Вестник отделения строительных наук РААСН 2011 №15

Подождите немного. Документ загружается.

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

210

_________________________________________________________________________________________________________________

Таблица 1 – Изменение параметров диаграммы деформирования и работы разрушения

полиэфирных композитов от длительности действия 10% водного раство-

ра серной кислоты (состав 4 [6])

Время, сутки

вu

, МПа

)0(

)(

150

2962

0,06

138

2424

0,0660

0,99

128

2222

0,0675

0,95

170

116

1777

0,075

0,94

265

110

1480

0,0815

0,94

395

1270

0,0825

0,8

При действии воды на полиэфирный композит происходит адсорбционное понижение

прочности и пластификация материала. Коэффициент размягчения достигает 0,4-0,6. Однако ра-

бота разрушения практически не зависит от длительности действия воды. Следовательно, хими-

ческие реакции гидролиза полимера при нормальной температуре не играют существенной роли.

Под действием водного раствора серной кислоты работа разрушения снижается почти

на 20%. Очевидно, раствор серной кислоты снижает химическую энергию связей в полимер-

ном композите.

Анализ результатов проведенных исследований показывает, что применение модели

Бозе-Эйнштейна дает возможность получить временную зависимость прочности материалов

как от уровня действующих напряжений, температур, так и от химической активности агрес-

сивной среды; формула С.Н. Журкова является частным случаем (при С = 0) формулы (10),

которая получена теоретически; структурно чувствительный коэффициент

находится в

прямой зависимости от параметра δ

модели Леонова-Панасюка; временную зависимость

прочности (10) можно применять для оценки механизма взаимодействия материала с агрес-

сивной средой; для всестороннего анализа области и возможностей применения формулы

(10) необходимо проведение объемных экспериментальных исследований различных мате-

риалов с варьированием уровня напряжений, температуры, активности агрессивной среды.

Библиографический список

1. Журков, С.Н. Микромеханика разрушения полимеров [Текст] / С.Н. Журков,

В.С. Куксенко, А.И. Слуцкер // Проблемы прочности, 1971. – С. 45-50.

2. Журков, С.Н. Проблема прочности твердых тел [Текст] / С.В. Журков. – Вестник

АН. – СССР, 1957. – №11. – С. 78-82.

3. Манин, В.П. Физико-химическая стойкость полимерных материалов в условиях

эксплуатации [Текст] / В.П. Манин, А.Н. Громов. – Л.: Химия, 1980. – 248 с.

4. Зуев, Ю.С. Разрушение полимеров под действием агрессивных сред [Текст] /

Ю.С. Зуев. – М.: Химия, 1972. – 232 с.

5. Меламедов, И.М. Физические основы надежности [Текст] / И.М. Меламедов. – Л.:

Энергия, 1970. – 152 с.

6. Соломатов, В.И. Химическое сопротивление композиционных строительных мате-

риалов [Текст] / В.И. Соломатов, В.П. Селяев. – М.: Стройиздат, 1987. – 264 с.

7. Ржаницын, А.Р. Изгиб и сложное сопротивление прямоугольного сечения стержня

при произвольной диаграмме работы материала. В кн. Расчет тонкостенных пространственных

конструкций [Текст] / А.Р. Ржаницын. – М.: ЦНИИСК, 1964. – С. 7-23.

8. Панасюк, В.В. Предельное равновесие хрупких тел с трещинами [Текст] / В.В. Па-

насюк. – Киев: Наукова думка, 1968. – 246 с.

9. Селяев, В.П., Применение модели Бозе-Эйнштейна для анализа временной зависи-

мости прочности композиционных материалов при совместном действии агрессивных сред,

температуры и химических напряжений. Строительные материалы и изделия [Текст] /

В.П. Селяев, Л.И. Куприяшкина, О.Ю. Коровина, Е.Л. Кечуткина // Известия Вузов. Строи-

тельство. – Новосибирск. – 2010. – №8. – С. 21-27.

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

_________________________________________________________________________________________________________________

211

УДК 614.841.4:699.81

ФЕДОСОВ С.В., ИБРАГИМОВ А.М., СМИРНОВ А.Ю.

