування створених методологічних підходів для діагностування таких об’єктів. Procedural aspects of performing AE diagnostics of concrete elements in bridge structures are presented. They are based on theoretical-experimental results, obtained during investigation of various modes of fracture initiation and development in concrete and reinforced concrete under laboratory testing conditions and during validation of the developed procedures on actual long-term operation facilities. Procedural recommendations are given as regards application of the developed methodological approaches for diagnostics of such facilities. 2009 Article Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій / З.Т. Назарчук, В.Р. Скальский // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. — 2009. — № 4. — С. 14-25. — Бібліогр.: 35 назв. — укр. 0235-3474 http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/103412 539.3:620.179.17 uk Техническая диагностика и неразрушающий контроль Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
institution	Digital Library of Periodicals of National Academy of Sciences of Ukraine
collection	DSpace DC
language	Ukrainian
topic	Техническая диагностика Техническая диагностика
spellingShingle	Техническая диагностика Техническая диагностика Назарчук, З.Т. Скальский, В.Р. Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій Техническая диагностика и неразрушающий контроль
description	Подано методологічні аспекти проведення АЕ-діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій. В їх основу закладено теоретико-експериментальні результати, отримані під час досліджень різних механізмів зародження та розвитку руйнування бетону та залізобетону у лабораторних умовах випробувань та під час апробації створених методик на реальних об’єктах довготривалого експлуатування. Приведено методичні рекомендації застосування створених методологічних підходів для діагностування таких об’єктів.
format	Article
author	Назарчук, З.Т. Скальский, В.Р.
author_facet	Назарчук, З.Т. Скальский, В.Р.
author_sort	Назарчук, З.Т.
title	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій
title_short	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій
title_full	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій
title_fullStr	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій
title_full_unstemmed	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій
title_sort	методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій
publisher	Інститут електрозварювання ім. Є.О. Патона НАН України
publishDate	2009
topic_facet	Техническая диагностика
url	http://dspace.nbuv.gov.ua/handle/123456789/103412
citation_txt	Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій / З.Т. Назарчук, В.Р. Скальский // Техническая диагностика и неразрушающий контроль. — 2009. — № 4. — С. 14-25. — Бібліогр.: 35 назв. — укр.
series	Техническая диагностика и неразрушающий контроль
work_keys_str_mv	AT nazarčukzt metodologíâakustikoemísíjnogodíagnostuvannâzalízobetonnihelementívmostovihkonstrukcíj AT skalʹskijvr metodologíâakustikoemísíjnogodíagnostuvannâzalízobetonnihelementívmostovihkonstrukcíj
first_indexed	2025-07-07T13:49:59Z
last_indexed	2025-07-07T13:49:59Z
_version_	1836996309966389248
fulltext	УДК 539.3:620.179.17 МЕТОДОЛОГІЯ АКУСТИКО-ЕМІСІЙНОГО ДІАГНОСТУВАННЯ ЗАЛІЗОБЕТОННИХ ЕЛЕМЕНТІВ МОСТОВИХ КОНСТРУКЦІЙ З. Т. НАЗАРЧУК, В. Р. СКАЛЬСЬКИЙ Подано методологічні аспекти проведення АЕ-діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій. В їх основу закладено теоретико-експериментальні результати, отримані під час досліджень різних механізмів зародження та розвитку руйнування бетону та залізобетону у лабораторних умовах випробувань та під час апробації створених методик на реальних об’єктах довготривалого експлуатування. Приведено методичні рекомендації застосування створених методологічних підходів для діагностування таких об’єктів. Procedural aspects of performing AE diagnostics of concrete elements in bridge structures are presented. They are based on theoretical-experimental results, obtained during investigation of various modes of fracture initiation and development in concrete and reinforced concrete under laboratory testing conditions and during validation of the developed procedures on actual long-term operation facilities. Procedural recommendations are given as regards application of the developed methodological approaches for diagnostics of such facilities. В Україні налічується понад 16300 мостів загаль- ною довжиною понад 400 км на державних та місцевих дорогах, близько 4100 комунальних та 8050 залізничних мостів протяжністю, відповідно, 200 та 210 км [1]. Найпоширенішими серед них є залізобетонні мости — 91,5 % загальної кіль- кості, металеві — 6 %, кам’яні та дерев’яні — 2,5 %, відповідно; 85 % залізобетонних мостів складаються зі збірних конструкцій за типовими проектами. Бетонні та залізобетонні мости в Україні по- чали будувати на початку ХХ ст. Це були мо- нолітні мости малих та середніх прогонів плитної (довжиною 2…6 м) та ребристої (10…15 м) кон- струкцій [1]. Вони характеризуються великим роз- кидом характеристик використаних матеріалів: бетон класу В10…В25, арматура гладка зі сталі Ст3 чи періодичного профілю Ст5. З середини 1950-х років почався інтенсивний перехід до збірного будівництва мостів, що доз- волило скоротити строки будівництва та покра- щити якість елементів прогонової будови. Для будівництва малих та середніх мостів використо- вували плитні, плитно-ребристі та коробчаті кон- струкції прогонових будов. Проте саме використання збірного залізобето- ну призвело до незадовільного стану цих мостів сьогодні. Пов’язано це з тим, що будь-яка збірна конструкція на стадії будівництва об’єднується у єдину систему за допомогою стиків зі сталевих елементів або монолітного