Министерство транспортного строительства

ТРУДЫ СОЮЗДОРНИИ

УПЛОТНЕНИЕ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА И КОНСТРУКТИВНЫХ СЛОЕВ ДОРОЖНЫХ ОДЕЖД

Москва 1980

Содержание

Редакционная коллегия: канд. техн. наук Б.С. Марышев (отв. ред.), докт. техн. наук И.Е. Евгеньев, канд. техн. наук Ю.М. Васильев (заместители отв. ред.), инж. И.Н. Глуховцев (отв. секретарь), кандидаты технических наук Б.М. Слепая, М.П. Костельов, М.А. Либерман, инж. Е.И. Эппель (члены редколлегии)

ПРЕДИСЛОВИЕ

В настоящем сборнике представлены работы, выполненные за последние годы Союздорнии, его Ленинградским филиалом, ЛПИ им. М.И. Калинина и другими научными организациями по обеспечению норм плотности грунтов и дальнейшему совершенствованию технологии и средств механизации работ по уплотнению. В сборнике помещены результаты теоретических и экспериментальных исследований процессов уплотнения грунтов земляного полотна и дорожно-строительных материалов в основаниях и покрытиях автомобильных дорог.

На основе изучения особенностей взаимодействия рабочих органов машин с уплотняемым материалом дается обоснование оптимальных параметров и режимов уплотнения различных видов грунтов, укрепленных материалов и асфальтобетонных смесей.

Приводится анализ современного состояния и перспектив развития теории и практики уплотнения, рассматриваются особенности технологии и организации работ по уплотнению при скоростном строительстве автомобильных дорог, уплотнение укрепленных грунтов при раздельном и комбинированном воздействии нагрузок различного вида, уплотнение как резерв экономии вяжущих материалов, уплотнение в стесненных условиях, обеспечение ровности дорожных одежд в процессе уплотнения.

Сборник предназначен для инженерно-технических работников, проектирующих и осуществляющих технологию и организацию строительства автомобильных дорог, а так же для научных сотрудников, конструкторов и технологов, разрабатывающих новые более совершенные средства механизации и технологические приемы уплотнения различных материалов.

Все замечания и пожелания просьба направлять по адресу: 143900, Балашиха-6 Московской обл., Союздорнии

Зам. директора Союздорнии

кандидат технических наук Б.С. Марышев

I. УПЛОТНЕНИЕ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА И ОСНОВАНИЙ ДОРОЖНЫХ ОДЕЖД

СОВРЕМЕННОЕ СОСТОЯНИЕ И ПЕРСПЕКТИВЫ РАЗВИТИЯ ПРОБЛЕМЫ УПЛОТНЕНИЯ ГРУНТОВ

Ю.М. ВАСИЛЬЕВ

(Ленинградский филиал Союздорнии)

В современных условиях в связи с повышением требований к прочности и ровности покрытий автомобильных дорог возрастают требования к стабильности земляного полотна. За последние 20-25 лет удельная стоимость земляного полотна в общей стоимости дороги повысилась с 6-12 % до 16-26 %. Деформации земляного полотна, вызванные его недостаточной стабильностью, протекают длительное время и служат одной из основных причин деформаций покрытия, а в отдельных случаях и его разрушения.

Наиболее характерный вид деформаций покрытий при недостаточно стабильном земляном полотне - ухудшение ровности в процессе эксплуатации дорог. Установлена прямая зависимость между плотностью грунта и ровностью покрытия (рис. 1).

На восстановление деформированных участков дорог затрачиваются значительные средства. Известны случаи значительных разрушений дорожных покрытий, вызванных недоуплотнением грунтов. Так, в V дорожно-климатической зоне на одном из участков дороги, построенной в 1969 г., сразу после ее ввода в эксплуатацию на покрытии образовались сетка трещин и местные просадки. В дальнейшем деформации продолжали интенсивно развиваться, и потребовался капитальный ремонт всего участка (20 км). Результаты обследования этого участка показали, что плотность грунта земляного полотна составляла 80-87 % стандартной и только в самом верхнем слое (0-20 см от поверхности земляного полотна ) была равна 97-106 %.