(Ивановский государственный архитектурно-строительный

университет, г. Иваново)

ВЛИЯНИЕ ВЫСОКОТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ

ПРИ ПОЖАРЕ НА КОНСТРУКЦИИ ИЗ СИЛИКАТНОГО КИРПИЧА

Данная статья является продолжением исследований [1], [2], [3], в которых были рас-

смотрены теоретические и практические аспекты вопроса влияния высокотемпературных

воздействий (во время пожара) на конструкции из силикатного кирпича.

В настоящее время вопрос влияния высоких температур на прочностные и деформа-

тивные характеристики кладки из силикатного кирпича недостаточно изучен. Поэтому дос-

товерно спрогнозировать изменение прочностных и деформативных характеристик конст-

рукции из силикатного кирпича после пожара достаточно сложно. Следствием поверхност-

ного изучения данного вопроса может быть неожиданное разрушение конструкции. В боль-

шинстве случаев визуально определить степень повреждения конструкции из силикатного

кирпича после высокотемпературного воздействия при пожаре невозможно и тогда возника-

ет необходимость инструментального обследования конструкции.

На первом этапе исследования определялась степень изменения структуры силикатного

кирпича после высокотемпературного воздействия [2]. Высокотемпературное воздействие при

пожаре было смоделировано в лабораторных условиях с помощью муфельной печи (подробно

см. [2]). Для эксперимента было отобрано семь партий кирпича: партия 1 – силикатный кир-

пич, изъятый из тела кладки; партии 2-6 – свежеизготовленный полнотелый силикатный кир-

пич, отобранный на заводе ООО «Ивановский силикатный завод» с поддонов; партия 7 –

одиннадцати пустотный. Согласно [4] была определена марка кирпича каждой партии: партия

1 – М75, партия 2 – М100, партия 3 – М125, партия 4 – М175, партия 5 – М150, партия 6 – М75,

а для партии 7 σ

сжат

составила 64 МПа. Результаты эксперимента приведены в таблице 1.

Таблица 1

Партия

До термических

испытаний

Температура

разрушения

После термических испытаний

σ,

МПа

Марка σ, МПа Марка

1 7,27 75 470 5,33 50

2 9,41 100 500 7,06 70

3 12,52 125 570 9,52 100

4 17,65 175 670 14,12 150

5 15,24 150 620 11,89 125

6 7,52 75 480 5,31 50

7 6,41 64 570 4,49 45

Кроме этого была построена дериватограмма (рисунок 1) и сфотографирована микро-

структура силикатного кирпича до и после высокотемпературного воздействия (рисунок 2).

Кривая ТГА отражает изменение массы образца, подвергающегося испытанию. Кри-

вая ДТГА отражает скорость изменения массы. Кривая ДТА определяет эндо- и экзоэффекты

(определение концентрации реагирующего компонента смеси или энтальпии химических и

физических превращений). Согласно дериватограмме при 300℃ образец теряет 10-12% веса,

при 400℃ – 14-16%, при 500℃ – 17-19%, при 600℃ – 20%. После 600℃ образец теряет в весе

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

212

_________________________________________________________________________________________________________________

на каждые 10℃ 1,5%. При достижении 960℃ наступает полная деструкция, и вес образца со-

ставляет 10% от первоначального. Из дериватограммы видно, что влага полностью была

удалена из образца при температуре 170-175℃ и ее доля составила 17-18% от первоначаль-

ного веса. Структурные изменения в силикате начинаются при температуре 418-420℃.

Рисунок 1 – Дериватограмма

ДТА, ДТГ и ТГ-диаграммы образца силикатного кирпича, изъятого из тела кладки

Т – график подъема температуры

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

_________________________________________________________________________________________________________________

213

а) б)

Рисунок 2 – Микроструктура силикатного кирпича:

а – до высокотемпературного воздействия; б – после высокотемпературного воздействия

По результатам исследования были сделаны выводы о том, что при воздействии вы-

сокой температуры (450-550℃) на силикатный кирпич связи между частицами песка стано-

вятся хрупкими, что приводит к накоплению большого количества мелких трещинок (то есть

к снижению несущей способности) и к дальнейшему разрушению силикатного кирпича

вследствие дегидратации силиката. Так же было определено, что максимальная температура

применения силикатного кирпича, регламентируемая нормами [4], справедлива лишь для си-

ликатного кирпича марки М125.