залізобетону. Експлу- атація таких конструкцій упродовж 30…40 років показала, що саме стики є основним недоліком збірних конструкцій і руйнівні процеси почина- ють розвиватися саме з цих місць. Окрім цього, для збірних конструкцій дуже важливим елемен- том є проїзна частина, яка повинна захищати про- гонові будови від вологи. Існуюча конструкція проїзної частини передбачає термін експлуатації у 5-6 разів менший, ніж прогонова будова і за цей час, згідно регламенту експлуатації, вона по- винна пройти належні ремонти, а то й заміну. Ці роботи практично не виконують, тому зараз на більшості таких мостів проїздна частина перебу- ває у жалюгідному стані, що сприяє зростанню пошкодженості самої прогонової будови. У 1960-х рр. з’явилися діафрагмові прогонові будови з попередньо напруженою арматурою у вигляді пучків з натягом на упори для прогонів 12,5; 15 та 20 м [3, 4]. Таких прогонових будов в Україні налічується близько 4 % [1]. Найрозповсюдженіші діафрагмові струнобе- тонні прогонові будови (до 17 % загальної кіль- кості) довжиною прогонів у просвіті 10, 15 та 20 м з балками, армованими напруженою на упори ар- матурою з високоміцного дроту діаметром 3…5 мм у вигляді струн [5, 6]. Струнобетонні бал- ки виявилися недовговічними в експлуатації. Не- дотримання під час виготовлення балок товщини захисного шару бетону, замокання балок і схиль- ність сталі високоміцного дроту до корозії спри- чиняють швидке кородування робочої арматури малого діаметра і обривання струн. В деяких мос- тах зафіксовано спонтанне руйнування струнобе- тонних балок [7]. Основним недоліком плитних конструкцій про- гонових будов є шпоночні шви між плитами, які якісно не виконують під час будівництва, що приз- водить до їх розкриття, а відтак до протікання через них води та вилуговування бетону. Невдалим кон- структивним рішенням було застосування для нап- руженого армування високоміцного дроту, оскільки ще під час його натягу і бетонування струни об- риваються, що зменшує несучу здатність балки. © З. Т. Назарчук, В. Р. Скальський, 2009 14 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 В таких конструкціях відбувається дуже активно корозія під час зволоження чи замокання балок. Поряд з незаперечними перевагами над інши- ми конструкційними матеріалами залізобетон має і свої недоліки. Вони зумовлені як самою приро- дою формування матеріалу, так і сутністю незво- ротніх процесів під час монтажу та експлуатації. На даний час велика кількість таких елементів конструкцій мають значні дефекти або перебува- ють в незадовільному технічному стані, що ви- магає їх негайної заміни або постійного моніто- рингу. Тому створення акустико-емісійних (АЕ) методик кількісної оцінки ранніх стадій зароджен- ня та розвитку руйнування у таких конструкціях дають змогу визначати технічний стан елемента чи споруди в цілому, встановити місця зароджен- ня та розвитку руйнування, а періодичний АЕ- моніторинг дозволить попередити руйнування конструкцій ще на етапі його зародження та роз- витку. Обгрунтування вибору типу модельної бал- ки для лабораторних досліджень. У зв’язку з великою різноманітністю видів та типів залізобе- тонних елементів, які використовуються у будівництві мостів, нами була вибрана для дослідження типова залізобетонна балка прогоно- вої будови. Вона є найнавантаженішим несучим елементом мостових конструкцій і тому представ- ляє найбільше зацікавлення з точки зору їх технічного діагностування. Оскільки геометричні параметри реальної балки не дозволяють прово- дити її випробування у звичайних лабораторних умовах, то для оптимізації геометричних пара- метрів лабораторного зразка ми використали те- орію подібності та моделювання [8]. Головними параметрами подібності були виб- рані такі критерії: матеріал, довжина L, висота Н, модуль пружності E, жорсткість балки під час зги- ну Dzg. Для визначення числа критеріїв подібності скористаємося π-теоремою. Оскільки матеріал та модуль пружності E для натури та моделі є незмінним, розглянемо випадок фізичного моде- лювання, де π = N – n = 5 – 2 = 3: π1 = L н Lм = idem, π2 = H н Hм = idem, π3 = Dzg н Dzg м = idem, де індекси «н» та «м» означають величини, які відносяться до натури і моделі, відповідно. Жорсткість балки під час згину визначали за залежністю: Dzg = ∑ [Ei(Ix i + Aiai 2)], (1) де Ei — модуль пружності i-го шару перерізу; Ix i — момент інерції i-го шару перерізу відносно його центральної осі; Ai — площа i-го шару пе- рерізу; аi — відстань від центру ваги i-го шару до центра ваги перерізу балки. Позначимо через ml масштабний коефіцієнт лінійних розмірів. Тоді для подібності натури та моделі справедливі залежності: Lн = mlL м, Hн = mlH м, Dzg н = ml 4Dzg м . (2) У праці [8] визначено вплив діафрагми на жор- сткість балки. Розрахунки показали, що різниця жорсткостей балок з діафрагмою та без неї ста- новить приблизно 3 %, тому діафрагми ми не ви- користовували під час виготовлення модельної балки. Для проведення досліджень у лаборатор- них умовах з урахуванням теорії подібності та мо- делювання, були вибрані відповідні геометричні параметри модельної балки (табл. 1). Як видно з табл. 1, значення ml має незначні відхилення і є одного порядку з іншими парамет- рами натури, тому конструкція моделі відповідає основним критеріям теорії подібності та моделю- вання. Розрахунок модельної залізобетонної балки на міцність. Модельні залізобетонні балки для лабо- раторних досліджень розмірами 70 100 900 мм3 виготовляли із бетону у складі: гідравлічне в’яжу- че — портландцемент марки 500, дрібний запов- нювач — пісок з модулем крупності Mк = 1,784; крупний заповнювач — щебінь з фракціями 5…10 + 30 % 2,5…5. Співвідношення цемент:пі- сок:заповнювач (в об’ємних долях) — 1:1:1,8 та з водоцементним співвідношенням 0,4. Каркас балок складався з робочої арматури діаметром 12 мм класу А-III довжиною 890 мм. У