Рис. 1. Зависимость ровности покрытия от степени уплотнения грунтов земляного полотна:
о - участки без деформаций;  - участки без разрушений покрытия;  - участки с разрушенным покрытием

Вероятно, недоуплотнение земляного полотна явилось основной причиной разрушения дороги.

Очевидно, что в районах с неблагоприятными гидрогеологическими и погодными условиями при недоуплотнении грунта разрушения дорожных конструкций могут проявляться в большей мере. Таким образом, уплотнение грунта в современных условиях строительства является основным технологическим процессом при сооружении стабильного земляного полотна. При этом стабильность земляного полотна необходимо обеспечить в условиях скоростного строительства, что, безусловно, предъявляет новые требования к уплотняющей технике и к технологии уплотнения грунтов.

Основным критерием стабильности земляного полотна является плотность грунтов. В последние годы разработаны обоснованные требования к плотности грунтов земляного полотна, выполнение которых обеспечивает необходимую его работоспособность в условиях действия нагрузок от автомобильного транспорта и погодно-климатических факторов.

Требования к плотности грунта разработаны на основе физической теории стабильности грунтов при комплексном воздействии внешних нагрузок и других факторов, рассматривающей грунты как кристаллические тела и грубодисперсные коллоидные системы. Физико-механические свойства грунтов определяются внутренней (связанной) энергией кристаллических частиц и поверхностной (свободной) энергией, образующейся на поверхности неорганических частиц вследствие энергетической неуравновешенности поверхностного слоя вещества. В общем случае изменение энергии системы происходит за счет работы, получаемой извне, т.е. для деформирования грунта необходимо затратить определенную работу грунтоуплотняющих машин. В то же время данная система может изменять свою энергию за счет работы против внешних воздействий, например, движущихся по дороге автомобилей, процессов замерзания и т.д. Установлено, что каждому значению внешней нагрузки соответствует определенная величина массы (плотности) грунта, энергии которого достаточно для того, чтобы грунт деформировался только обратимо.

Требования к плотности грунта учитываются при комплексном проектировании земляного полотна и дорожной одежды, поэтому нормы плотности дифференцированы в зависимости от категории дорог, вида земляного сооружения и дорожно-климатических зон.

В настоящее время величина требуемого коэффициента уплотнения К_у для разных условий принята 0,95-1,0 стандартной плотности. Следует обратить внимание на то, что нормами предусмотрен минимальный коэффициент уплотнения. Только в тех случаях, когда плотность грунта не ниже требуемой, можно ожидать, что земляное полотно будет стабильным и в нем практически будут отсутствовать деформации консолидации. Нормам и допускается отклонение фактического К_у от требуемого в меньшую сторону не более чем в 10 % контрольных проб и не более чем на 0,04 от абсолютной величины требуемого коэффициента уплотнения. В этом случае качество работ по уплотнению оценивается удовлетворительно. Однако при строительстве дорог I-II категорий не следует допускать отклонения фактической плотности от требуемой в меньшую сторону.