На втором этапе исследования на базе теории тепломассопереноса [5] была сформиро-

вана математическая модель нестационарного процесса теплопереноса в однослойной кирпич-

ной стене в условиях одностороннего нагрева (рисунок 3) при пожаре (подробно см. [3]).

Рисунок 3 – Внутренняя несущая стена,

подвергаемая одностороннему нагреву

Для моделирования нестационарного процесса теплопереноса принималась внутрен-

няя несущая стена первого этажа пятиэтажного кирпичного здания толщиной δ=380 мм, на

которую с двух сторон опираются плиты перекрытия. Рассматривалось возникновение и раз-

витие пожара в одном из помещений (односторонний нагрев).

Так же была определена зависимость коэффициента теплоотдачи от температуры и

построен график этой зависимости (см. рисунок 4), т.к. коэффициент теплоотдачи меняется с

увеличением температуры, к тому же теплообмен при пожаре носит сложный характер.

По результатам модельных расчетов были построены графики распределения темпе-

ратуры в теле кирпичной кладки стены толщиной 380 мм при развитии пожара (рисунок 5).

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

214

_________________________________________________________________________________________________________________

Рисунок 4 – Зависимость коэффициента теплоотдачи от температуры

Рисунок 5 – Распределение температуры в теле кирпичной кладки при развитии пожара

– критическая зона снижения несущей способности кладки, при котором возникает

вероятность обрушения плит перекрытия (покрытия).

При длине площадки опирания 120 мм глубина критической зоны составляет 39 мм

Начальная температура принималась равной 20℃ (293°К). Продолжительность высо-

котемпературного воздействия была принята 40 минут (на рис. 5 Т=2400, с=40 мин.).

Анализ графиков, представленных на рисунке 5, позволяет сделать следующие выводы:

1. При продолжительности пожара около 40 минут в кирпичной стене происходит

снижение несущей способности кладки из силикатного кирпича на глубину 33-35 мм на 30-

40%, что может привести к обрушению, так как температура превысит температуру приме-

нения силикатного кирпича 550

С (см. [8]).

2. Пожар необходимо ликвидировать в кратчайший срок, чтобы не допускать долго-

временного нагревания конструкций.

Заключительным этапом исследования стало сравнение теоретических, эксперимен-

тальных данных, полученных при лабораторных испытаниях, с данными, полученными в ре-

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

_________________________________________________________________________________________________________________

215

зультате анализа и испытаний на прочность, образцов кирпича, изъятых из стены, подвер-

женной воздействию пожара в течение 4,5 часов в реальных условиях.

По результатам исследования образцов силикатного кирпича, изъятых из стены, под-

верженной воздействию пожара в течение 4,5 часов в реальных условиях, был сделан вывод,

что снижение несущей способности силикатного кирпича происходит неравномерно по вы-

соте стены. Это связано с тем, что температура в помещении во время пожара у потолка вы-

ше, чем у пола. Результаты испытания приведены в таблице 2.

Таблица 2

Партия

Высота

от

бора

об

разца

мм

Прочность

образца

до

высо

котемпературного

воздейст

вия

МПа

Прочность

образца

до

высо

котемпературного

воздейст

вия

МПа

Снижение

прочности

образца

, %

1 3000

9,73 (

100)

4,34 55

2 2400 4,93 49

3 1800 5,79 40

4 1200 6,32 35

5 600 6,71 31

прочность

силикатного

кирпича

определенная

испытанием

образцов

отобранных

из

стены

здания

не

подвергнутой

высокотемпературному

воздействию

Предложенная математическая модель распространения температурных полей в теле

кладки из силикатного кирпича при пожаре позволяет:

1 – решить «прямую» задачу – спрогнозировать ситуацию (поведение кладки из сили-

катного кирпича) при различных параметрах развития пожара;

2 – решить «обратную» задачу – определить техническое состояние кладки (в частно-

сти ее остаточную несущую способность, глубину деструктивного разложения) после высо-

котемпературного воздействия без отбора проб кирпича из тела кладки. Основой для расчета

в этом случае являются данные пожарной экспертизы (время и температура теплового воз-

действия). Адекватность математической модели подтверждают лабораторные и натурные

испытания.