крайніх третинах (за довжиною) модельної бал- ки було забезпечено поперечне армування арма- турою діаметром 3 мм класу Вр-1 довжиною 80 мм з кроком 50 мм, загальна кількість стрижнів 14 шт. Верхнє армування виконане з двох стрижнів діаметром 3 мм класу Вр-1 довжиною 31,5 мм. Конструкція досліджуваної балки і схема армування приведена на рис. 1. Основні характе- ристики робочої арматури зі сталі 35ГС наступні: діаметр арматури 12 мм, площа поперечного пе- рерізу As = 1,313 см2, модуль пружності Es = = 20,6 104 МПа, межа міцності σв = 621 МПа, ме- жа плинності σт = 436 МПа. Попередньо експериментально було встанов- лено значення міцності кубів розмірами 100 100 100 мм із досліджуваного складу бето- Т а б л и ц я 1. Параметри подібності натури та моделі Параметр Натурна балка Модельна балка Масштабний коефіцієнт лінійних розмірів ml L, см 866 90 9,6 H, см 70 10 7 Dzg, см4 7,5 104 583 6 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 15 ну за методиками згідно [10]. Отримана у такий спосіб міцність бетону на стиск становила Rb = = 41,5 МПа. Теоретичні розрахунки балки на міцність про- водили наступним чином. Виходячи із конструкції модельної балки та схеми її навантаження триточ- ковим згином, розрахували основні силові та де- формаційні параметри: згинальний момент M та стрілу прогину f в середині прогону балки. Розра- хунковий момент становив: M = bh0 2Rbξ(1 – 0,5ξ) = = 5,29 МПа, де b = 70 мм і h0 = 85 мм — робочі ширина і висота перерізу модельної балки, від- повідно, коефіцієнт ξ = x/h0. Змінну x визначали як x = RsAs/Rbb, де Rs — нормативний опір розтягу арматури, який дорівнював Rs = 390 МПа. Тео- ретично визначена допустима величина руйную- чої сили Pmax (без урахування власної ваги) ста- новила Pmax = 4M/l0 = 26,5 кН. Розрахунковий максимальний прогин в сере- дині прогону балки визначали методами будівель- ної механіки [11] і в нашому випадку його вели- чина становила f = 4,3 мм. Оцінка рівня амплітуд сигналів АЕ під час зародження та розвитку руйнування у мо- дельній залізобетонній балці. Залізобетонні мо- дельні балки 1 (рис. 2, б) навантажували на вип- робувальній установці 10 типу УМЭ-10ТМ зусил- лям, що передавали через тензометричний дина- мометр 8. Для відбору сигналів АЕ (САЕ) на бо- ковій поверхні зразка 1 через шар акустико-про- зорого мастила встановлювали первинні п’єзопе- ретворювачі (ПАЕ) 2 і фіксували їх резиновою струбциною із зусиллям притискання 3…5 Н. Електричні САЕ із квазірезонансного ПАЕ 2 пос- тупали на попередній підсилювач 3 із постійним значенням коефіцієнта підсилення 34 дБ, а далі — на блок фільтрів високих і низьких частот 4, вимірювальний підсилювач потужності 5 і на бло- ки обробки САЕ 6 АЕ-приладу АВН-3. Підсилю- вали САЕ у смузі частот 0,1…0,5 МГц. Блок ос- новного вимірювального підсилювача 5 давав можливість ступінчато підбирати коефіцієнт під- силення з кроком 1 та 10 дБ, а коефіцієнт передачі фільтрів був близьким до 1. Загальний коефіцієнт підсилення АЕ-тракту становив 88 дБ. Із блоку об- робки САЕ 6 електричні сигнали в аналоговому виді поступали на швидкодійний реєстратор 7 ти- пу Н-338/6, де записували огинаючу САЕ за період 0,1 мс, їх сумарний рахунок N, зусилля на- вантаження Р та переміщення f, а також САЕ з паралельного АЕ-каналу завад приладу АФ-15, який мав налаштування чутливості аналогічне, що й вимірювальний канал. Аналогові електричні сигнали з тензометричного динамометра сили 8 подавали на реєстратор 7 через підсилювачі пос- тійного струму 9 типу У7-1. Як показав аналіз експериментальних даних, під час руйнування модельних залізобетонних балок спостерігали чотири характерні ділянки зміни кри- вої f – ΣAi (рис. 3, а). Так, на ділянці I (P = 0…3,8 кН, f = 0…1,4 мм) генерувалися САЕ з амплітудами 0,5…2,0 у.о.; на II — характер наростання суми ам- плітуд змінювався (P = 3,8…17 кН, f = 1,4…3,2 мм, A = 3,5…7,0 у.о.). Ця ділянка відрізнялася тим, що за навантаження 3,8 кН на акустограмі з’яв- лялися САЕ з амплітудами 4…5 у.о. (рис. 3, б). Візуально перші тріщини на боковій поверхні балки вдалося виявити за навантаження P = 13 кН (рис. 3, в). Під час наближення навантаження до 14 кН характерні амплітуди САЕ збільшувалися до 8 у.о. На ділянці III (P = 17…30 кН, f = = 3,2…3,5 мм) крива f – ΣAi різко змінює характер наростання, а на акустограмі спостерігаються САЕ вже з амплітудами 10…12 у.о. Візуально спостерігається поява об’єднання макротріщин (МТ) в похилу магістральну тріщину (рис. 3, в). На закритичній ділянці IV змінюється характер кривої f – ΣAi та генеруються САЕ з амплітудами 15…20 у.о. Рис. 1. Конструкція модельної залізобетонної балки Рис. 2. Загальний вид устаткування (а) та схема експериментальних випробувань (б) 16 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 Якщо проаналізувати попередні експеримен- тальні результати досліджень та отримані показ- ники амплітуд САЕ від різних механізмів руйну- вання, то можна зробити такі гіпотетичні припу- щення: на ділянці I генеруються САЕ, що відповідають раннім стадіям зародження та роз- витку мікротріщин у бетоні; під час появи на акус- тограмі САЕ з амплітудами 4,5 у.о. починається зародження та розвиток МТ у бетоні — ділянка II [12–16], а на III — генеруються САЕ від про- цесів поширення МТ у бетоні та відшарування ар- матури від бетону [17, 18]. Оцінка старту МТ у модельній залізобе- тонній балці. Визначення коефіцієнтів інтенсив- ності напружень (КIН) старту МТ у модельній залізобетонній балці. Як видно з акустограми (рис. 3, б) та зміни характеру кривої f – ΣАі (рис. 3, а та рис. 4), розвиток МТ припадає на наванта- ження 3,8 кН. Беручи до уваги результати праць [19, 20] стосовно стадій руйнування бетону, а та- кож отримані нами амплітудні характеристики САЕ, можна стверджувати, що поява на акусто- грамі сигналів з амплітудами 4,5 у.