авторефераты диссертаций БЕСПЛАТНАЯ БИБЛИОТЕКА РОССИИ

КОНФЕРЕНЦИИ, КНИГИ, ПОСОБИЯ, НАУЧНЫЕ ИЗДАНИЯ

<< ГЛАВНАЯ
АГРОИНЖЕНЕРИЯ
АСТРОНОМИЯ
БЕЗОПАСНОСТЬ
БИОЛОГИЯ
ЗЕМЛЯ
ИНФОРМАТИКА
ИСКУССТВОВЕДЕНИЕ
ИСТОРИЯ
КУЛЬТУРОЛОГИЯ
МАШИНОСТРОЕНИЕ
МЕДИЦИНА
МЕТАЛЛУРГИЯ
МЕХАНИКА
ПЕДАГОГИКА
ПОЛИТИКА
ПРИБОРОСТРОЕНИЕ
ПРОДОВОЛЬСТВИЕ
ПСИХОЛОГИЯ
РАДИОТЕХНИКА
СЕЛЬСКОЕ ХОЗЯЙСТВО
СОЦИОЛОГИЯ
СТРОИТЕЛЬСТВО
ТЕХНИЧЕСКИЕ НАУКИ
ТРАНСПОРТ
ФАРМАЦЕВТИКА
ФИЗИКА
ФИЗИОЛОГИЯ
ФИЛОЛОГИЯ
ФИЛОСОФИЯ
ХИМИЯ
ЭКОНОМИКА
ЭЛЕКТРОТЕХНИКА
ЭНЕРГЕТИКА
ЮРИСПРУДЕНЦИЯ
ЯЗЫКОЗНАНИЕ
РАЗНОЕ
КОНТАКТЫ


Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 8 |

«Министерство образования и науки Российской Федерации Федеральное государственное бюджетное образовательное учреждение высшего профессионального образования «Сибирская ...»

-- [ Страница 2 ] --

Относительная износостойкость материала рабочего органа находится в линейной связи с его твёрдостью Hм [166]:

0 b H м H 0, (1.17) где 0, H0 – относительная износостойкость и твёрдость данной стали в отожжённом состоянии;

b – коэффициент, зависящий от состава стали.

Полученная в работе М.М. Хрущова диаграмма характеризует общую картину изнашивания металлов, сталей и сплавов в зависимости от их твёрдости (рис. 1.11).

Относительный износ III I II Относительный износ 1,3...1, Соотношение твердостей HМ / HА Рис. 1.11. Зависимость относительного износа от соотношения твердостей материала коронки и абразивных частиц грунта Из диаграммы видно, что при соотношении твердостей материала рабочего органа к твёрдости абразивных частиц грунта, равном 1,3…1,7, скорость изнашивания стабилизируется и не увеличивается. Данное правило позволяет качественно оценить выбор материала рабочего органа применительно к определённому типу грунта с абразивными частицами заданной твёрдости.

Важно отметить, что большинство материалов, применяемых в настоящее время для изготовления рабочих органов землеройных машин, не отвечают данному условию, что и приводит к их затуплению при прочих равных условиях.

Установлена прямая зависимость износостойкости металла от его твёрдости. С увеличением легирования стали карбидообразующими элементами эффективность её сопротивления абразивному изнашиванию повышается. При упругом контакте износостойкость металла зависит от модуля его упругости, при пластической деформации – от относительного удлинения и твёрдости, при микрорезании – от твёрдости. И.В. Крагельским предложена обобщённая зависимость удельного износа от относительного внедрения – h/R (где h – глубина внедрения абразивной частицы в материал, R – величина радиуса закругления выступов абразивных частиц грунта) [99]. Она охватывает три области: упругого оттеснения (1), пластического оттеснения (2) и микрорезания (3). При переходе из одной области в другую удельный износ может изменяться в пределах восьми порядков.

Активная разработка мёрзлых и прочных грунтов вынуждает конструкторов искать пути повышения износостойкости рабочих органов, осуществляющих эту разработку. Обычно, для этого используются износостойкие зубья, устанавливаемые на режущую кромку ковшей, отвалов, или укрепление самой кромки.

Основной задачей дальнейших исследований является межвидовая унификация конструкции рабочих органов ковшей землеройных машин для сокращения числа деталей.

Дальнейшим развитием нового решения следует признать применение составных зубьев. Зуб состоит из основания и сменной коронки. Основание зуба приваривают к козырьку (рис. 1.12).

а) б) Рис. 1.12. Составной зуб а – схема установки;

б - схема замены изношенной головной части зуба и приварки унифицированной детали;

1 козырек ковша;

2 корпус зуба;

3 соединительный палец (шпонка);

4 коронка зуба;

5 схема установки и приварки головной части зуба При деформации или изнашивании установочной части основания можно применять переходные элементы (рис. 1.12 б), привариваемые к подготовленному для сварки торцу основания.

Коронка зуба выполнена из хромоникелемолибденовой стали, благодаря чему улучшено качество поверхностей и повышена прочность.

При термообработке твердость зуба достигает примерно НВ 500, что значительно повышает его износостойкость. Кроме того, профиль зуба является самозатачивающимся, что обеспечивает достаточно эффективное заглубление даже в случае изнашивания. По данным фирмы «Интертрактор» (ФРГ) и KOMATSU (Япония), такая конструкция позволяет в 4...5 раз уменьшить расход металла.

Изнашивание зубьев и наконечников зубьев зависит не только от нагрузки, но и от характера нагружения. Уменьшить скорость изнашивания можно путем уменьшения нагрузки, частоты и характера ее изменения. В этом смысле интерес представляют работы, направленные на стабилизацию процессов нагружения.

Для изнашивания деталей строительных машин, работающих в различных климатических зонах, большое значение имеет способность сохранения пластических свойств. При различных температурах эта способность неодинакова и резко снижается в области отрицательных температур (рис. 1.13). Испытания показали, что применение материала, обладающего одновременно высокой твердостью и высокой вязкостью, обеспечивает повышение ресурса в б) а) 2...2,5 раза.

Рис. 1.13. Зависимость состояния металла от температуры:

а изменение ударной вязкости;

б изменение пластичности;

1 зона хрупкого металла;

2 зона пластичного металла В деталях строительных машин, подверженных интенсивному абразивному изнашиванию при действии динамических нагрузок, во время работы при отрицательных температурах резко снижаются пластические свойства (рис. 1.13) [170].

а) б) в) г) д) Рис. 1.14. Зависимость от температуры (в С) ударной вязкости сталей:

а 35ГЛ;

б – 40Х;

в – 0,9Г2;

г – 40Г;

д – 20Г;

1 – состояние поставки;

2 – нормализация;

3 – улучшение;

4 – отжиг Ниже показана зависимость скорости изнашивания элементов гусеничного движителя от изменения ударной вязкости материала:

0,4 0, Ударная вязкость при t = 40С, МПа Скорость изнашивания, мкм/ч 20/13,3 6,2/ Наработка, моточас 500/750 1750/ Как видно, износостойкость материалов с поверхностной твёрдостью при снижении температуры существенно снижают свою ударную вязкость. Поэтому использование данных материалов в чистом виде для изготовления коронок невозможно. Необходимы материалы, сочетающие в себе высокую твёрдость и ударную вязкость. Для создания таких материалов, вероятно, необходимо использование биметаллических или композиционных материалов.

Дальнейшие исследования процесса копания грунта вскрывают новые положения, позволяющие улучшить технологию изготовления и работоспособность. Установлено, что на структуру металла и образование волосяных трещин при литье зуба ковша экскаватора влияет характер концентрации металла. На литых зубьях (сталь Г13Л) в месте наибольшей концентрации металла (место А, рис. 1.15, а) получаются усадочные раковины, что приводит к образованию в этом месте волосяных трещин и поломкам. Изменение профиля рабочих плоскостей зуба позволило перераспределить металл в зубе (зона Б, рис. 1.15, б) и уменьшить объем металла. В результате прекратились поломки и увеличилась износостойкость [86].

б) а) Рис. 1.15. Зуб экскаватора Э- На строительстве БАМа была проверена износостойкость коронок зубьев ковшей обратных лопат, изготовленных из различных материалов. Проводились испытания коронок, изготовленных из сталей 45ХГМ, 120АГ133, ХГСНХ и 20ХГСНХ с наплавкой, а также сталей фирмы KATO (Япония). Износостойкость коронок из стали 120АГ13З при работе в скальных грунтах и коронок из стали 20ХГСНХ при работе в песчано-гравелистых грунтах была больше в 1,4 раза износостойкости стальных коронок фирмы KATO, а интенсивность изнашивания снизилась соответственно с 4,17 до 3, мм/тыс. м3 и с 5,84 до 3,42 мм/тыс. м3.

При исследовании процесса копания грунта коронкой-зубом рыхлителя было установлено, что энергоемкость процесса уменьшается, если стружку расчленить относительно стойки рыхлителя. Для этого на рабочей плоскости коронки зуба было установлено дополнительное ребро (гребень). При такой конструкции прочность и износостойкость зуба рыхлителя увеличились.

Работоспособность рабочих органов, например, ножей бульдозеров, повышается в результате применения новых методов обработки металла ножа. В Харьковском автомобильно-дорожном институте (ХАДИ) предложена новая технология изготовления ножей с применением при термообработке обжима рабочей поверхности ножа прокаткой или ударной обработкой молотом. Такой метод был проведен в лабораторных условиях. Основной фазой структуры металла после термомеханической обработки является мартенсит, в котором пластины расположены более равномерно.