Библиографический список

1. Федосов, С.В. Пожарная ситуация в зданиях из силикатного кирпича [Текст] /

С.В. Федосов, А.М. Ибрагимов, Л.Ю. Гнедина, А.Ю. Смирнов // Строительные материалы. –

М.: ЗАО «СОРМ», 2008. – №60-61.

2. Федосов, С.В. Силикатный кирпич в условиях высокотемпературных воздействий

[Текст] / С.В. Федосов, А.М. Ибрагимов, Л.Ю. Гнедина, А.Ю. Смирнов // Строительные ма-

териалы. – М.: ЗАО «СОРМ», 2009. – №48-49.

3. Федосов, С.В. Математическая модель нестационарного процесса теплопереноса в

однослойной несущей конструкции в условиях одностороннего нагрева при пожаре [Текст] /

С.В. Федосов, А.М. Ибрагимов, Л.Ю. Гнедина, А.Ю. Смирнов // Строительные материалы. –

М.: ЗАО «СОРМ», 2009. – 2010. – №54-55.

4. ГОСТ 379-95 Кирпичи и камни силикатные. Технические условия [Текст]: Введ.

1996-07-01. – М.: Госстандарт России: Изд-во стандартов, 1995. – 12 с.

5. Федосов, С.В. Тепломассоперенос в технологических процессах строительной ин-

дустрии [Текст]: монография / С.В. Федосов. – Иваново: ИПК «ПресСто», 2010. – 364 с.

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

216

_________________________________________________________________________________________________________________

УДК 66.021.3:666.97.03

ФЕДОСОВ C.В., РУМЯНЦЕВА В.Е., КАСЬЯНЕНКО Н.С., ХРУНОВ В.А.

(Ивановский государственный архитектурно-строительный

университет, г. Иваново)

МАССОПЕРЕНОС В СИСТЕМЕ «БЕТОН – АГРЕССИВНАЯ

ЖИДКАЯ ФАЗА», ОСЛОЖНЕННЫЙ ХИМИЧЕСКОЙ

РЕАКЦИЕЙ НА ГРАНИЦЕ РАЗДЕЛА

Среди ряда задач, направленных на повышение долговечности строительных конст-

рукций и сооружений, следует выделить одну из главных – это проведение работ по нахож-

дению и применению эффективных способов и средств борьбы с коррозией бетона и железо-

бетона [1].

Бетонные и железобетонные конструкции часто выходят из строя задолго до проект-

ного срока их эксплуатации. Причина этого – коррозия бетона, которая может проявляться в

виде частичного или полного разрушения одной или нескольких их составных частей в ре-

зультате физического, химического, физико-химического или биологического воздействий

коррозионной среды или внутренних процессов в бетоне [2].

Опыт эксплуатации конструкций показывает, что бетон и железобетон по долговечно-

сти можно сравнивать с природным камнем [3]. Однако долговечность строительных конст-

рукций из бетона и железобетона, как и природных камней, зависит от вида, длительности

воздействия и степени агрессивности внешней среды, а также от химического и минералоги-

ческого состава материала, его структуры и физико-механических свойств. Поскольку при

возведении строительных конструкций из бетона и железобетона можно предопределять не-

обходимые свойства этих материалов, возможно и обеспечение высокой коррозионной стой-

кости строительных конструкций и необходимой долговечности сооружений.

Основоположником науки о коррозии бетонов является профессор В.М. Москвин, ко-

торый разделил многочисленные процессы коррозии бетона на три вида [4].

Автор рассматривает жидкостную коррозию цементных бетонов второго вида, к ней

относят процессы, при которых происходят химические взаимодействия растворенных в во-

де веществ (кислоты, магнезиальные соли) с составными частями цементного камня с обра-

зованием вследствие обменных реакций растворимых или аморфных продуктов, не обла-

дающих вяжущей способностью.

Прогнозирование долговечности бетонных и железобетонных конструкций и оценка

скорости коррозии бетона сводится к исследованию особенностей взаимодействия агрессив-

ной среды с бетоном [5], определению лимитирующих стадий коррозионного процесса, оп-

ределению параметров критического состояния бетона, получению эмпирических характери-

стик, разработке математических моделей процессов коррозии бетона.