о. свідчить про початок розвитку руйнування — зародження і роз- виток МТ. Перевірку цієї гіпотези здійснили та- ким чином. Припускали, що зародження тріщиноутворен- ня у залізобетоні розпочинається у його бетонній основі в місцях найбільших розтягуючих напру- жень. Для нашого випадку — у зоні дії макси- мального згинального моменту (рис. 5). Для визначення силового критерію руйнування KI, характерного для бетону класу В35 за наявних МТ, використали методику розрахунку, яка приве- дена у праці [21]. Найбільшими у такому бетоні є еліптичні тріщини з великою та малою осями 5 та 2 мм, відповідно, а критичне значення КIН для най- поширеніших тріщин становить KIC = 0,68 МПа√м [22]. Таким чином, якщо припустити, що існує поверхнева напівеліптична або півдискова МТ в нижній частині балки в зоні найбільших розтягу- ючих напружень (рис. 5), то виникає необхідність визначити, за яких розмірів почне розвиватися та- ка тріщина. Згідно [21] КIН знаходили за допомогою ме- тоду граничної інтерполяції (рис. 6): KI = σ √⎯⎯⎯πa E(k) (cos2θ + Λ2sin2θ)1 ⁄ 4 × × M1,2(β1, Λ)F1(β1, θ)FL, (3) Рис. 3. Залежність суми амплітуд САЕ, зусилля навантаження P від прогину f (а), характерні амплітуди САЕ в діапазоні наван- таження 3,6…4,0 кН (б), вид та розташування макротріщин у на боковій поверхні модельної балки після руйнування (в) Рис. 4. Залежність зміни суми амплітуд САЕ ΣAi та зусилля навантаження P від стріли прогину f Рис. 5. Схема навантаження модельної балки триточковим зги- ном та епюра згинального моменту ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 17 де E(k) — повний еліптичний інтеграл 2-го роду; Λ = ab; β1 = ah; FL = 1 + β1 2b2 ⁄ L2; M1, 2 = ⎧ ⎨ ⎩ ⎪ ⎪ 1 – ⎛ ⎜ ⎝ 1 – M1√⎯⎯Λ E(k) ⎞ ⎟ ⎠ exp ⎡ ⎢ ⎣ –1,48β1 2 (1 + 6Λ3) ⎤ ⎥ ⎦ } × × E(k) √⎯⎯Λ , Тут F1(β1, θ) = 1 + (0,1 + 0,53β1 3) 8θ 3 π3 , k2 = 1 – Λ2, M1 = 1 + 0,12(1 + Λ2)–1. Напруження σ визначали як σ = My I , (4) де y = h/2; h = 100 мм — висота перерізу модельної балки; I = xh3/12 — момент інерції; х = 2L = 70 мм — ширина балки; M = Pl0/4 — згинальний момент в середині прогону балки; l0 = 800 мм — відстань між опорами; P = PAE. Тут PAE — навантаження балки, за якого на акустограмі появляються дис- кретні САЕ значних амплітуд (момент початку росту МТ), визначаємо з акустограми, яку запи- сували синхронно з початком навантаження. Як показали розрахунки за відомою моделлю [21], під час досягнення навантаженням значення PAE = 3,8 кН у бетоні класу В-35 можуть досяга- тися різні значення KI, в залежності від геометрії тріщини. Результати розрахунків КIН для різної геометрії та типу тріщин наведено у табл. 2. Тепер постало питання уточнення критичних розмірів МТ, за яких починається їх розвиток у даному типі залізобетону. Для цього були прове- дені такі експериментальні дослідження. Експериментальне визначення KIC бетону кла- су В-35. Оцінювали KIC за стандартною методи- кою, описаною у нормативному документі [25]. Бетонні призми з двома надрізами навантажували за схемою триточкового згину квазістатично із швидкістю переміщення траверси 0,05 мм/хв (рис. 7). Для зменшення тертя та забезпечення відповідних умов навантаження в місці дотикання призми з індентором та опорними частинами ма- шини були встановлені спеціальні шумопоглина- Т а б л и ц я 2. Значення KI в залежності від розмірів та типу МТ Вид тріщини Геометричні розміри, мм KI, МПа√м а b Розрахунок за методи- кою [23] З праці [24] Півеліпс 1 2 0,364 0,608 2 4 0,514 3 5 0,609 Півдиск 1 1 0,309 1,5 1,5 0,378 2 2 0,437 3 3 0,535 4 4 0,617 Рис. 6. Схема розташування поверхневої півеліптичної тріщи- ни Рис. 7. Вид бетонної призми під час випробувань (а) та схема її навантаження (б) 18 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 ючі прокладки. ПАЕ через шар мастила встанов- лювали на боковій поверхні призми і кріпили за допомогою гумової стрічки із зусиллям притис- кання 3…5 Н. Бетонні призми були виготовлені з одного замісу, що і модельні залізобетонні бал- ки, випробування яких описано вище. Надрізи створювали за допомогою встановлення пластин товщиною 2 мм під час заповнення дерев’яної опалубки бетонною сумішшю. Згідно [25] висота нижнього надрізу залежить від максимального розміру зерна заповнювача. Таким чином для бе- тону з щебінем фракції 5…10 висота нижнього надрізу становила а0 = 35 мм, верхнього аt = 5 мм (рис. 6, б). Перед початком випробувань проводили два цикли навантаження–розвантаження зразків до зу- силля, що відповідало близько 10 % максималь- ного очікуваного його значення, яке становило 50 кН. Під час випробувань записували діаграму «зусилля навантаження P — прогин f» з одночас- ною реєстрацією САЕ. Налаштування АЕ-апара- тури аналогічно описаним вище. Характеристику статичної тріщиностійкості KIC визначали за формулою: K IC = 3l 0 P c (√⎯⎯⎯⎯⎯a 0 ⁄ b(1,93 – 3,07λ + 14,53λ2 – 25,11λ3 + 25,8λ4)) 2t2√⎯⎯b , (5) де l0 = 0,38 м — віддаль між опорними частинами; а0 = 0,035 м — висота нижнього надрізу; b = 0,1 м — ширина перерізу призми; t = 0,002 м — товщина надрізу; l = (а0 + аt)/b — відносна довжина по- чаткового надрізу; аt = 0,005 м — висота верхнього надрізу; L = 0,4 м; Pс — навантаження, яке відпо- відає початку старту МТ. Результати випробувань показано на рис. 8. Як видно з рис. 8, перша різка зміна характеру наростання кривої ΣAi – f та значень амплітуд на акустограмі припадає на зусилля навантаження 1,72 кН. До наближення до цього зусилля різко зростає інтенсивність АЕ та починає генеруватися САЕ з амплітудами 3…6 у.о. Таке наростання інтенсивності та амплітуд САЕ свідчить про за- родження і субкритичний розвиток МТ у бетоні. Тому для визначення KIC значення розрахунково- го зусилля приймаємо Pс = PAE = 1,72 кН. Як вип- ливає з розрахунків за формулою (3), тоді для на- шого типу бетону КIН моменту старту МТ KIC = = 0,377 МПа√м. Отже, ми отримали підтвердження того, що під час появи на акустограмі амплітуд САЕ зі зна- ченнями 4,5 у.