Значительный интерес представляет также работы по созданию новых высокопрочных износостойких сталей. Были разработаны наконечники рыхлителей из стали 38ХС. Рыхлители с этими наконечниками разрабатывали скальный грунт VII…VIII категорий прочности. Установлено, что для сталей мартенситного класса с повышением твердости рабочей части наконечника зуба увеличивается и его износостойкость:

Твердость HRC 40 45 Относительная скорость выкрашивания 1 0,75 0, Скорость изнашивания с увеличением твердости от HRC 40 до HRC 50 уменьшилась в 2 раза.

Для поддержания ударной вязкости стали на требуемом уровне в сталь вводят никель, который повышает пластичность и ударную вязкость и одновременно снижает порог хладноломкости, что является немаловажным фактором при эксплуатации машин в районах Крайнего Севера.

Легированные конструкционные стали, применяемые в различных отраслях машиностроения для сложных условий эксплуатации, используются с заниженным резервом их износостойкости;

выбор сталей определённых марок не определяется их износостойкостью, при этом не оптимизируется их химический состав и не регламентируется перечень применяемых марок сталей.

Как износостойкий материал чаще применяют белый чугун, так как серый чугун имеет низкую износостойкость в условиях абразивного изнашивания.

Sandwik Шведская фирма разработала новый вид износостойких материалов на основе композиционного материала – карбидочугуна. По данным фирмы, срок службы подвергающихся износу элементов отвалов автогрейдеров повышается в этом случае в 5 – 10 раз по сравнению с традиционными легированными сталями [269].

Известны многочисленные предложения, связанные с легированием серых чугунов с целью повышения их износостойкости. Исследовалось влияние многих легирующих элементов на свойства и износостойкость легированных серых и белых чугунов;

лучшие результаты показали чугуны, легированные хромом, титаном, молибденом, ванадием. Однако исследования многих авторов в этой области не позволили обосновать оптимальность легирования серых чугунов и разработать наиболее перспективный сорт чугуна как износостойкого материал при абразивном изнашивании. Применительно к чугунам выявление критериев их износостойкости из числа известных характеристик механических свойств оказалось сложнее, чем для сталей и сплавов, учитывая более сложную структуру чугунов и их малоизученность в условиях абразивного изнашивания.

Выбор износостойких сталей и чугунов осложнён необходимостью одновременного совмещения в деталях их объёмной прочности и износостойкости поверхностного слоя [77, 84].

Стремление раздельно решать эти две самостоятельные задачи привело к созданию специальных наплавочных сплавов, основное назначение которых состоит в повышении износостойкости поверхностей трения или иных рабочих поверхностей, подверженных по условиям работы машин различным видам изнашивания.

Практикой применения наплавочных сплавов с целью повышения износостойкости оборудования накоплен большой опыт, а проводимые в этой области исследования позволили сделать некоторые обобщения по химическому составу наплавочных сплавов, влиянию легирующих элементов на их износостойкость и наметить наиболее целесообразные области применения сплавов на различной структурной основе.

Перечень деталей машин и оборудования, упрочняемых путём наплавления на поверхность изнашивания специальных сплавов чрезвычайно широк. Это в свою очередь привело к созданию большого перечня наплавочных сплавов, отличающихся системой легирования, но имеющих близкие по значению показатели износостойкости в условиях абразивного изнашивания. При анализе химического состава наплавочных сплавов, их твёрдости и износостойкости при абразивном изнашивании нет обоснования применения такого большого перечня наплавочных сплавов.

Спечённые твёрдые сплавы применяют для упрочнения поверхностей деталей машин, работающих в условиях сложного силового нагружения и различных видов изнашивания, главным образом абразивного. Эти сплавы во многих случаях предназначены не только для защиты от изнашивания, но и для разрушения монолитных горных пород или иного минералогического сырья.

Особенность применения этих сплавов состоит в том, что они во многих случаях, по условиям эксплуатации, способны воспринимать не только большие статические, но и динамические нагрузки. При изучении этих сплавов определилось методическое разделение при оценке их износостойкости: изнашивание при скольжении по абразиву и изнашивание при ударе. Такой подход следует считать правомерным, так как он позволяет при выборе порошковых твёрдых сплавов учитывать специфику их эксплуатации в натурных условиях.

Спечённые твёрдые сплавы являются дорогостоящими материалами, но их применение для защиты от износа не только эффективный, но часто и единственный способ повышения показателей работы оборудования.

Однако соединение спечённых сплавов с телом рабочего органа крайне ненадёжно. Как показывают многочисленные эксперименты, наработка на отказ таких конструкций не превышает 1 часа работы.

Для повышения эффективности разработки грунтов и увеличения износостойкости могут быть использованы следующие пути:

- собственно повышение износостойкости материала зуба или наконечника зуба землеройной машины;

- изменение формы рабочего органа с целью повышения износостойкости и снижения действующих сил рыхления;

- использование составных конструкций рабочих органов землеройных машин.

При повышении износостойкости конструкций зубьев и наконечников зубьев землеройных машин большинство авторов предлагает укреплять определённую часть рабочего органа износостойкими материалами [169, 182]. Методики укрепления предлагаются самые различные: наварка, использование термической обработки, методов наклёпа, износостойких накладок. Наиболее перспективным, на наш взгляд, является использование методов накладок и наварки. В работе [169] определены размеры накладок в плане, их толщина и рекомендуемые физико-механические свойства.

При изменении формы рабочих органов исследователями КИСИ и других удаётся повысить износостойкость за счёт снижения силы рыхления (деление стружки с помощью гребня) [18]. Это создаёт более благоприятные условия для работы материала, находящегося под воздействием абразивных частиц. Глубина внедрения частиц в этом случае несколько меньше, чем при других формах. Использование данного пути не исключает возможности применения новых более износостойких материалов.

При использовании составных конструкций удаётся сэкономить материал за счёт смены износившихся частей коронки или зуба. Этот путь весьма ограничен в области применения и для достаточно простых конструкций рабочих органов практически неприменим, так как ремонт коронки или зуба таким способом сравним по стоимости с новым рабочим органом.

1.4. Особенности процесса строительства асфальтобетонных покрытий с позиций термодинамической концепции их жизненного цикла Продолжительность техногенных процессов, определяющих жизненный цикл дорожного асфальтобетонного покрытия во времени можно разделить на три основных этапа: строительство покрытия;

завершение строительства и начальный период эксплуатации;

последний этап – процесс эксплуатации.

Энергетическое состояние рассматриваемых техногенных систем будем анализировать посредством аппарата термодинамических функций или, иначе, потенциалов Гиббса:

G F pV, F U T S, H U pV. Считаем, что на этапе строительства дорожного асфальтобетонного покрытия имеет место следующая кинетика изменения потенциалов Гиббса. Внутренняя энергия U асфальтобетонного покрытия на данном этапе не изменяется, сохраняется потенциал удобообрабатываемой асфальтобетонной смеси. Уменьшается величина TS: температура T – за счет остывания, энтропия S – вследствие совершенной механической работы по укладке и укатке смеси. Растет величина свободной энергии F. Не изменяется произведение pV, если считать, что изменение давлений p при строительстве покрытия обратно пропорционально изменению его объема V. Соответственно не меняется величина энтальпии H. Но возрастает энергия Гиббса G, поскольку увеличивается свободная энергия.

На этапе завершения строительства и начального периода эксплуатации в силу синергетических и инерционных свойств материал дорожного асфальтобетонного покрытия сохраняет те же кинетические тенденции, что и на этапе строительства: энтропия продолжает снижаться, обуславливая рост свободной энергии и энергии Гиббса.

На последнем этапе – процессе эксплуатации свободная энергия снижается, несмотря на постоянную подкачку диссипативной энергией в результате контакта дорожного покрытия с колесами транспортных средств. Растет величина TS, за счет возрастания энтропии, снижается величина произведения pV, вследствие уноса материала покрытия, соответственно уменьшается величина энтальпии, свободной энергии и энергии Гиббса. Описанную кинетику процессов на трех этапах жизненного цикла дорожного асфальтобетонного покрытия можно представить следующей таблицей 1.4.

Таблица 1. Кинетика процессов жизненного цикла дорожного асфальтобетонного покрытия U T S F pV H V S G Величины Этапы I этап const const const II этап const const const const III этап const – обозначение роста и убывания функции.

1.4.1. Процесс строительства дорожного асфальтобетонного покрытия В рамках первого этапа – процесса строительства имеют место необратимые процессы, приводящие к искусственному понижению энтропии. При строительстве материал покрытия необходимо рассматривать как объект далекий от равновесия из-за необратимых неравновесных процессов.

Будем рассматривать асфальтобетонное покрытие при строительстве автомобильных дорог как закрытую неизолированную систему, то есть систему, которая может обмениваться энергией с окружающей средой, но не веществом [124]. Исходя из второго закона термодинамики, изменение экстенсивной величины энтропии d S в процессе устройства асфальтобетонного покрытия и его последующего старения можно представить как сумму dS dt dS e dt dSi dt, (1.18) где dS e dt – поток энтропии, обусловленный взаимодействием с окружающей средой (external);

dS i dt – производство энтропии, вследствие процессов, протекающих внутри системы (internal);

t – время.

То есть изменение энтропии происходит в результате процессов внутри системы (производство энтропии) и на границе с внешней средой (поток энтропии). Производство энтропии в соответствии со вторым началом термодинамики неотрицательно. И. Пригожин утверждает [255], что «на поток энтропии второе начало не налагает никаких условий». Если поток энтропии отрицательный, то отдельные процессы развития системы могут проходить при общем понижении энтропии. Согласно традиционным трактовкам это означает, что в ходе развития системы неупорядоченность будет уменьшаться за счет оттока энтропии [234, 254]. Поскольку приращение энтропии, обусловленное изменениями внутри системы, никогда не имеет отрицательного значения, то уменьшение энтропии системы в процессе строительства происходит за счет того, что поток энтропии имеет отрицательный знак. Отрицательный поток энтропии создается принудительно за счет совершаемой работы и объясняется уменьшением объема асфальтобетонной смеси в процессе уплотнения, упорядочиванием формируемой текстуры, остыванием смеси. Производство же энтропии на этапе укладки и уплотнения асфальтобетонной смеси, вследствие относительной кратковременности процессов (по сравнению со сроком службы покрытия), вполне резонно считать равным нулю d Si 0. (1.19) Тогда процесс устройства асфальтобетонных покрытий описывается следующей системой уравнений [124]:

d S e 0;

(1.20) d S i 0.