В последние годы исследуется возможность и целесообразность повышения требований к плотности грунта. Так, если уплотнить грунт до К_у = 1,05¸1,10, его расчетный модуль увеличится почти в 1,5-2 раза по сравнению с грунтом с К_у = 1,0; соответственно общая толщина дорожной одежды может быть уменьшена на 30-40 %. В связи с тем, что стоимость дорожной одежды составляет 50-70 % общей стоимости дороги, а затраты на уплотнение - 1,5-2,5 %, очевидна явная экономическая целесообразность уплотнения грунта до повышенной плотности по сравнению с действующими нормами. Однако для этого необходимо значительно увеличить работу грунтоуплотняющих машин тяжелого типа: примерно в 3-5 раз при уплотнении связных грунтов до К_у = 1,05 и в 5-8 раз - при уплотнении грунта до К_у = 1,10. Кроме того, не все грунтоуплотняющие машины по своим техническим возможностям, прежде всего по величине давления на контакте "уплотняющий рабочий орган машины-грунт" (рис. 2), могут обеспечить уплотнение грунта до той или иной плотности, в том числе - выше стандартной (см. рис. 2, заштрихованные участки). Основное же требование к грунтам (которые можно назвать грунтами повышенной плотности), заключается в том, что их применение возможно только при условии сохранения достигнутой плотности грунта в процессе эксплуатации дороги. В противном случае, как показали исследования, в результате процессов увлажнения-высыхания, набухания-усадки, замерзания-оттаивания грунты разуплотняются и дорожная одежда деформируется.

Рис. 2. Зависимость требуемого давления на грунт при уплотнении рабочим органом машины и требуемой толщины дорожной одежды от степени уплотнения грунта

Анализ теоретических закономерностей физической теории стабильности земляного полотна позволил разработать некоторые предложения по развитию уплотняющей техники. Из рис. 2 видно, что с увеличением степени уплотнения грунта можно уменьшить толщину дорожной одежды. Так, при К_у = 1,1 толщина дорожной одежды составляет 70-80 % расчетной (К_у = 1,0); при К_у = 1,3 - 20 %; при достижении большей плотности практически можно обеспечить проезд грунтоуплотняющих машин без дорожной одежды (при наличии защитного покрытия). Однако из графика также видно, что для уплотнения грунта до К_у = 1,1 напряжение на контакте "уплотняющий рабочий орган машины-грунт" должно быть примерно в 2 раза выше, чем при уплотнении грунта в оптимальных условиях (К_у = 1,0). При этом подразумевается, что естественная влажность грунта должна быть соответственно меньше оптимальной. При уплотнении грунта до К_у = 1,3 напряжение на контакте "рабочий орган машины-грунт" должно быть в 30-50 раз выше, чем при уплотнении в оптимальных условиях. Влажность связного грунта должна быть меньше оптимальной. Поскольку существующие грунтоуплотняющие машины, включая их некоторые перспективные типы, по своим техническим параметрам не могут развивать напряжения на контакте "рабочий орган-грунт" более 2-8 МПа, уплотнение грунта до К_у =1,1¸1,2 маловероятно в ближайшем будущем.

В настоящее время уплотнение грунтов осуществляется до К_у = 0,95¸1,02 (см. рис. 2, зона I). Проводятся опытно-производственные работы по использованию грунтов повышенной плотности с К_у = 1,02¸1,10 (см. рис. 2, зона II). При этом применяют грунтоуплотняющие машины только тяжелого типа (кулачковые и решетчатые катки, тяжелые виброкатки и катки на пневматических шинах массой до 100 т; трамбующие машины). Исследуются возможности по уплотнению грунтов до плотности с К_у = 1,1¸1,3 (см. рис. 2, зона III). Перспективными являются комплексные методы укрепления грунтов: механическое уплотнение в сочетании с химическим закреплением грунтов, а также сочетание механических условий, например, с энергией взрыва или иными способами воздействия на дискретный материал.

Основное внимание необходимо уделять повышению эффективности работы существующих грунтоуплотняющих машин. При этом, учитывая незначительные затраты на уплотнение грунта по сравнению с общими затратами на строительство дороги и большое влияние качества уплотнения на ее работоспособность, следует повышать расходы на уплотнение, которые окупятся в процессе эксплуатации дороги. Необходимо, чтобы производители работ осознали важность данного элемента технологического процесса строительства и необходимость качественного уплотнения грунта при строительстве современной дороги.