В работах [6-8] представлены результаты по разработке математической модели про-

цессов коррозии бетона по механизму второго вида и рассмотрены случаи, когда процесс

лимитируется смешанной кинетикой внешней, внутренней диффузией и химической реакци-

ей. Настоящая работа является продолжением исследований, представленных в этих работах.

С физико-химической точки зрения коррозия второго вида включает в себя следую-

щие процессы: 1 этап – это химическое взаимодействие агрессивного вещества со свобод-

ным гидроксидом кальция на поверхности бетона; следующий этап – это диффузия гидро-

ксида кальция через пористую структуру бетона к поверхности реагирования до момента

достижения критической концентрации, при которой начинается разложение высокооснов-

ных соединений; дальше идет продвижение зоны фронта реакции гидроксида кальция внутрь

бетона с появлением продукта реакции; потом начинается проникновение агрессивного ком-

понента из раствора в пористую структуру бетона через слой продукта реакции; затем проте-

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

_________________________________________________________________________________________________________________

217

кают химические реакции разложения высокоосновных соединений цементного камня с об-

разованием растворимых или аморфных продуктов; окончательный этап – это диффузия рас-

творимых продуктов реакции к поверхности раздела фаз и массоперенос в жидкую среду.

Очень важно не только изучить химические и физические явления, но и провести мо-

делирование процесса, рассчитать его кинетику, прослеживая и просчитывая динамику. Про-

гнозирование долговечности и оценка скорости коррозии бетона сводится к исследованию

особенностей взаимодействия агрессивной среды с бетоном, определению лимитирующих

стадий коррозионного процесса. Разработка математических моделей различных стадий про-

цессов коррозии бетона позволяет с требуемой точностью рассчитать долговечность строи-

тельных конструкций, и как следствие экономически обоснованно назначать средства защи-

ты и устанавливать сроки их применения.

С точки зрения физического представления процесса можно сказать, что при коррозии

бетона второго вида на начальных стадия, когда основным «фигурантом» является гидроксид

кальция, все основные химические превращения происходят в достаточно узкой поверхностной

зоне бетонной конструкции. В работе [9] достаточно подробно описана подобная схема.

Диффузия гидроксида кальция в твердой фазе бетона – достаточно медленный процесс,

поэтому и коррозионные явления развиваются в бетоне годами, а порой и десятилетиями.

При коррозии бетона I вида, когда происходит диффузия гидроксида кальция из бето-

на в жидкую среду, реакции разложения высокоосновных соединений начинаются при дос-

тижении значения критической концентрации Са(ОН)

в пересчете на СаО равной 1,1 г/л.

При коррозии бетона II вида, осложненной химической реакцией на границе раздела фаз,

между свободным гидроксидом кальция и агрессивной средой критическое значение концен-

трации становится равным нулю. При этом задача массопереноса из диффузионно-

кинетической, контролируемой внешней и внутренней диффузией, переходит в задачу мас-

сопереноса, контролируемого внутренней диффузией и химической кинетикой [9].

Для этого случая краевая задача массопроводности может быть представлена в виде

системы уравнений:

),(

),(),(

xPo

Fox

∂

θθ

,0>

,10

≤

(1)

),(),(

xFox

θθ

(2)

),(

∂

Fox

(3)

0),(

Fox

(4)

Здесь

),(

Fox

– безразмерная концентрация переносимого компонента; δ – толщина

стенки конструкции, м;

),(

– концентрация свободного СаО в бетоне в момент времени τ в

произвольной точке с координатой x, кг СаО/кг бетона;

– начальная концентрация свобод-

ного СаО, кг СаО/кг бетона;

xx =

– относительная координата;

⋅⋅

⋅

)(

– модифи-

цированный критерий Померанцева;

δτ

⋅= kFo

– массообменный критерий Фурье; )(xq

–

мощность источника массы, обусловленная химическими превращениями, кг СаО/(м

·с); k –

коэффициент массопроводности (эффективный коэффициент диффузии), м

/с;

– плотность

бетона, кг/м

Выполнив ряд преобразований, получаем окончательное общее решение задачи мас-

сопроводности, контролируемой внутридиффузным сопротивлением и химической кинети-

кой (1)-(4):