Вероятность того события, что асфальтобетонная смесь самопроизвольно станет дорожным покрытием, с заданными технологическими параметрами, практически равна нулю и, чтобы достичь необходимого значения величины энтропии, необходимо принудительно снижать ее уровень. С точки зрения статистического подхода (закон возрастания энтропии – закон возрастания неупорядоченности [36, 157]) можно сделать вывод, что собственно процесс строительства – это движение системы от более вероятного состояния к менее вероятному, а процесс дальнейшего существования покрытия, наоборот, – движение от менее вероятного к более вероятному состоянию системы.

1.4.2. Рациональные технологии строительства При укладке и укатке асфальтобетонной смеси происходит ее уплотнение [317, 323]. Процесс уплотнения смеси характеризуется совершением механической работы k F j, (1.21) A j k где A – приращение механической работы (энергии);

Fj – j суммарная нагрузка, действующая на уплотняемую смесь;

– абсолютная деформация смеси;

k – количество складываемых сил.

Механическая энергия A, расходуемая на уплотнение смеси, затрачивается на преодоление сопротивления уплотнению, упорядочивание текстуры, изменение расстояния между частицами смеси, их перераспределение [105, 118]. Время утилизации полученной энергии совпадает с периодом релаксации асфальтобетонной смеси, определяемым интервалом времени, за которое напряжения в смеси при фиксированной деформации падают в заданное число раз. В случае реализации периода релаксации напряжений в асфальтобетонной смеси, при каждом последующем нагружении смесь начинает деформироваться с начального момента контакта с уплотняющим телом, а не с запаздыванием (рис. 1.16).

Запаздывание процесса деформирования происходит в том случае, когда время тратится на преодоление остаточных упругих напряжений, что имеет место при отсутствии реализации периода релаксации. Если период релаксации реализуется, то уменьшение величины абсолютной деформации при повторных нагружениях происходит по линейному закону, в противном случае этот процесс имеет нелинейную зависимость (рис. 1.17) [118].

В результате работы, производимой уплотняющим телом (механическая энергия), изменяются параметры асфальтобетонной смеси, такие как: плотность, угол внутреннего трения, сцепление, модуль упругости. При укатке, уплотнении смеси изменяется ее свободная энергия. Этим обусловлен рост модуля упругости и, как следствие, снижение приращений величины абсолютной деформации смеси при стабильных давлениях на уплотняемую поверхность.

В период очередного прохода уплотняющего агрегата, то есть при фиксированных значениях величин деформации и модуля упругости, релаксация напряжений в асфальтобетонной смеси происходит по следующему закону [117]:

0 e E t t0 tg, (1.22) где контактные напряжения, 0 (t 0 ) ;

E модуль упругости смеси;

t время;

– угол внутреннего трения;

коэффициент вязкости.

Период релаксации, согласно [283], это время, в течение которого первоначальная величина напряжений при фиксированной деформации снижается в e раз.

Рис. 1.16. Связь между величинами контактного напряжения и абсолютной деформацией асфальтобетонной смеси [113]:

процесс релаксации реализуется;

процесс релаксации не реализуется Рис. 1.17. Зависимость приращения абсолютной деформации уплотняемой асфальтобетонной смеси от числа контактов уплотняющего катка с асфальтобетонной смесью n [113]:

1 – линейная;

2 – нелинейная Будем считать также, что за время контакта вальца дорожного катка со смесью при его i-м проходе, релаксация напряжений в асфальтобетонной смеси происходит по закону (1.22).

Определим период времени, когда первоначальная величина напряжений 0 снизится в e раз (e – основание натурального логарифма), то есть e 1 0. Из формулы (1.22) получим, что искомый период релаксации определяется как t t 0 E 1 tg. (1.23) Очевидно, что при нагружении величина относительной деформации асфальтобетонной смеси, при прочих равных условиях, будет пропорциональна ее относительной плотности, то есть i i i 1 i, (1.24) где – коэффициент пропорциональности;

i 1, i – значения плотности асфальтобетонной смеси после (i–1)-го и i-го прохода уплотняющего агрегата, соответственно.

Учитывая, что i 1 i bi – показатель степени уплотняемости смеси [115], получим i (1 bi ). (1.25) Таким образом, при bi 1, i 0, когда i стремится к нормативному значению плотности асфальтобетонной смеси i принимает значения близкие к нулю, то есть процесс уплотнения практически закончен. Выбрав начальное значение показателя степени уплотняемости смеси, например, для удобоукладываемой асфальтобетонной смеси [20, 108–115], а также массу и геометрические параметры уплотняющего тела, можно смоделировать динамику процесса уплотнения, описать процесс уплотнения асфальтобетонной смеси во времени, установить влияние габаритов уплотняющего тела на процесс уплотнения. Так, по формулам (1.22) и (1.23) определяем период времени, необходимый для реализации процесса релаксации напряжений t t t 0. Зависимость коэффициента внутреннего трения от показателя степени уплотняемости смеси устанавливается по аналогии с методом, изложенным в работе [115].

Для реализации закона (1.22) необходимо выполнение условия t t, (1.26) где t – время контакта уплотняемой площадки асфальтобетонной смеси с уплотняющим телом.

Логично сделать допущение о том, что период t – величина постоянная. Это объясняется тем, что при уплотнении асфальтобетонной смеси, то есть при росте bi одновременно увеличиваются tg и E, а их отношение сохраняет постоянство [117].

По формуле (1.25) определяются соответствующие значения относительной деформации смеси.

Таким образом, возможность определения периода релаксации напряжений асфальтобетонной смеси позволяет установить рабочую скорость уплотняющего агрегата, поскольку времени контакта смеси с уплотняющим телом должно быть не меньше периода релаксации напряжений.

Под рациональной скоростью движения дорожного катка, уплотняющего асфальтобетонную смесь, будем понимать значение величины скорости, при которой реализуется период релаксации [106]. Введем обозначения: i величина абсолютной деформации уплотняемого слоя при i-м проходе уплотняющего агрегата, h начальная толщина уплотняемого слоя, R – радиус вальца, du – длина дуги АВ (рис. 3.3);

скорость движения дорожного катка, Q – вес катка, приходящийся на валец.

Учитывая тот факт, что относительная деформация слоя пропорциональна относительному уплотнению смеси, исходя из формул (1.24) и (1.25), где i рассматриваем как i i h, величину абсолютной деформации уплотняемого слоя можно записать i h (1 bi ). (1.27) Определим теперь контактные напряжения 0 Q Fдин Bdu, (1.28) где Fдин – величина динамической силы, действующей в контактной зоне du;

B – ширина вальца.

Величину Fдин, в свою очередь, получим, воспользовавшись условием сохранения количества движения (импульса). При этом считаем, что вектор силы Fдин приложен в середине контактной зоны du и направлен вертикально, то есть коллинеарен вектору Q. Это допущение объясняется тем, что только в начальный момент контакта движущегося катка со смесью вектор силы Fдин направлен горизонтально, в этот момент и происходит передача импульса, энергия которого реализуется на деформацию передней половины контактной зоны. Затем в процессе деформации асфальтобетонной смеси в контактной зоне вектор силы Fдин меняет направление, занимая в момент фиксации контактных напряжений 0 вертикальное положение.

t1 Fдин Q g, (1.29) где g – ускорение свободного падения;

t1 – время действия силового импульса. Тогда с учетом положительной проекции скорости на направление движения и того факта, что передача импульса происходит при деформации передней половины контактной зоны, величину t1 определим как t1 du 2. (1.30) Из формул (1.29) и (1.30), получим Fдин 2 2 Q gdu. (1.31) Выражение (1.28) с учетом формулы (1.31) приобретает вид 0 Q gdu 2 2 Bg 1 du 2. (1.32) Значение рациональной скорости движения дорожного катка для i-го прохода определим, применив формулу (1.23):

i du t 0 tg E i 1. (1.33) Величину E i определим как E i 0 h i. (1.34) Подставляя выражения величин i и 0 соответственно из формул (1.32) и (1.37) в формулу (1.39) и преобразуя, получим E i C D 2, (1.35) 1.

где C Q B du (1 bi )1, D 2Q B g (du ) 2 (1 bi ) Формула (1.34), после подстановки выражения (1.35) и преобразований, примет вид кубического уравнения:

D t 0i3 D dui2 (C t 0 tg ) i C du 0. (1.36) Если считать, что t 0 0, то уравнение (1.36) становится приведенным квадратным i2 pi q 0, (1.37) где p tg D du 1, q C D.

Уравнение (1.37), как известно, имеет решения, если p 2 4q 0, то есть 1 4C D 0.

tg 2 D 2 2 (du ) 2 (1.38) Приводя левую часть неравенства (1.38) к общему знаменателю и учитывая положительность последнего, получим tg 2 4CD 2 (du ) 2. (1.39) Длину дуги du из геометрических соотношений можно записать в виде du 2 R arccos (1 i R ), (1.40) или с учетом формулы (1.27) du 2 R arccos (1 R 1h (1 bi )). (1.41) Таким образом, общим аналитическим условием рациональной скорости движения дорожных катков при уплотнении асфальтобетонной смеси является уравнение (1.41). Из условий (1.36) – (1.41) следует, что значение рациональной скорости связано с комплексом физико механических свойств асфальтобетонной смеси, в котором базисным является показатель степени уплотняемости.