Важным фактором, обеспечивающим требуемую производительность машин, является их правильный выбор применительно к конкретным условиям. Учитываются характер объекта (линейные или сосредоточенные работы, время года и т.п.), физико-механические свойства грунтов и др. Основной критерий, которым руководствуются при выборе оптимального варианта, - возможность достижения требуемой плотности при наименьшей стоимости уплотнения и необходимой производительности машин.

В настоящее время основной объем работ по уплотнению (до 80-85 %) выполняется различного рода катками, остальные работы - трамбующими машинами и виброплитами. Вместе с тем правильный выбор уплотняющих средств применительно к условиям работы и определяет их рентабельность. Катки на пневматических шинах уплотняют преимущественно связные и малосвязные мелкодисперсные грунты оптимальной влажности как в летних, так и в зимних условиях. Однако такими катками можно уплотнять слои относительно небольшой толщины, причем их применение рентабельно при длине захваток более 100-150 м.

Применение кулачковых катков рентабельно при уплотнении рыхлых связных (непереувлажненных) грунтов, грунтов с включениями крупных обломков пород и т.п. Решетчатые катки являются универсальными машинами, пригодными для уплотнения всех разновидностей грунтов (за исключением переувлажненных связных), в том числе крупнообломочных грунтов, грунтов с включением мерзлых комьев и сухих грунтов. Применение этих катков рентабельно при широком фронте работ.

Машины трамбующего действия наиболее универсальны и способны уплотнять любые грунты слоями большой толщины как в летних, так и в зимних условиях. Однако их работа примерно в 2 раза дороже работы катков. Кроме того, техническое исполнение трамбующих машин еще не обеспечивает их стабильной работы.

Вибрационные машины уплотняют преимущественно несвязные и малосвязные грунты.

Следующее направление в повышении производительности грунтоуплотняющих машин заключается в создании универсальных машин, способных рентабельно работать в различных условиях. Производительность уплотняющих машин может быть увеличена путем повышения их скорости и увеличения массы, правильного конструирования рабочего органа и т.д. В этой связи следует отметить работы, выполнявшиеся в 1960 г. Ленинградским филиалом Союздорнии в сотрудничестве с дорожниками Латвии. Были созданы серии грунтоуплотняющих машин: прицепные секционные катки массой 36,6 т на пневматических шинах, обеспечивающие возможность уплотнения связных грунтов слоями 40-45 см, производительностью 1200-1500 м³ в смену; самоходные катки на пневматических шинах с регулируемым давлением воздуха в них от 0,2 до 0,9 МПа, производительностью 1000-1200 м³ в смену; прицепные решетчатые катки массой 28 т, обеспечивающие уплотнение практически всех грунтов на глубину до 50 см при производительности 1200-1400 м в смену, и комбинированные прицепные катки производительностью 1200-1500 м³ в смену, которые объединяют достоинства решетчатых катков в катков на пневматических шинах.

Повысить эффективность работы катков на пневматических шинах возможно путем установки на них специальных шин. Исследования показали, что катки со специальными шинами с давлением воздуха в них до 0,8 МПа позволяют в 1,3-1,5 раза увеличить толщину уплотняемого слоя грунта и обеспечить К_у = 1,03, на 20-30 % увеличить производительность катков по сравнению с катками, на которых установлены серийные шины общего назначения.

Для качественного уплотнения грунтов, особенно при скоростном строительстве, следует применять на объекте не одиночные машины, а комплекты уплотняющих машин, например, решетчатый каток и каток на пневматических шинах и т.д. При этом производительность отряда уплотняющих машин должна быть по крайней мере в 1,3-1,5 раза выше расчетной для данного объема земляных работ. Кроме того, следует иметь в виду, что расчетная производительность уплотняющей машины, указываемая в техническом паспорте, определена для случая уплотнения грунта слоем оптимальной толщины до К_у = 0,95, поэтому при уплотнении грунта до более высокой плотности производительность уплотняющей машины оказывается меньше расчетной.