о. починається субкритичний роз- виток півеліптичної тріщини, велика вісь якої ста- новить 2 мм, мала 1 мм або півдискової радіусом 1 мм. Згідно зі статистичними даними, наведени- ми у праці [22], ці розміри, визначені за регла- ментованими класичними методами, мали б бути у 2…3 рази більшими (див. табл. 2). Отже метод АЕ дозволяє краще визначати старт МТ (стадія завершення зародження руйнування) у бетоні та залізобетоні. Вплив структури бетону і залізобетону та їх пошкодженості на заникання пружних хвиль АЕ. Заникання пружних хвиль АЕ у бетоні та залізобетоні залежить від багатьох чинників, а йо- го кількісні показники для кожного виду бетону суттєво відрізняються [26–29]. Тому постала проблема експериментального визначення коефі- цієнта заникання пружних хвиль АЕ у бетоні та залізобетоні, які використовували для наших ек- спериментальних досліджень. Встановлення зна- чень цього показника (втрат енергії пружних хвиль АЕ під час їх проходження у цих мате- ріалах) має важливе практичне значення для про- ведення АЕ-діагностування елементів мостових конструкцій. Визначали заникання пружних хвиль АЕ: у зразках розмірами 100 100 400 мм із бетону (Б) та для порівняння із цементно-пісчаної суміші (ЦПС); у залізобетонних балках з наявними та без тріщин (ЗБт і ЗБ відповідно) розмірами 70 100 900 мм, а також у реальній залізобе- тонній трубі (Тр) довжиною 5 м та внутрішнім діаметром 1 м з товщиною стінки 0,1 м. Компо- ненти бетонної суміші та їх фізико-механічні ха- рактеристики для зразків з ЦПС були ж як і для залізобетонних балок з об’ємними долями «це- мент:пісок» — 1:3; бетон типової залізобетонної Рис. 8. Діаграма руйнування «Р-f» та залежність суми і се- редніх значень амплітуд САЕ від стріли прогину f (а) і харак- терна акустограма на ділянці навантаження 1,6…1,75 кН (б) ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 19 труби був класу В-25; армування — згідно нор- мативних документів [30, 31]. Такі типи зразків та матеріалів вибрано не ви- падково, а виходячи із поставлених у роботі ек- спериментальних досліджень. Для встановлення впливу крупного заповнювача на заникання пруж- них хвиль АЕ використали зразки типів Б та ЦПС; тріщиноподібних дефектів у залізобетоні — зраз- ки типів ЗБ і ЗБт, а геометричних розмірів — ре- альний виріб (зразок Тр). Принципову схему дос- ліджень заникання пружних хвиль АЕ для всіх типів зразків приведено на рис. 9, а. Імітували пружну хвилю у зразках 1 за допо- могою восьмиканального АЕ-приладу 6 SKOP-8 (варіант I), джерела Гсу (варіант II) [32], а також генератора імпульсів 2 типу Г5-63 (варіант III). Імпульси з генератора 2 та АЕ-приладу 6 одно- часно подавали на осцилограф 3 типу Instek GDS- 806S, де записували форму сигналу, тривалість імпульсу T, його амплітуду А та період наростання сигналу τ. Для відбору САЕ використовували серійні ПАЕ 5 типу П-113 із робочою смугою час- тот 0,2…0,6 МГц. ПАЕ 5 через акустопрозорий шар встановлювали на зразки за допомогою різьбового з’єднання у приклеєних на зразок плас- тинах. Робоча смуга частот АЕ-приладу 6 стано- вила 0,2…0,8 МГц. Таким чином, у зразку 1 збуд- жували пружну хвилю різного походження, яку перетворювали ПАЕ 5 і передавали на АЕ-прилад 6, який реєстрував САЕ з періодом дискретизації 0,5 мкс, а значення порогу дискримінації при цьому становило 2,16 мВ. З приладу 6 також от- римували і тарувальний імпульс (рис. 9, б) з мак- симальною амплітудою 38 В, тривалістю 5 мкс, а час наростання переднього фронту імпульсу ста- новив 0,8 мкс (варіант I). На виході з генератора 2 тарувальний електричний імпульс мав прямо- кутну форму з амплітудами 5,2 або 14,8 В та три- валістю 2,5 мкс (варіант II). З урахуванням геометричних розмірів для зразків типу Б і ЦПС використовували чотири ПАЕ (рис. 10, а), а для зразків типу ЗБ, ЗБт та Tр — 8 каналів відбору САЕ (рис. 10, б, в). Як показали результати експериментальних досліджень, отримані експериментальні дані мож- на апроксимувати експоненціальною залежністю типу: y = ae–δx, (6) де δ — коефіцієнт заникання; х — віддаль про- ходження хвилі; а — коефіцієнт апроксимації. На рис. 11 показано характерні залежності за- никання амплітуд пружних хвиль, імітованих дже- релом Гсу у точці Х для усіх типів зразків. Як видно з наведених експериментальних да- них, коефіцієнт заникання пружних хвиль АЕ для кожного виду матеріалу відрізняється суттєво. Так, для зразків Б і ЦПС він лежить у межах 2…2,4 та 4,3…5,3 м–1, відповідно; для зразків ЗБ і ЗБт — 3,3…4,5 та 5,6…6,3 м–1, відповідно, а для зразка Рис. 9. Структурна схема експериментальних випробувань (а) і форма тарувального імпульсу приладу SKOP-8 (б): 1 — зра- зок; 2 — генератор Г5-63; 3 — осцилограф цифровий Instek GDS-806S; 4 — зонд-імітатор; 5 — ПАЕ; 6 — прилад SKOP-8 Рис. 10. Схема розташування ПАЕ на зразку типу Б, ЦПС (а); ЗБ і ЗБт (б) та Tр (в): 1 — зразок; 2 — ПАЕ; точки Х, Y — місця імітування пружних АЕ-хвиль 20 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 Tр — 5,0…7,6 м–1. Отримані результати експе- риментальних досліджень наведено у табл. 3. Для зразків із бетону домінуюча частота САЕ у їх спектральних характеристиках з віддаленням від точки імітації зміщується в область низьких частот та одночасно зменшується амплітуда. З віддаленням від джерела АЕ на спектрах з’яв- ляється яскраво виражене домінування низькочас- тотних складових, а також тенденція розширення спектра САЕ. Аналогічне прослідковується і для решти зразків та залізобетонної труби. Таким чи- ном, урахувавши експоненціальний характер за- никання пружних хвиль АЕ в таких матеріалах, можна констатувати, що заникання амплітуди пружної хвилі АЕ описується залежністю A = A0ae–δR, (7) де A0 — початкове значення амплітуди САЕ; R — віддаль від джерела АЕ до ПАЕ. Якщо проаналізувати отримані результати, можна зробити висновок, що