Полученный алгоритм позволяет определять величину рациональной скорости для любого i-го прохода уплотняющего агрегата. При росте числа проходов i и соответственно, увеличении bi растет и величина рациональной скорости i-го прохода, это можно установить из следующих формул [106]:

E 0 1 bi, (1.42) i du t 0 tg 0 1 bi 1. (1.43) Выражение (1.42) получено посредством подстановки в формулу (1.34) представления i выражением (1.27). Подставляя затем выражение (1.42) в формулу (1.33) получим зависимость (1.43). Таким образом, из вышеприведенных рассуждений следует вывод: по мере уплотнения асфальтобетонной смеси рациональная величина агрегатной скорости возрастает.

Очевидно, что увеличение скорости уплотняющего агрегата повышает производительность процесса уплотнения, снижает время остывания уплотняемой асфальтобетонной смеси [361]. Но как влияет скорость движения дорожного катка на величину контактных напряжений, которые, в свою очередь, определяют качество уплотнения? Установим это влияние.

Считаем, что дорожный каток в процессе уплотнения асфальтобетонной смеси катится без проскальзования. В этом случае мгновенный центр скоростей находится в точке A (рис. 1.18) [107]. Введем декартову систему координат с центром в точке A и рассмотрим двумерную задачу. Пусть дорожный каток перемещается с некоторой скоростью, тогда его угловая скорость определится как R 1. (1.44) Запишем уравнение поперечного сечения вальца в выбранной системе координат, оно будет иметь вид x 2 ( y R) 2 R 2. (1.45) Переходя к полярной системе координат с полюсом в точке A по формулам x cos ;

(1.46) y sin, получим уравнение (1.45) в форме 2R sin, (1.47) где и – полярный радиус и угол.

При описании точек зоны контакта дуги AB полярный радиус будет изменяться в пределах 0 AB, (1.48) где AB – длина вектора AB ;

а полярный угол соответственно в пределах 0 1, (1.49) здесь угол 1 образован лучом AB и горизонталью (см. рис. 1.18). Найдем угол 1 из условий:

AB sin 1 1;

(1.50) AB 2 R sin 1.

Отсюда получим, что величина угла 1 равна:

1 arcsin 2 R. (1.51) Учитывая, что величина скорости в точках зоны контакта дуги AB распределена по закону, (1.52) проинтегрировав эту величину по дуге AB, получим, что суммарная скорость с учетом формулы (3.30) приобретает вид d d 2 1 cos 1. (1.53) AB Или, применяя известное математическое соотношение cos arcsin x 1 x 2 и формулу (1.51), запишем выражение (1.53) в виде 2 1 1 2 R.

(1.54) Применим закон изменения количества движения (импульса) в зоне контакта, согласно которому F t 1 m, (1.55) где m – масса дорожного катка;

t – время контакта дуги AB с уплотняемой поверхностью при скорости движения ;

F – суммарное усилие, действующее на зону контакта при уплотнении.

Рис. 1.18. Расчетная схема для определения влияния скорости движения катка на величину контактных напряжений [102]:

скорости точек катка в зоне контакта;

абсолютная деформация уплотняемого слоя;

R – радиус вальца;

O – центр поперечного сечения вальца (ось вальца) Исходя из расчетной схемы (см. рис. 1.18), определим t :

t 1 arccos 1 R 1 R arccos 1 R. (1.56) Тогда формула (1.55) с учетом формулы (1.54) приобретает вид F 2m 2 1 1 2 R R arccos 1 R 1. (1.57) Поделив суммарное усилие F на площадь контакта с учетом ширины полосы уплотнения B, получим среднюю величину контактного напряжения в виде [123] ср 2m 2 1 1 2 R BR 2 arccos 2 1 R. (1.58) Полученная формула устанавливает зависимость среднего контактного напряжения от величины скорости движения катка. Как следует из формулы (3.41) имеет место квадратичная зависимость между величиной контактных напряжений и скоростью уплотняющего агрегата. Значит, повышение рассматриваемой скорости позитивно сказывается на росте контактных напряжений. В то же время, эта скорость ограничена сверху условием реализации периода релаксации асфальтобетонной смеси – величиной рациональной скорости i.

В работе [111] было получено аналитическое выражение величины энергии, необходимой для укладки асфальтобетонной смеси на заданную площадь укладки 2 1 2 3 3 B L l (sin tg cos ) [(1 b 3 ) / (1 b )], (1.59) W 0,75 0 1 a 0 где – скорость движения агрегата;

b1 0 1 1 – показатель степени уплотняемости смеси, 0 – начальная плотность смеси, 1 – плотность смеси после прохода агрегата, 0 – угол внешнего трения смеси;

Ba, L – ширина и длина укладываемого слоя;

l, – длина и угол атаки рабочего органа.

энергетической функции W при фиксированном Анализ значении скорости движения показал [106], что W имеет квазилинейный характер возрастания на интервале b1 (0;

0,75).

Значения функции W существенно зависят от значений b1 и 0. В том случае, когда условный минимум энергетической функции W отсутствует (или находится за пределами области ее определения), под минимумом энергозатрат операции укладки следует понимать те значения энергетической функции W, которые соответствуют верхней границе квазилинейности ее возрастания. За этой границей зависимость функции W от b1 и 0 становится нелинейной.

В результате анализа экспериментальных исследований [109, 115, 116] процесса укладки асфальтобетонной смеси и ее последующего уплотнения удалось подметить следующую закономерность: для удобоукладываемой асфальтобетонной смеси процесс ее уплотнения значительно менее энергоемкий, чем тот же процесс для неудобоукладываемой смеси. Сопоставление указанной закономерности с характером зависимости (1.59) энергетической функции W от показателя степени уплотняемости b1 и угла внешнего трения 0 дает возможность выдвинуть научную гипотезу: в процессе уплотнения удобоукладываемой асфальтобетонной смеси зависимость величины энергетической функции от показателя степени уплотняемости и угла внешнего трения носит квазилинейный характер. Математически гипотезу можно интерпретировать так.

Пусть W f (b1, 0 ) – закон изменения энергетической функции (рис.

1.19), где b1 и 0 – величины показателя степени уплотняемости и угла внешнего трения, соответственно.

Рис. 1.19. Зависимость энергетической функции W от показателя степени уплотняемости b и угла внешнего трения 0 для: 1 – удобоукладываемой и 2 – неудобоукладываемой асфальтобетонной смеси [108] Тогда приращение энергетической функции W запишется в виде [120] W W ( 0 уд ) 0, (1.60) W dW (b1 уд )b b здесь b1 уд и 0 уд – значения показателя степени уплотняемости и угла внешнего трения, соответствующие удобоукладываемой асфальтобетонной смеси.

Следовательно, под удобоуплотняемой понимается такая смесь, уплотнение которой сопровождается квазилинейным характером возрастания энергетической функции. Очевидно, что удобоукладываемость асфальтобетонной смеси обеспечивается выполнением требований к изготовлению и транспортировке. Тогда как удобоуплотняемость асфальтобетонной смеси предполагает наличие таких технологических операций по ее уплотнению, которые бы обеспечивали качество покрытия при минимальных энергозатратах.

Причем, говорить об удобоуплотняемости можно лишь тогда, когда смесь заведомо удобоукладываемая. Принцип обеспечения удобообрабатываемости асфальтобетонной смеси подразумевает возможность сочетания параметров технологических операций укладки и уплотнения, соответствующих минимуму энергетической функции [120]. Встает вопрос о выборе таких параметров технологической операции уплотнения асфальтобетонной смеси, реализация которых обеспечивает квазилинейность энергетической функции. Одним из важных параметров технологической операций уплотнения является рациональная скорость движения дорожного катка.

Используя зависимость энергетической функции от технологических, физико-механических свойств смеси и кинематических параметров процесса [113], можно теоретически определить энергоемкость процесса уплотнения до заданной величины коэффициента уплотнения Kу. То есть определить, какое количество энергии потребуется для уплотнения удобоукладываемой асфальтобетонной смеси до нормативной плотности.

Как показано выше, получено аналитическое условие (1.36) – (1.41) рациональной скорости движения дорожных катков при уплотнении асфальтобетонной смеси, то есть скорости, при которой реализуется период релаксации уплотняемой смеси. Были установлены зависимости между такими важными технологическими показателями, как: временем релаксации и углом внутреннего трения, абсолютной и относительной деформациями, модулем упругости смеси, контактными напряжениями, деформацией, показателем степени уплотняемости смеси и другими величинами. Полученные закономерности позволяют разработать алгоритм определения параметров процесса уплотнения асфальтобетонной смеси, при котором достигается высокое качество покрытия, а энергозатраты минимальны. В ряде работ [119, 248, 249, 357, 363] доказано, что обеспечение релаксации смеси в процессе ее уплотнения как раз и дает возможность достигнуть этих двух важнейших показателей:

качества покрытия и наименьшей энергоемкости процесса уплотнения смеси. Приходим к выводу, что реализация рациональной скорости движения катков при уплотнении смеси позволит достигнуть указанных показателей.

Итак, величина скорости движения катков при уплотнении асфальтобетонной смеси в алгоритме – рациональная ( p ).

Тогда величину производительности процесса уплотнения определим как n П Пi, (1.61) i где П i – производительность уплотнения при i-м проходе, которую, в свою очередь, запишем:

П i Bi i pi, (1.62) Здесь Bi, i, pi – ширина вальца, абсолютная деформация смеси и скорость движения дорожного катка при i-м проходе, соответственно.

Величина энергии, затраченная на весь процесс уплотнения, определяется следующими выражениями:

n W Wi, (1.63) i Wi 0i Bi i Li, (1.64) где 0i, Li – контактные напряжения и длина i-го прохода, соответственно.