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

218

_________________________________________________________________________________________________________________

.)12(

cos)()12(

exp

)12(

cos

)12(

cos)()12(

exp)12(

cos2

)()()(2)(2),(

ξξ

ξθ

ππ

ξξξξξξξξθξξθθ

dnPoFon

dnFonxn

dPodPoddFox

mmm













−













−−

−













−













−













−−













−+

+−+−=

∫

∑

∫

∑

∫∫∫∫

∞

(5)

В качестве примера рассмотрим частный случай, когда источник массы отсутствует, а

начальное распределение концентраций равномерное. Тогда уравнение (5) примет вид:

.)12(

cos)()12(

exp)12(

cos2),(

ξξ

ξθ

ππ

dnFonxnFox













−













−−













−=

∫

∑

∞

(6)

На рисунке 1 представлены некоторые результаты расчетов по выражению (6).

Рисунок 1 – Профили безразмерных концентраций по безразмерной координате:

Fо

: 1 – 0,01; 2 – 0,05; 3 – 0,1; 4 – 0,15; 5 – 0,2 c динамикой продвижения

величины

),(

кр

Fox

Как уже отмечалось выше, предельной концентрацией гидроксида кальция в поровой

жидкости, при которой наступает стадия начала разложения высокоосновных соединений,

является величина 1,1 г/л.

Теоретический анализ показывает, что даже в этом случае, когда химическая реакция

идет на поверхности раздела фаз «бетон – жидкость» и еще не происходит образования слоя

продуктов реакции в твердой фазе, возможно продвижение границы критической концентра-

ции вглубь конструкции.

РОССИЙСКАЯ

АКАДЕМИЯ

АРХИТЕКТУРЫ

СТРОИТЕЛЬНЫХ

НАУК

МОСКВА

–

ОРЕЛ

–

КУРСК

, 2011

_________________________________________________________________________________________________________________

219

Рисунок – 2 Динамика продвижения величины

)(

кр

На рисунке 1 приведен пример расчета, иллюстрирующий динамику процесса про-

движения величины

),(

кр

Fox

, а на рисунке 2 показано продвижение фронта критического

размера. На рисунке 2 отчетливо видно, что наибольшее изменение идет в начальный период

времени, потом изменение размера замедляется.

Библиографический список

1. Алексеев, С.Н. Долговечность железобетона в агрессивных средах [Текст] /

С.Н. Алексеев [и др.]. – М.: Стройиздат, 1990. – 320 с.

2. Иванов, Ф.М. Защита строительных конструкций промышленных зданий от корро-

зии [Текст] / под ред. Иванова Ф.М. и Савиной Ю.А. – М.: Стройиздат, 1973. – 174 с.

3. Шалимо, М.А. Защита бетонных и железобетонных конструкций от коррозии

[Текст] / М.А. Шалимо. – Минск: Высшая школа, 1986. – 200 с.

4. Москвин, В.М. Коррозия бетона [Текст] / В.М. Москвин. – М.: Госстройиздат,

1952. – 342 с.

5. Алексеев, С.Н. Коррозионная стойкость железобетонных конструкций в агрессив-

ной промышленной среде [Текст] / С.Н. Алексеев, Н.К. Розенталь. – М.: Стройиздат, 1976. –

205 с.

6. Федосов, С.В. Математическое моделирование массопереноса в процессах корро-

зии бетона второго вида [Текст] / С.В. Федосов, В.Е. Румянцева, Н.С. Касьяненко // Строи-

тельные материалы. – 2008. – №7. – C. 35-39.

7. Федосов, С.В. О некоторых проблемах математического моделирования жидкост-

ной коррозии бетона второго вида [Текст] / С.В. Федосов, В.Е. Румянцева, Н.С. Касьяненко //

Вестник отделения строительных наук выпуск. – 2009. – №13. – С. 93-101.

8. Румянцева, В.Е. О некоторых проблемах математического моделирования массо-

обменных процессов жидкостной коррозии бетонов второго вида [Текст] / В.Е. Румянцева,

С.В. Федосов, Н.Л. Федосова, Н.С. Касьяненко // Информационная среда вуза: сборник мате-

риалов ХVI международн. научн.-техн. конф. – Иваново: Иванов. гос. архит.-строит. ун-т,

2009. – С. 432-436.

9. Левеншпиль, О. Инженерное оформление химических процессов: пер. с англ.

[Текст] / О. Левеншиль. – М.: «Химия», 1963. – 621 с.