кожний з наведених вище факторів впливає на значення коефіцієнта заникання АЕ-хвиль. Так, наявність крупного за- повнювача покращує умови проходження хвиль у 2…3 рази в порівнянні із ЦПС, наявність пош- коджень типу тріщин погіршує їх проходження у 1,4…2 рази в порівнянні з бездефектною бал- кою, а найбільший вплив на заникання мають ге- ометричні параметри елементів об’єкта контролю. АЕ-діагностування моста через шлюз кас- каду Київської ГЕС та ГАЕС. Методика й прог- рама проведення випробувань. Випробування про- гонових будов моста з використанням восьмика- нальної вимірювальної АЕ-системи SKOP-8 здійснювали за статичного їх навантаження із реєстрацією при цьому характерних САЕ. Як вип- Т а б л и ц я 3. Коефіцієнти апроксимації, кореляції та заникання пружних хвиль АЕ у бетоні та залізобетоні Зразок Місце імітації Джерело імітації (варіанти) Коефіцієнти Заникання, дБ/м апроксимації а заникання δ, м–1 кореляції r Б Х I 5,6276 2,4275 0,7368 21,1 II 3,6227 1,9874 0,9414 17,3 III 5,4947 2,4378 0,6311 21,2 ЦПС Х I 6,5268 5,2869 0,9487 45,9 II 6,8111 4,2832 0,9999 37,2 III 4,2522 4,8197 0,9572 41,4 ЗБ Х I 7,2923 4,4730 0,9845 38,9 II 8,6776 3,2909 0,9253 28,6 Y I 5,8646 3,9241 0,9743 34,1 II 9,2320 3,3497 0,9162 29,1 ЗБт Х I 9,4949 5,5499 0,9235 49,4 II 13,976 6,3225 0,9182 54,9 Y I 7,8245 5,7091 0,9085 49,6 II 12,743 6,2320 0,9172 54,1 Тр Х II 2,3783 5,0429 0,9525 43,8 Y II 3,4332 7,5884 0,8312 65,8 Рис. 11. Заникання амплітуд САЕ у призматичних зразках типів Б (крива 1); ЦПС (2); ЗБ (3); ЗБт (4) та у Тр (в) ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 21 робувальне навантаження використовували 4 ав- томобілі КрАЗ вагою 21…24 т. Загальна вага ав- томобілів становила приблизно 90,3 т. Діагностували першу балку Б-1 з верхової сто- рони прогону 0–1 за статичної силової схеми на- вантаження зі створенням максимальних зусиль в балці несиметричним навантаженням відносно осі проїзної частини. Для розташування ПАЕ на об’єкті контролю застосовували лінійну схему локації джерел АЕ. ПАЕ розміщували на внутрішній стороні балки Б-1, на верхній грані полички у прогоні 0-1, крок між ними визначали за методикою, яка описана в [33]. Таким чином, урахувавши згасання пруж- них хвиль АЕ та для досягнення найкращої чут- ливості, крок між ПАЕ становив 1,0 м. Таку схему розташування ПАЕ вибрали з ме- тою оцінки роботи балки в найрозтягнутіших її зонах. В місцях встановлення ПАЕ на метал на- носили шар акустопрозорого мастила з метою за- безпечення найкращого акустичного контакту. Для АЕ-дослідження балки Б-1 використали квазірезонансні ПАЕ з робочою смугою частот 0,2…0,6 МГц. Коефіцієнт підсилення поперед- нього підсилювача становив 28 дБ, а АЕ-тракту — приблизно 45 дБ. САЕ реєстрували в смузі час- тот 200…600 кГц, яку формували фільтрами ви- соких та низьких частот. Як показали випробування, генерування по- одиноких сигналів АЕ з низькими амплітудами в основному відбувалося під час статичного наван- таження моста першим, другим та третім авто- мобілями (загальна вага автомобілів 66,3 т). Вони генерувалися дискретно практично рівномірно в середній частині балки між ПАЕ №№ 4…8. Їх ам- плітуди знаходилися нижче рівня, який попе- редньо визначили в лабораторних умовах під час встановлення критерію початку старту МТ в бе- тоні мостових конструкцій [34], а саме ≤ 4,0 у.о. (методика описана вище). Це свідчить про те, що в контрольованій балці Б-1, яка була найнаван- таженішою в умовах статичної схеми випробу- вань, немає розвитку критичних тріщиноподібних дефектів, а амплітудний рівень САЕ та їх спект- ральні характеристики відповідають локальному мікроруйнуванню компонент структури залізобе- тону. Утворення таких мікротріщин за даного зна- чення навантаження (0…90,3 т) та прогинів по се- редині балки Б-1 (максимальний прогин становив 0,35 мм) не впливає на міцність і тріщи- ностійкість балки. На рис. 12 показана схема роз- ташування ПАЕ на балці, а на рис. 13 — харак- Рис. 12. Схема розташування ПАЕ на балці з низової сторони прогону 0–1 22 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 терні САЕ, які реєстрували під час навантаження балки прогонової будови одним, двома та трьома автомобілями, відповідно. В результаті проведених випробувань та з ура- хуванням вище викладених методологічних під- ходів зроблено такий висновок. САЕ, які генеру- валися під час статичного випробування мосту, не перевищують допустимий рівень амплітуд сиг- налів АЕ, які є критичними для залізобетону бал- ки, і не є характерними для старту та ранніх стадій розвитку руйнування у залізобетоні. Методичні рекомендації щодо АЕ-діагносту- вання елементів мостових конструкцій. На під- ставі проведених досліджень методика АЕ-діаг- ностування великогабаритних бетонних конс- трукцій має передбачати урахування кількісних показників параметрів сигналів АЕ, що супровод- жують різні механізми зародження та розвитку руйнування матеріалу. Деякі з них встановлюють- ся лабораторно, інші — під час проведення вип- робувань. В лабораторних умовах випробувань перед по- чатком АЕ-діагностування необхідно визначати амплітудно-частотні характеристики САЕ, що супроводжують: 1. Відшарування щебеневого включення від цементної матриці (для наведених вище випро- бувань за напружень σ1 = 0,9…1,1 МПа генеру- валися САЕ з амплітудами Amax = 9,5…12,7 у.о.). 2. Руйнування цементного каменю (для наших експериментів за напружень σ2 = 2,5…3 МПа, Amax = 10,0…37,0 у.о.). 3. Стадії руйнування бетону (наприклад, для бе- тону В-35 та описаних вище режимів відбору та обробки САЕ отримали амплітуди АЕ, приведені у табл. 4 за навантаження–стиску, R — критичні значення напружень руйнування бетону). 4. Відшарування арматури від бетону (в на- шому випадку зумовлюється напруженнями σ3 = = 220 МПа, а сигнали АЕ мають амплітуди Amax = = 10,0 у.