Выражение (1.63), с учетом формулы (1.64) и величины рациональной скорости, представим в виде [113] n W 0i Bi i pi t i, (1.65) i где t i – время (продолжительность) i-го прохода.

Зададимся базисным параметром, характеризующим физико механическое состояние смеси, в качестве такого параметра можно выбрать, например, величину абсолютной деформации, модуль упругости или показатель степени уплотняемости. В самом деле, как показано в работе [117], все эти величины взаимосвязаны. Учитывая тот факт, что величина показателя степени уплотняемости играет важную роль при определении удобоукладываемости асфальтобетонной смеси, а как известно, операция укладки предшествует операции уплотнения, остановимся на показателе степени уплотняемости смеси bi.

Применяя формулы (1.27) и (1.29) и выражая модуль упругости через величину bi, получим E i 0 (1 bi )1.

(1.66) Воспользовавшись формулой (1.34), получим для i-го прохода i h (1 bi ). (1.67) Время (продолжительность) t i прохода определим как отношение величины Li, которую можно считать константой к величине pi, то есть t i Li pi. (1.68) Величина pi, являясь решением уравнения (1.62), также выражается через bi. В свою очередь, как показано выше E i C i Di p, (1.69) i где Ci и Di – величины, зависящие от bi. Тогда из формулы (1.66) получим зависимость 0i также от величины bi 0i Ei (1 bi ). (1.70) Наконец, связь величин Bi и bi найдем, воспользовавшись формулами (1.34) и (1.43) B g (du ) 2, (1.71) 0i Qi gdu i 2 p i i i du i 2 Ri arccos 1 h (1 bi ) Ri1, (1.72) где Ri – радиус вальца;

du i – длина дуги окружности вальца, которая погружена в смесь при контакте;

Qi – вес катка, приходящийся на валец.

Действительно, установив, например, зависимость между величинами абсолютной деформации и контактных напряжений в режиме нагрузка-разгрузка, при соблюдении релаксационного периода для данного типа смеси можно, реализуя полученные здесь зависимости, определить технологические параметры процесса уплотнения, энергоемкость уплотнения при каждом проходе катка, а также энергоемкость операции уплотнения в целом.

В результате исследования делаем вывод, что величину энергии, затрачиваемую на весь процесс уплотнения, можно представить как энергетическую функцию одной переменной bi, например, W=W(bi).

Это позволяет разработать алгоритм определения технологических показателей процесса уплотнения асфальтобетонной смеси, отвечающих условию минимизации энергозатрат [121].

С другой стороны, величину энергии, затрачиваемую на уплотнение асфальтобетонной смеси в процессе i-го прохода можно представить как сумму потенциальной Win и кинетической Wik энергий, соответственно:

Win mg k в du i 1 i Li, (1.73) Wik mg f Li, (1.74) где f – коэффициент сцепления;

– коэффициент сопротивления качению;

k в – число вальцов. То есть Wi mg Li i k в du i 1 f. (1.75) Приравнивая правые части выражений (1.69) и (1.70), получим функциональную зависимость величин контактных напряжений в виде 0i mg Bi i 1 i k в dui 1 f. (1.76) Разрешая зависимость (1.76) относительно величины абсолютной деформации i, получим mg f k в du i. (1.77) i 0i Bi k в du i mg Формула (1.77) позволяет, с учетом зависимости (1.72), представлять энергетическую функцию W так же, как функцию W=W(i).

2. КОНТАКТНАЯ СРЕДА КАК ОБЪЕКТ ВОЗДЕЙСТВИЯ 2.1. Мерзлые грунты По своим физико-механическим свойствам грунты различают [79, 323] по: признакам петрографии и условий залегания, физического состояния, содержащейся в них воды и механическим свойствам. К признакам петрографии относятся минеральный состав, структура и текстура грунтов. Признаки физического состояния включают гранулометрический состав, пористость, влажность, плотность, температуру, теплопроводность, а также разрыхляемость при разработке и уплотняемость после укладки. К признакам зависимости от содержащейся воды относятся пластичность, размокаемость, набухаемость, водонепроницаемость и липкость.

Признаками механических свойств грунтов являются: сцепление, сопротивление сжатию, растяжению, сдвигу, резанию, копанию, внешнему и внутреннему трению, а также абразивность и несущая способность.

Признаки грунтов, отражающие их свойства, связаны между собой и в большей или меньшей степени влияют на рабочий процесс машин для земляных работ.

Частицы грунтов имеют различную форму и связаны между собой силами, действующими в результате физических, химических и механических факторов. Поэтому прочность и деформативность грунтов определяются прежде всего свойствами слагающих частиц и связями между ними. При этом следует учитывать разнородность грунтов. Вследствие различия по крупности, форме, прочности их связей разрушение протекает сложным путем. После того как давление на грунт достигает некоторой критической величины, связи разрушаются не сразу по всей зоне действия нагрузки, а постепенно.

Цементные пленки разрушаются вначале там, где их прочность минимальна, а напряжения наибольшие, в результате чего появляются микротрещины, выделяющие элементы грунта той или иной формы и величины. При повышении давления эти элементы дробятся далее.

При промерзании талых грунтов формируется особая морозная текстура, которая может быть [323]:

- массивной, когда вся вода в грунте находится в виде льда цемента;

- слоистой, при которой встречаются ледяные включения преимущественно в виде параллельных льдообразных слоёв;

- сетчатой, когда ледяные включения образуют более или менее правильную пространственную сетку.

В соответствии с определением, предложенным академиком Н.А. Цытовичем [323], «мёрзлыми грунтами, мёрзлыми породами и мёрзлыми почвами мы будем называть грунты и другие горные породы, почвы и другие дисперсные материалы, имеющие отрицательную или нулевую температуру, в которых хотя бы часть воды замёрзла, то есть превратилась в лёд, цементируя минеральные частицы». В естественных условиях основными компонентами четырёхфазной структуры мёрзлых грунтов являются твёрдые минеральные частицы, лёд, вода и газообразные включения в виде паров и газов.

По связи льда с минеральным скелетом мёрзлые грунты (вечномёрзлые, сезонномёрзлые и кратковременномёрзлые) разделяют на твёрдые, пластичные и сыпучие. Последнее состояние характерно для крупнообломочных и грубодисперсных грунтов при незначительной влажности.

Твёрдомёрзлые грунты характеризуются практической несжимаемостью и хрупким разрушением. Пластичномёрзлые грунты обладают вязкими свойствами и способны сжиматься под нагрузками (за счёт высокого процента незамёрзшей воды). Например, у пылеватого песка, содержащего 6,69 % глинистых частиц, при температуре -14 °С остается 6,62 % незамерзшей воды;

в жирной монтморрилонитовой глине при той же температуре содержится 54, % незамёрзшей воды.

С состоянием воды в замёрзших грунтах связны их другие особые свойства. В частности, кроме значительного увеличения механической прочности, замерзшие глинистые грунты отличаются развитием пластических деформаций под действием нагрузки, а также пучинностью.

Степень спаянности минеральных частиц льдом оценивается объёмной льдистостью, по величине которой грунты подразделяются на:

- слабольдистые (содержание льда менее 25 % );

- льдистые ( содержание льда от 25 до 50 % );

- сильнольдистые (содержание льда более 50 % ).

Льдистость, содержание незамёршей воды и характер приложения внешних нагрузок определяют способность мёрзлого грунта разрушаться как хрупкое или пластичное тело.

Основными компонентами, которые существенно влияют на механическую прочность мёрзлого грунта, являются минеральные час тицы и связующий их лёд.

Твёрдые частицы составляют систему минеральных зёрен, являющихся обломками горных пород, величиной от нескольких сантиметров до сотых и тысячных долей миллиметра. Свойства твёрдых частиц зависят от их крупности и формы, а также вида минерала. Эти частицы обладают очень высокой прочностью.

Отличительной особенностью грунтов является механическая неоднородность. Последнее обусловлено тем, что прочность минеральных частиц значительно превосходит прочность связей между ними.

Мёрзлые грунты относятся к телам с ярко выраженными реологическими свойствами: в частном случае, изменение со временем напряжений и деформаций.

Наличие льда и незамёрзшей воды резко снижает сопротивляемость мёрзлых грунтов различным деформациям при длительном воздействии внешних нагрузок. Предельнодлительная прочность в 5 - 10 раз меньше условно-мгновенной прочности.

Реологические свойства мёрзлых грунтов, характеризующиеся упруговязкопластичными деформациями, проявляются в таких явлениях, как ползучесть (рост деформации во времени при постоянной нагрузке) и релаксация (снижение напряжений при постоянной скорости деформации).

В зонах повышенных напряжений нарушается основной принцип механики мёрзлых грунтов – динамическое равновесие между незамёрзшей водой и льдом (последний на границах контакта минеральных частиц плавится, а образующаяся при этом вода перемещается в зоны пониженных напряжений, где возможна её кристаллизация).

Прочность мёрзлых грунтов определяет величину усилия рыхления и, естественно, усилия воздействия от рабочего органа на грунт и абразивные частицы в нём. В свою очередь, от усилия на абразивные частицы зависит глубина их внедрения в материал рабочих органов и интенсивность изнашивания последних.

Прочность мерзлых грунтов, являющихся сложными многокомпонентными системами, обусловлена не только их составом, но и строением. В зависимости от расположения компонентов в грунтах формируются различного рода связи. Свойства твёрдых минеральных частиц, образующих скелет грунта, и газообразных компонентов с понижением температуры изменяется незначительно.

Часть воды при отрицательных температурах превращается в лёд.