о.). Безпосередньо на об’єкті контролю: 1. Визначити коефіцієнт заникання d пружних хвиль АЕ. У наведених вище випробуваннях він становить: для цементно-піщаної суміші 4,28…5,29 м–1; бетону В-35 1,98…244 м–1; залізо- Рис. 13. Хвильові відображення (а, в) та спектральні характеристики (б, г) характерного сигналу АЕ під час завантаження прогону 0 — 1 одним (а, б) та двома (в, г) автомобілями (ПАЕ 5) Т а б л и ц я 4. Характерні амплітуди сигналів АЕ на різних стадіях руйнування бетону Стадія руйнування Амплітуда Amax, у.о цементно- піщана суміш бетон на ще- беневій основі бетон на гравійній основі I (σ < 0,2R) 2,0 3,5 8,5 II (0,2R ≤ σ < 0,75R) 2,5 4,5 22,0 III (0,75R ≤ σ < 0,96R) 4,0 6,5 22,5 IV (σ ≥ 0,96R) 20,5 21,0 >25,0 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 23 бетону (бетону В-35) 3,29…4,47 м–1; пошкодже- ного залізобетона (бетону В-35 з наявними МТ) 5,55…6,32 м–1; за- лізобетонної труби (розміри: d = 1 м, l = 5 м, t = 0,1 м; бетону В-20) 5,04…7,59 м–1. 2. Вибрати оптимальну відстань між первин- ними перетворювачами АЕ (як показали експери- менти, для бетону В-35 вона становить Lmin = = 1,36 м, Lmax = 2,0 м) та, в залежності від мети випробувань, схему розташування хвилеводів АЕ та ПАЕ на об’єкті контролю (рис. 14). 3. Після установки ПАЕ на об’єкті контролю провести тарування чутливості вимірювальних ка- налів і оптимізувати режими вимірювань. Оп- тимізування установки ПАЕ провести згідно ме- тодики, описаної у праці [33, 35]. 4. Провести випробування. За появи сигналів АЕ під час навантаження встановити стадії роз- витку МТ у залізобетоні, виходячи із наведених методологічних засад (у наших випробуваннях процес початку макроруйнування можна охарак- теризувати параметрами — KIC = 0,364 МПа⋅м–1/2, МТ — півеліпс з осями: а = 1 мм, b = 2 мм; KIC = = 0,378 МПа⋅м–1/2, МТ — півдиск: r = 1,5 мм). 5. Після проведення випробувань скласти про- токол АЕ-діагностування, де вказати режими вимірювань та випробувань, привести отримані результати тощо. Таким чином, в результаті проведених дос- ліджень встановлено, що АЕ-діагностування еле- ментів мостових конструкцій повинно здійсню- ватись на підставі детальної оцінки фізичних особливостей їх матеріалу, які визначають як під час лабораторних досліджень, так і під час по- передніх підготовчих робіт на об’єкті контролю. Для отримання достовірної інформації необхідно використовувати найстійкіші параметри АЕ, вста- новлені методами спектрального аналізу сигналів. Изложены теоретико-экспериментальные ис- следования, проведенные с целью создания мето- дологических рекомендаций по акустико-эмис- сионному диагностированию элементов мосто- вых конструкций из бетона и железобетона. Объекты исследований — упругие волны, кото- рые возникают во время зарождения и ранних стадий развития разрушения этих материалов. Экспериментально подтверждено, что главным условием разрушения является достижение критических значений нагрузок и деформаций в локальных зонах материала, которые являются причиной разрушения отдельных компонент структуры бетона и железобетона. Показано, что ранние стадии разрушения сопровождаются возникновением и последующим развитием микротрещин, которые под действием нагру- жения переходят в макротрещины. Во время рас- пространения упругих волн АЭ в бетоне и желе- зобетоне происходит существенное изменение их параметров в результате рассеяния, дифракции и рефракции в структуре материала. Получены количественные показатели коэффициентов за- тухания, что имеет важное значение для пост- роения практических методик АЭ-диагности- рования крупногабаритных элементов конст- рукций. В итоге создан алгоритм использования ме- тодики оптимизации установления первичных пъезопреобразователей акустической эмиссии на объекте контроля и предложены практические рекомендации для проведения акустико-эмиссион- ного диагностирования крупногабаритных эле- ментов строительных конструкций. Таким обра- зом, полученные в работе результаты нацелены на решение важнейшей научно-технической за- дачи — создания методологических основ акусти- ко-эмиссионного диагностирования конструкций длительной эксплуатации, которыми являются мостовые сооружения. 1. Експлуатація і реконструкція мостів / Н. Є. Страхова, В. О. Голубєв, П. М. Ковальов та ін. / Під заг. ред. А. І. Лантуха-Лященка. — Київ: Транспортна академія Ук- раїни, 2000. — 384 с. 2. Евграфов Г. К., Богданов Н. Н. Проектирование мостов. — М.: Транспорт, 1966. — 664 с. 3. Типовые проекты сооружений на автомобильных доро- гах. — Вып. 122-62. Пролетные строения железобетон- ные сборные с натяжением прямолинейной арматуры до бетонирования, пролетами в свету: 10,0; 12,5; 15,0 и 20 м под нагрузки Н-18 и НК-80. — Союздорпроект: Киев. филиал, 1963. — 154 с. Введ. в действие с 12 апреля 1963 г. 4. Типовые проекты сооружений на автомобильных доро- гах. Вып. 122-63. Пролетные строения железобетонные сборные с натяжением прямолинейной арматуры до бе- Рис. 14. Схеми розташування первинних перетворювачів АЕ (а, б) на об’єкті контролю та один зі способів виготовлення хви- леводів АЕ (в) 24 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 тонирования, пролетами в свету: 10,0; 12,5; 15,0 и 20 м под нагрузки Н-18 и НК-80. — Союздорпроект: Киевс- кий филиал, 1963. — 154 с. Введ. в действие с 12 апреля 1963 г. 5. Сборник типовых проектов струнобетонных пролетных строений. ВТП-15. Пролетные строения из двутавровых балок пролетами 20,0 м под нагрузки Н-30 и НК-80. — Киев: Укргипродортранс, 1963. — 25 листов. Введ. в действие с 2 марта 1964 г. 6. Сборник типовых проектов струнобетонных пролетных строений. ВТП-16. Часть II. Пролетные строения из дву- тавровых балок пролетами 10,0 и 15,0 м под нагрузки Н- 30 и НК-80. — Киев: Укргипродортранс, 1963. — Листы 33-74. Введ. в действие с 2 марта 1964 г. 7. Коваль П. М. Проблема забезпечення довговічності залізобетонних балкових автодорожних мостів // Автош- ляховик України. — 2004. — № 1. — С. 29–35. 