Цементационные связи между кристаллами льда и частицами минерального скелета осуществляются через плёнки незамёрзшей воды, обволакивающей частицы скелета и ледяные кристаллы. Эти связи меняются с изменением внешнего воздействия и понижением температуры, вызывая нестабильность свойств мёрзлого грунта, прочность которого различным силовым воздействиям увеличивается с понижением температуры [150].

Сопротивляемость мёрзлых грунтов разрушению различными способами определяется такими параметрами, как: плотность, влажность, температура, льдистость, механическая прочность, внешняя нагрузка, прочность смерзания, минерализация, упругие, электрические, теплофизические, термореологические и другие.

Характер деформации мерзлого грунта на некотором этапе нагружения определяется величиной внешней нагрузки, а также его физическим состоянием. При этом могут иметь место как упругие, так и пластические деформации. Упругие свойства мерзлого грунта характеризуются модулем упругости и коэффициентом Пуассона. По данным Н. А. Цытовича, величина модуля упругости с понижением температуры возрастает примерно линейно.


Способность мерзлых грунтов к пластическим деформациям зависит от их гранулометрического состава. Наибольшими пластическими деформациями обладают глинистые грунты, наименьшими – песчаные. С понижением температуры величина удельного давления, при котором имеют место пластические деформации, возрастает.

Изучение поведения мерзлых грунтов под нагрузками приводит к выводу, что временное сопротивление мерзлого грунта сжатию увеличивается с понижением его отрицательной температуры.

Временное сопротивление мерзлого грунта сжатию изменяется в зависимости от влажности, причем имеет место максимум, близко соответствующий полному заполнению пустот грунта льдом. При дальнейшем повышении влажности сопротивление сжатию уменьшается.

Опыты показали, что временное сопротивление мерзлого грунта сжатию при одной и той же температуре и влажности увеличивается с ростом количества жестких зерен в мерзлом грунте.

Исследование сопротивления мерзлого грунта сдвигу выявило его зависимость от температуры. Влияние влажности на усилия сдвига сказывается не так резко, как температура, причем их наибольшая величина получается при максимальной влагоёмкости. Влияние механического состава на сопротивление мерзлых грунтов сдвигу не значительно.

Опытов по определению сопротивления мерзлого грунта растяжению, судя по имеющимся данным, проведено меньше, однако результаты, полученные А.Н, Зелениным, говорят, что сопротивление растяжению возрастает с понижением отрицательной температуры [131].

Таким образом, наибольшее сопротивление мёрзлые грунты оказывают сжатию. Сопротивление сдвигу составляет 30 - 40 %, а сопротивление разрыву – 20 - 35 % от сопротивления сжатию.

К основным характеристикам мёрзлого грунта, определяющим их прочностные свойства, можно отнести температуру, влажность, плотность и гранулометрический состав.

В зависимости от температуры изменение прочности и сопротивления резанию грунта с достаточной точностью аппроксимируется степенной функцией [59]:

Atn, (2.1) где А – параметр, зависящий от вида разрушения;

t – абсолютное значение отрицательной температуры, °С;

n – показатель степени (n = 0,19…0,5).

С увеличением влажности удельное сопротивление разрушению мёрзлых грунтов возрастает до максимального значения, соответствующего влажности, близкой к полному заполнению пор льдом (участок ОА) (рис. 2.1).

c A ( min ) A1 ( B Е c л 76 O Рис. 2.1. Зависимость прочности мёрзлого грунта на сжатие от суммарной влажности по массе:

1 полное влагонасыщение;

2 неполное влагонасыщение Дальнейшее увлажнение снижает величину сопротивления разрушению, которая будет стремиться к величине сопротивления разрушения чистого льда при данной температуре (АВ). На участке ВЕ прочность льда выше прочности грунта.

Более обоснованным по физическому смыслу является сопоставление прочности мёрзлых грунтов с их относительной объёмной влажностью, зависящей от содержания влаги и плотности скелета грунта. При разрушении мёрзлых грунтов любым механическим способом разрушаются льдоцементные связи. Поэтому прочность должна зависеть от соотношения объемов влаги и скелета A D B E л A C O2 F O Vв V V1 V2 1, V4 V (рис. 2.2).

Рис. 2.2. Общий характер зависимости сопротивления грунта различным видам разрушения от объёмной влажности Для мерзлых грунтов различной дисперсности зависимость (V) изображается двумя типами. Для песков и супесей, в которых практически вся влага переходит в лед при температуре 0° С, данная зависимость имеет вид кривой 1.

Для суглинков и глин, содержащих значительное количество незамерзшей воды при относительно небольших отрицательных температурах, график (V) представлен кривой 2.

Прочность грунтов первого типа при определенных значениях влажности может превосходить прочность льда л (участок DА1В), достигая максимума при V1…V2=0,3…0,4. При большей влажности прочность вначале становится ниже прочности л, а затем возрастает (участок СЕ) до л при V = 1. Участок от начала координат до точки О1 соответствует прочности грунта в сухом состоянии.

Зависимость (V) для суглинков и глин отличается от рассмотренной выше зависимости тем, что их прочность л при V 1. Максимум прочности мёрзлых глин и суглинков выражен менее явно, чем для песков и супесей, но также распространяется в интервале V = 0,3…0,4. При V Vн прочность в значительной мере зависит от сцепления и других факторов, определяющих природу прочности этих грунтов в незамёрзшем состоянии. Поэтому на участке О2F изменение прочности связано с увеличением влажности от 0 до Vн по существу в незамёрзшем грунте.

Увеличение прочности и сопротивления резанию с ростом объёмной влажности до 0,3…0,4 происходит за счёт увеличения порового льда-цемента. Определённую роль при этом играет рост жёсткости скелета за счёт увеличения плотности, сопровождающего рост влагосодержания до определённого значения.

Уменьшение прочности с ростом объёмной влажности свыше 0,3…0,4 связано с нарушением структуры грунта образующимися прослойками и линзами ледяных включений, снижением плотности скелета и уменьшением прочности порового льда из-за увеличения размеров его зёрен-кристаллов.

Существенное снижение прочности происходит при V 0,6, когда исчезает контакт между грунтовыми частицами, приводящий к уменьшению трения между ними при деформациях, предшествующих разрушению. При V 0,6 прочность грунта приближается к прочности чистого льда и может стать ниже л примерно на 10 %. Причиной наличия участка ВСЕ, где л, является увеличение скольжения по границам зёрен при смеси льда с небольшим объёмом грунтовых частиц.

В диапазоне V3…V4 = 0,7…0,8 прочность всех видов грунтов становится примерно одинаковой, так как здесь доминирует прочность льда.

Прочностные свойства мёрзлого грунта существенным образом влияют на контактное взаимодействие твёрдых частиц грунта с рабочим органом.

Из всех рассмотренных выше свойств грунта особый интерес представляет его сжимаемость. Сжимаемость – это способность грунта изменять свой объем под действием давления.

Сжимаемость грунта определялась как отношение начального значения плотности грунта 0 к текущему значению плотности при фиксированных значениях нагрузки:

. (2.2) В Сжимаемость в представленной ниже математической модели будет выступать мерой изменения плотности грунта под действием внешней нагрузки (усилия воздействия рабочего органа), что обосновывает выбор реологической модели мерзлого грунта как однокомпонентной пластически сжимаемой среды.

В процессе рыхления статическими рыхлителями происходит отделение грунта от массива и разрыхление до степени, обеспечивающей его дальнейшее транспортирование. После прохода рыхлителя в грунте образуется прорезь трапециевидной формы, в которой выделяют три зоны: зону вдавливания, зону сжатия и зону развала грунта. В работах [47, 301] указывается на то, что геометрия рабочего органа влияет на величину скола грунта и изменение удельного сопротивления резанию в зонах разрушения. Например, известно, что при одинаковых по площади сечениях стружек Fс потребуются меньшие усилия для резания грунта стружкой большей ширины l и меньшей глубины h.

В зонах вдавливания и сжатия происходит блокированное резание грунта. В этих зонах происходит сжатие грунта перед отделением его от массива и его вдавливание в дно и боковые стенки прорези. Размер зоны вдавливания грунта в процессе рыхления не изменяется, однако увеличивается по мере изнашивания наконечника.

В зоне сжатия в результате увеличения давления на грунт происходит отделение крупных элементов массива грунта. Для отделения мерзлого грунта от массива необходимо создать в грунте давления, превосходящие по величине предельное значение напряжения сжатия грунта сж. В этом случае необходимо обеспечить высокие прочностные свойства рабочего органа.

После скола крупный элемент перемещается по поверхности рабочего органа вверх и в сторону, а сопротивление рыхлению резко уменьшается. При дальнейшем движении рыхлителя, до образования последующего крупного элемента, от массива откалываются более мелкие элементы грунта. Затем сопротивление вновь достигает наибольшего значения и происходит скалывание следующего крупного элемента грунта.

Скалывание элементов стружки отражается в динамограммах, на которых видно, что к моменту скола усилие достигает своего максимального значения, а сразу после скалывания резко уменьшается. Затем усилие возрастает при сжатии следующего элемента стружки. Частота возникновения максимальной нагрузки на рабочий орган рыхлителя зависит от физико-механических свойств грунта, глубины, скорости рыхления и геометрических параметров рабочего органа.

Таким образом, характер взаимодействия рабочего органа с грунтом имеет пространственный характер. Следовательно, для более полной картины описания протекания процесса резания грунта, определения величины сопротивления грунта разработке необходимо рассматривать этот процесс в трехмерном пространстве.

2.2. Аппарат математического моделирования процесса промерзания- оттаивания грунтов Прогноз возможного состояния, деформаций и показателей водно-теплового режима дорожных конструкций требует выполнения теплотехнических расчетов промерзания и оттаивания грунта.