8. Экспериментальные методы исследования деформаций и напряжений. Справочное пособие / Б. С. Касаткин, А. Б. Кудрин, Л. М. Лобанов и др. — Киев: Наук. думка, 1981. — 584 с. 9. Российский В. А., Назаренко Б. П., Словинский Н. А. Примеры проектирования сборных железобетонных мостов. — М.: Научно-техническое изд-во Министерс- тва автомобильного транспорта и шоссейных дорог РСФСР, 1962. — 496 с. 10. ГОСТ 24452–80. Бетоны. Методы определения призмен- ной прочности, модуля упругости и коэффициента Пуас- сона. — Введ. в действие 01.01.1982. — М.: Изд-во стан- дартов, 1981. — 20 с. 11. Чайка Б. С. Розрахунки будівель та їх конструкцій. Ч.I. — Львів: Вид-во «Край», 1995. — 455 с. 12. Скальський В. Р., Лотоцький Ю. Л. Оцінка амплітуд сиг- налів акустичної емісії під час руйнування бетонних кубів // Фізичні методи та засоби контролю середовищ, ма- теріалів та виробів. — Львів, 2004. — Вип. 9. — С. 54–61. 13. Акустико-емісійна оцінка ранніх стадій мікротріщино- утворення в композитному матеріалі / В. Р. Скальський, О. М. Сергієнко, П. М. Коваль, Ю. Л. Лотоцький // Ма- шинознавство. — 2004. — № 5. — С. 36–40. 14. Розподіл напружень у призмі з еліпсоїдальним включен- ням за триточкового її згину / В. Р. Скальський, О. М. Сергієнко, Ю. Л. Лотоцький, П. М. Коваль // Дороги і мости. — 2005. — № 3. — С. 16–25. 15. Скальський В. Р., Лотоцький Ю. Л. Оцінка об’ємної пошкодженості бетону на різних стадіях розвитку руй- нування // Вісник Нац. ун-ту «Львівська політехніка». Теорія і практика будівництва. — 2005. — № 545. — С. 155–161. 16. Оцінка розподілу напружень за триточкового згину ізо- топної призми з еліпсоїдальним включенням / В. Р. Скальський, О. М. Сергієнко, Ю. Л. Лотоцький, Р. М. Плахтій // Вісник ЛНУ ім. І. Франка. — Сер. мех.-мат. — 2006. — Вип. 65. — С. 173–179. 17. Оценка параметров сигналов акустической эмиссии при отслоении арматуры в железобетоне / В. Р. Скальский, Л. Ю. Лотоцкий, Р. М. Плахтий, Р. И. Сулым / Тез. докл. междунар. науч.-техн. конф. «Современные проблемы и перспективы механики», Ташкент, 17–18 мая 2006 г. — Ташкент, 2006. — С. 386–388. 18. Оценка сигналов акустической эмиссии, генерируемых разрушением железобетонных балок / В. Р. Скальский, П. М. Коваль, П. М. Сташук, Ю. Л. Лотоцкий // Технич. диагностика и неразруш. контроль. — 2005. — № 3. — С. 27–30. 19. Arrington M., Evans B. M. Acoustic emission testing of high alumina cement concrete // NDT Int. — 1977. — № 7. — P. 81–87. 20. Тоmасhеvskу E. G., Drоuet A., Despreslas P. J. Recherche de la dimination de resistance en fraction du beton par detec- tion d’emission d’ondes de contrainte // J. d’Etudes sur I’Emission Acoustique. — 1975. — 17. — P. 336–360. 21. Механика разрушения и прочность материалов: Справ. пособие / Под общ. ред. В. В. Панасюка. — Т.1. Основы механики разрушения материалов // В. В. Панасюк, А. Е. Андрейкив, В. З. Партон. — Киев: Наук. думка, 1988. — 488 с. 22. Разрушение бетона и его долговечность / Е. А. Гузеев, С. Н. Леонович, А. Ф. Милованов и др. / Под ред. Е. А. Гузеева. — Минск: Редакция журнала «Тыдзень», 1997. — 170 с. 23. СН-200–62. Технические условия проектирования желе- зобетонных, автодорожных и городских мостов и труб. — М.: Полиграф объединение МПС, 1962. — 328 с. 24. Правила и указания по проектированию железобетон- ных, металлических, бетонных и каменных искусствен- ных сооружений на автомобильных дорогах. — М.: До- риздат, 1948. — 200 с. 25. ГОСТ 29167–91. Бетоны. Методы определения характе- ристик трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении. — Введ. в действие 01.07.1992 г. — М.: Изд-во стандартов, 1992. — 20 с. 26. Grosse C. U. Quantitative zerstorungsfreie Pruеfung von Ba- ustoffen mittels Schallemissionsanalyse und Ultraschall / Dissertation Universitat Stuttgart. — Stuttgart, 1996. — 168 s. 27. Koppel S. Schallemissionsanalyse zur Untersuchung von Stahlbetontragwerken / Abhandlung zur Erlangung des Ti- tels Doktor der technischen Wissenschaften. — Der Eidge- noеssischen technischen Hochschule Zuеrich, 2002. — 2002. — 184 s. 28. Ohtsu M. Acoustic emission characteristics in concrete and diagnostic applications // J. of Acoust. Emis. — 1987. — 6, № 2. — P. 99–108. 29. Berthelot J. M., Ben Souda M., Robert J. L. Study of wave attenuation in concrete // J. Mater. Res. — 1993. — 8, № 9. — P. 2344–2353. 30. ГОСТ 6482–88. Трубы железобетонные безнапорные. Введ. в действие 01.01.1990 г. — М.: Изд-во стандартов, 1989. — 54 с. 31. Типовой проект 503-7-015.90. Трубы водопропускные круглые железобетонные из длинномерных звеньев от- верстием 1,0, 1,2, 1,4, 1,6 м под автомобильные дороги. Введ. в действие 01.01.1990 г. — Воронеж: Воронежс- кий филиал ГипродорНИИ, 1989. 32. The EWAGE AE Code for acoustic emission examination of sources of discrete acoustic events // NDT Int. — 1981. — 14, № 8. — P. 181–183. 33. Скальський В. Р., Сергієнко О. М., Лотоцький Ю. Л. Ал- горитм оптимізації розташування первинних п’єзоперет- ворювачів акустичної емісії // Дороги і мости. — 2007. — № 7. — С. 184–189. 34. Скальський В. Р., Лотоцький Ю. Л. Оцінка амплітуд сиг- налів акустичної емісії під час руйнування бетонних кубів // Фізичні методи та засоби контролю середовищ, матеріалів та виробів. — 2004. — Вип. 9. — С. 54–61. 35. Назарчук З. Т., Скальський В. Р. Діагностика пошкодже- ності матеріалів і елементів конструкцій методом акус- тичної емісії // Актуальные проблемы современного ма- териаловедения. В 2-х т. — Т.2. — Киев: ИД «Академпериодика», 2008. — С. 497–527. Фіз.-мех. ін-т ім. Г. В. Карпенка, Львів Надійшла до редакції 08.05.2009 ТЕХНИЧЕСКАЯ ДИАГНОСТИКА И НЕРАЗРУШАЮЩИЙ КОНТРОЛЬ, №4,2009 25

Методологія акустико-емісійного діагностування залізобетонних елементів мостових конструкцій

Institution

Ähnliche Einträge