Направленное регулирование водно-теплового режима дорожных конструкций позволяет добиться сезонной стабильности деформационных и прочностных характеристик грунтов в зависимости от температуры и влажности и является одним из наиболее эффективных путей обеспечения прочности и долговечности дорожных конструкций.

Основным аппаратом, применяемым для математического моделирования процессов промерзания – оттаивания грунтов, являются следующие фундаментальные законы и уравнения.


Закон Фурье:

q grad (T ), (2.3) где q – плотность теплового потока (количество переносимой энергии);

grad(T) – градиент температур;

T – температура;

– коэффициент теплопроводности;

вектор градиента T T T grad (T ),,. (2.4) x y z Иначе, используя оператор Гамильтона,,, вектор x y z градиента температур можно записать grad(T ) T, (2.5) а закон Фурье представить как q T. (2.6) Уравнение теплопроводности:

Ti i Ti, (2.7) C i t где C – объемная теплоемкость;

i – обозначения грунтовых слоев;

t – время.

Выражение (2.7) можно записать также в виде Ti ai Ti, (2.8) t 2 2 где – оператор Лапласа;

x, y, z – метрические x y z координаты;

ai i – коэффициент температуропроводности i-го C i слоя грунта.

Граничные условия, прежде всего на границах фазовых переходов, обычно представляются одной из форм условия Стефана [319] dV i Ti i 1 Ti 1 dS W, (2.9) dt S где S – поверхность границы фазового перехода;

– удельная (скрытая) теплота плавления льда;

W – влажность грунта;

V – объем зоны фазового перехода, и начальными условиями Ti Ti 1 0. (2.10) В общем случае уравнения переноса тепла в надпочвенном покрове, слое сезонного промерзания (деятельном слое) и многолетнемерзлой толще, если тепло переносится посредством теплопроводности, запишутся в виде [311] TП П TП ;

(2.11) C П t TД Д TД ;

(2.12) C Д t TМ М TМ. (2.13) C М t На границе оттаивания Д TД М TМ dS W dV ;

(2.14) dt S TД TМ 0, (2.15) где П, Д, М – индексы величин, характеризующие напочвенный, деятельный и многолетнемерзлый слои соответственно.

В задачах, исследующих процессы теплообмена, как правило, известными предполагаются следующие параметры:

– температура воздуха, скорость ветра, мощность и плотность снежного покрова (климатические параметры);

– затрата тепла на испарение, радиационный баланс поверхности, коэффициент турбулентного обмена;

– скрытая (латентная) теплота фазовых переходов воды (льда), коэффициенты тепло- и температуропроводности, объемная теплоемкость (теплофизические свойства грунта);

– зависимость количества незамерзшей влаги в мерзлых грунтах от температуры.

Решениями поставленной задачи являются такие зависимости и величины, как:

– изменение температуры грунта на подошве деятельного слоя;

– глубина слоя годовых нулевых амплитуд;

– зависимость температуры от глубины слоя годовых нулевых амплитуд;

– динамика процессов промерзания – оттаивания и мощность деятельного слоя.

Для решения задач с фазовыми переходами часто применяют метод Лейбензона [191], заключающийся в том, что нестационарный процесс теплообмена представляется последовательной сменой стационарных состояний.

Анализ методов решения рассматриваемых уравнений показывает, что получаемые решения весьма чувствительны к краевым условиям задачи. Последнее обстоятельство позволяет высказать гипотезу о принадлежности задач, моделирующих процессы промерзания – оттаивания грунтов, к объектам нелинейной науки [253].

В условиях установившегося режима теплового процесса, в частности, одномерного кондуктивного теплообмена, дифференциальное уравнение (2.3) при наличии источников и стоков p(x), распределенных в исследуемой зоне, имеет вид T x x p x 0. (2.16) x В результате интегрирования выражения (2.16) получаем следующее распределение температуры по глубине рассматриваемых грунтов T2 1 H p x dx dx, (2.17) T x 0 T где граничные условия при x=0, T=T1;

при x=H, T=T2.

В том случае, когда (x)==const;

p(x)=p=const, уравнение (2.16) принимает более простой вид T p 0. (2.18) x x После интегрирования с учетом граничных условий получим формулу, описывающую распределение температуры грунтов при наличии равномерно распределенных источников (или стоков) тепла:

1 1 1 p x 2 T2 T1 pH 2 x T1. (2.19) T 2 H При наличии источников (или стоков) тепла температурное поле грунтов (2.19) является нелинейным.

При отсутствии источников (или стоков), то есть при q=0, из выражения (2.19) получается линейное температурное поле T2 T1 x T1. (2.20) T H Формулы (2.19) и (2.20) позволяют определить распределение температуры грунтов по глубине при их заданной мощности.

Из формулы (2.19) следует также, что знание градиента температуры грунтов при x=H определяется как T pH T2 T. (2.21) x / x H 2 H Рассмотрим также в режиме одномерного теплового процесса уравнение теплопроводности (2.7). В ряде случаев это уравнение имеет квадратурные решения. Например, математическая формулировка задачи имеет вид 2T T a 2 ;

x ;

t x T(x, 0) = T0;

T(, t) = T1;

T(, t) = T0;

0 t, где 0 – const.

В данном случае имеется квадратурное решение [319]:

T0 T1 x, (2.22) T T0 erfc 0 2 at erfc 2 a 2 e t dt (рис. 2.3);

U – аргумент.

где erfcU Если 0 t рассматривать как координату подвижной границы фазовых переходов грунтов, то дифференцируя выражение (2.22) по x, находим плотность теплового потока q q к этой границе x=:

T0 T1 exp 0. (2.23) q at 2 a erfc 0 2 a Рис. 2.3. График функции erfc(U) Таким образом, при описании тепловых процессов математический аппарат закона Фурье и уравнения теплопроводности взаимосвязаны и взаимодополняемы.

Рассмотренный аппарат математического моделирования тепловых процессов, имеющих место при промерзании – протаивании грунтов, является достаточно полным.

2.3. Асфальтобетонные покрытия Возможность использования асфальтового материала для строительных целей была известна с давнего времени. Как установлено археологическими раскопками, стабилизирующее действие минеральной муки на свойства битума было известно свыше двух тысяч лет назад. Однако до двадцатого столетия применение асфальтового материала основывалось лишь на данных многолетнего опыта, практической интуиции.

В 1913 г. П. В. Сахаров писал [284]: «Асфальтовым бетоном называется монолитный материал, состоящий из каменного остова, сцепленного асфальтовым вяжущим веществом». В свою очередь, «асфальтовое вяжущее вещество есть смесь асфальтового битума с очень мелким минеральным порошком – асфальтирующей добавкой.

Каменный остов в асфальтовом бетоне составляется из щебня или гравия (а иногда из смеси щебня и гравия) и из песка». П. В. Сахаров уделял особое внимание формированию асфальтового вяжущего вещества (искусственный аналог природного асфальта) под влиянием структурообразующих процессов, которые возникают на поверхности минерального порошка с момента объединения его с расплавленным битумом. Стремление подчеркнуть доминирующее влияние основных физико-химических процессов формирования «бинарной» части асфальтобетона находит выражение в том, что он считал возможным в отдельных случаях перейти к так называемому ступенчатому способу изготовления асфальтобетона, то есть выделению производства асфальтового вяжущего вещества.

В 20-х годах прошлого века американские исследователи считали, что асфальтобетон является механической смесью его составляющих – щебня, песка, минерального порошка и битума. Так, Р. Рейнер (Reiner) в 1928 г. отмечал (перевод И. А. Рыбьева) [284]:

«Асфальтовый бетон представляет собой смесь из шлитта, высевок, песка и каменного порошка, составленную с минимальным количеством пустот, которая затем высушивается, нагревается до 150–200°С и смешивается с горяче-жидким битумом в такой пропорции, чтобы битум как раз только заполнил пустоты минеральной массы». В конце тридцатых годов прошлого века взгляд на структуру асфальтобетона сильно изменился. Прежде полагали, что достаточно подобрать плотный минеральный скелет, обладающий минимумом пустот, и добавить к нему битум в количестве, необходимом для заполнения этих оставшихся пустот, и уложенная асфальтобетонная смесь будет обладать высоким качеством, будет температурно- и водоустойчива, пластична и достаточно прочна.

Однако практика строительства асфальтобетонных покрытий с начала 30-х годов показала, что это не совсем так. Зачастую асфальтобетон из смеси, подобранной по существующим правилам, после укладки на дороге быстро разрушался. Так, сроки службы асфальтобетонных покрытий в Москве и Ленинграде иногда исчислялись месяцами, хотя лабораторные испытания взятых образцов из покрытия соответствовали установленным нормам. Поскольку срок службы асфальтобетонного покрытия является наиболее важной его характеристикой, необходимо было установить, от чего зависит долговечность покрытия. Проведенная к тому времени отечественная и зарубежная научно-исследовательская работа, а также теоретические соображения позволили установить, что долговечность асфальтобетонных покрытий зависит от двух факторов [28, 29, 136, 225]: свойств материалов, входящих в состав асфальтобетонной смеси, и структуры асфальтобетонной смеси и асфальтобетона в уплотненном состоянии. Структура асфальтобетона определяется, прежде всего, его составом, поэтому важно подобрать требуемый состав, то есть решить вопрос о соотношении имеющихся составных материалов в смеси. Вопросу подбора состава асфальтобетонной смеси, обеспечивающего наилучшее соотношение ее составных частей, уделялось и уделяется большое внимание. Исследованиями в области подбора составов асфальтобетонной смеси одни из первых в Советском Союзе занимались: П. В. Сахаров, Н. Н. Иванов, В. В.

Михайлов;

в Соединенных Штатах: C. Ричардсон (Richardson), К.

Хэбборд (Habbord), В. Эбертс (Aberts).

Также необходимо отметить, что наибольшему обсуждению подвергался вопрос дозировки битума в асфальтовой смеси. Многие исследователи рассматривают прочность и долговечность асфальтобетонных покрытий, главным образом, в зависимости от свойств и количества битума в асфальтобетоне [28, 29, 194, 278]. В этом отношении при определении необходимого количества битума отдельные исследователи указывают, что действие битума сводится исключительно к связыванию частиц, и как только битум образует более толстые слои между зернами минеральной смеси, изолируя их друг от друга, ему приходится работать в качестве несущей составной части;

для битума как для нежесткого пластичного тела эти функции неприемлемы [194 – 196]. C. Ричардсон, В. Эбертс и другие также считали, что количество битума следует подбирать строго по остаточной пористости в минеральной смеси, с тем, чтобы слой битума, окружающий отдельные минеральные зерна, не изолировал их, а лишь связывал. В результате наблюдений за состоянием асфальтобетонных покрытий на протяжении десяти лет К. Хэбборд приходит к следующим выводам [225]:

– чем больше в смеси битума, тем долговечнее покрытие;

– количество битума ограничивается процентным содержанием пустот в уплотненном минеральном остове;

– желательная прочность может быть достигнута при относительно высоком содержании пустот в минеральном остове, но большая долговечность обеспечивается исключительно низким содержанием пустот в смеси.

Физико-механические свойства асфальтобетонных смесей и асфальтобетонов, которые предопределяют эксплуатационные качества и долговечность дорожных асфальтобетонных покрытий, способность сопротивляться деформациям и разрушению под воздействием внешних сил и факторов среды, зависят от состава и структуры материала. Основной задачей исследований в области технологии асфальтобетона является, в первую очередь, изучение факторов, определяющих формирование той или иной структуры и разработка методов регулирования процессов структурообразования в необходимом направлении для придания асфальтовым материалам заданных свойств. В работах М. И. Волкова, В. М. Смирнова, И. М.

Борща [39, 40, 53, 54] предлагается различать следующие виды структур: макроструктура асфальтобетона, определяемая составом зерен щебеночного каркаса, связанного в монолит структурированным асфальтовым раствором;

мезоструктура асфальтового раствора – состав, размер и форма зерен песка, связанных между собой асфальтовяжущим веществом, и, наконец, микроструктура битума в смеси с минеральным порошком – определяется составом и характером структуры битума, в формировании микроструктуры значительное место принадлежит дисперсному минеральному материалу (наиболее мелкой части песчаной составляющей и минерального порошка).

По современным представлениям в асфальтовых материалах сложные процессы структурообразования возникают с момента объединения минеральных составляющих с битумом [92, 283]. В начале эти процессы протекают наиболее энергично, а затем постепенно замедляются [288]. В зависимости от состава и свойств, сформировавшихся на начальном этапе структурных связей, при определенных воздействиях окружающей среды, в них могут возникнуть процессы, существенно изменяющие состояние этих связей, и, следовательно, свойства асфальтобетона. Технология производства асфальтобетона включает этапы выбора материалов и их количественного соотношения, последовательности их дозировки, соблюдения температурного режима и характера перемешивания, укладки и уплотнения асфальтобетонных смесей [282]. Основная задача данной технологии это создание наиболее благоприятных условий формирования структуры материала, которые бы обеспечили получение асфальтобетона заданных, устойчивых во времени, свойств.

Как отмечает В. А. Золотарев [133, 134], результаты изучения особенностей формирования структуры асфальтобетона показывают, что рациональным путем повышения его долговечности является направленное регулирование свойств контакта путем правильного учета и изменения характеристик битума, а также интенсификация процессов взаимодействия с помощью различных физико-химических методов. Такой подход требует тщательного изучения битумов, в частности их реологических свойств. Реологические особенности битумов непосредственно сказываются на процессах деформирования асфальтобетона, придавая им релаксационный характер.

Одной из причин старения и преждевременного разрушения дорожных покрытий является не всегда высокое качество нефтяного битума. И. М. Руденская приводит список причин разрушения асфальтобетонных покрытий, связанных с качеством битума [278].

Опыт применения битумов и исследование их структуры и свойств позволили А. С. Колбановской, В. В. Михайлову и другим показать [158], что при различных температурах битумы могут находиться в трех различных реологических состояниях: упругохрупком, эластично-пластичном и вязкотекучем.

В. Л. Чернявский и В. К. Жданюк период службы битума в асфальтобетоне условно разделяют на два этапа [326]. Первый этап характеризуется упрочнением структуры битума. При этом возрастает его вязкость, следствием чего оказывается повышение прочности и модуля упругости асфальтобетона, улучшается адгезия битума к поверхности заполнителя. Авторы утверждают, что вследствие этих обстоятельств повышается коррозионная стойкость асфальтобетонного покрытия. Второй этап – старение битума. Он связан с переходом битумных пленок на минеральной поверхности в стеклообразное состояние сначала при пониженных, а со временем и при умеренных температурах, что негативно влияет на трещиностойкость асфальтобетона. В дальнейшем, особенно при достаточно высоком содержании смол и масел в составе битума, наступает этап адаптивности, когда трещины в асфальтобетоне достаточно интенсивно «залечиваются» в летний период эксплуатации. По существу, масла и смолы в составе битума являются ресурсом адаптивности асфальтобетона по отношению к внешней среде. Механизм реализации этого ресурса обеспечивается способностью компонентов проявлять пластические свойства при повышенных температурах.

Следует отметить, что свойство приспособляемости асфальтобетона к условиям эксплуатационной среды в технической литературе нередко упоминается в связи с «самозалечиванием трещин», «доуплотнением под нагрузкой движущегося автомобильного транспорта», «упрочнением под влиянием эксплуатационных факторов» [11, 61, 162, 359]. Экспериментально установленное возрастание предела прочности при растяжении водонасышенных асфальтобетонов в результате влияния начальных циклов замораживания-оттаивания было трактовано как следствие адаптации структуры асфальтобетона к низкотемпературным эксплуатационным условиям. Примером адаптивной изменчивости асфальтобетона в дорожных покрытиях может служить появление на их поверхности поперечных трещин в зимний период эксплуатации и их устранение под колесами движущегося транспорта в летний период.

Современная теория рассматривает асфальтобетон состоящим из двух структурных составляющих [282, 283]: минерального остова (заполнителя), образованного относительно крупными каменными составляющими (песком, щебнем или гравием), и асфальтовяжущего, состоящего из битума и минерального порошка. Асфальтовяжущее скрепляет остов в монолит. Минеральный порошок (наполнитель) считается, таким образом, не участвующим в образовании минерального остова. Основное его назначение в асфальтобетоне – изменять структуру вяжущего за счет своей наиболее развитой поверхности, повышая тем самым механические свойства асфальтовяжущего. Такое разделение минеральной части в зависимости от крупности составляющих ее частиц и соответственно выполняемой ими роли (на наполнитель и заполнитель) является характерной чертой всех современных воззрений на структуру асфальтобетона. Важнейшая роль в управлении свойствами асфальтобетона отводится асфальтовяжущему. И. А. Рыбьев считает [285, 286], что прочность асфальтобетона во всех случаях может составлять лишь некоторую долю от прочности асфальтовяжущих при оптимальном содержании в них битума. Зависит же это содержание, а также достигаемые при этом свойства асфальтовяжущих, главным образом, от величины и активности поверхности используемых наполнителей. Подбор состава асфальтовяжущих, согласно рекомендациям теории И. А. Рыбьева [287] и В. И. Соломатова [305], должен предшествовать назначению других составляющих асфальтобетона.

Приоритетное внимание, уделяемое минеральному порошку и соответственно асфальтовяжущему при регулировании качества асфальтобетона, основывается на представлениях о несоизмеримо более высокой поверхности наполнителя по сравнению с заполнителем [289]. Считается, что на долю минерального порошка приходится 85–95% поверхности всей минеральной части асфальтобетона. Поэтому поверхностью крупных каменных составляющих обычно даже пренебрегают, характеризуя, в частности, среднюю толщину битумных пленок и в асфальтовяжущих, и в асфальтобетонах в целом по соотношению в них битума и порошка (Б/П). Наиболее широкое распространение применительно к асфальтобетону получили представления [69, 92], что отличие их свойств (в частности, прочности) от асфальтовяжущих оптимальной структуры обусловлено, прежде всего, превышением в первых средней толщины битумных пленок над оптимальной, характерной для вторых. Соответственно и прочностные, и деформативные свойства асфальтобетона связываются при постоянном качестве вяжущего с соотношением в них Б/П. Величина этого соотношения выступает в качестве главного фактора управления качеством асфальтобетона.

Необходимо отметить, что примерно до начала 60-х годов прошлого века были широко распространены представления об участии порошка в образовании минерального остова асфальтобетона (М. И. Волков, И. М. Борщ, В. М. Смирнов и др. [53, 54]). На этих положениях основываются и действующие нормативные документы.

К началу 40-х годов в результате многих исследований было замечено, что чем тоньше помол минерального порошка, то есть чем большей поверхностью в единице объема он обладает, тем большее укрепляющее влияние он оказывает на битум. Отсюда был сделан вывод, что на вязкость битума влияют в какой-то степени и химический состав и площадь поверхности зерен минерального порошка. На этом основании ряд исследователей начинают рассматривать асфальтобетон как коллоидную систему или, во всяком случае, как систему, приближающуюся к коллоидной [30, 194].



Pages:     | 1 || 3 | 4 |   ...   | 8 |
 





 
© 2013 www.libed.ru - «Бесплатная библиотека научно-практических конференций»

Материалы этого сайта размещены для ознакомления, все права принадлежат их авторам.
Если Вы не согласны с тем, что Ваш материал размещён на этом сайте, пожалуйста, напишите нам, мы в течении 1-2 рабочих дней удалим его.