Вместе с определенными достижениями в области уплотнения грунтов земляного полотна следует отметить, что результаты исследовательских работ не отвечают в достаточной мере требованиям производства. Существуют проблемы, которые требуют ускоренной проработки для обеспечения производства практическими рекомендациями. В частности, недостаточно освещены вопросы уплотнения грунта в условиях скоростного строительства, в зимних и других особых условиях, уплотнения грунтов пониженной влажности и переувлажненных и т.д.

На современном этапе необходимы проведение исследований и конструкторских работ по совершенствованию уплотняющей техники; разработка принципиально новых уплотняющих машин; быстрейшая разработка, изготовление и внедрение приборов для оперативной оценки стабильности земляного полотна.

О ДИФФЕРЕНЦИРОВАНИИ ТРЕБОВАНИЙ К ПЛОТНОСТИ ГРУНТОВ ЗЕМЛЯНОГО ПОЛОТНА

И.Е. ЕВГЕНЬЕВ (Союздорнии)

В последние годы все более заметным становится рост доли стоимости земляного полотна в общей стоимости дорожной конструкции. Обычно это объясняют повышением средней категорийности вновь строящихся дорог, увеличением дальности перемещения грунта вследствие затруднений с отводом резервов. На наш взгляд, удорожанию способствует также прогрессивная тенденция к повышению общей прочности и стабильности дорожной конструкции за счет земляного полотна.

Возможности улучшения показателей прочности и деформативности грунтов путем применения даже хорошо известных химических и физических методов их укрепления (смешение с вяжущими и гранулометрическими добавками, механическое уплотнение и т.п.) используются во многих случаях недостаточно эффективно. Рассмотрим улучшение свойств грунтов способами механического уплотнения.

Из рис. 1 видно, что расчетные и фактические значения модуля упругости Е_у глинистого грунта при разной степени уплотнения отличаются в 2-4 раза.

Рис. 1 .Сравнение расчетных и фактических характеристик глинистого грунта:
-х- - фактические данные; -о- - расчетные характеристики по ВСН 46-72. Цифры на кривых, значения К_у.

Применяемые в расчетах коэффициенты запаса считаются вынужденными из-за неоднородности земляного полотна и высокой дисперсии характеристик. Технологические решения обычно выбирают отдельно для несвязных и связных грунтов. Включение в СНиП III-40-78 "Правила производства и приемки работ. Автомобильные дороги" (М., Стройиздат, 1979) требования однородности вида грунта в пределах одного слоя открывает новые возможности уточнения расчетных параметров для конструктивных и технологических решений.

Для эффективной реализации этих возможностей необходимы более глубокое изучение природы грунтов, учет широкого комплекса показателей состава и состояния грунтов и влияния их на строительные свойства. По-видимому, требуется уточнить систему классификации грунтов. Существующая около полувека идентификация грунтов по содержанию песчаных частиц и по числу пластичности не учитывает всех физических характеристик, состава и состояния грунтов, определяющих основные их свойства. К тому же классификация основана на устаревшем способе изучения природного материала по образцам с нарушенной структурой.

Системный подход к проектированию технологии улучшения свойств материала может предусматривать различные критерии минимизации: стоимость, расход энергии, время и т.п. Полнота оптимизации и надежность технологического решения во многом будут зависеть от степени достоверности моделирования. При этом приобретает большую важность обоснованность требуемых характеристик, в первую очередь - показателя плотности.

Принятый в нашей стране способ опенки качества уплотнения грунта по степени отклонения фактической плотности от стандартной максимальной в свое время имел прогрессивное значение, но исследования последних лет выявили недостаточную его полноту, неприменимость для некоторых видов грунтов и уплотняющих средств высокой интенсивности (вибрационные, ударные воздействия). Отсутствие дифференцирования грунтов по способу уплотнения, условиям эксплуатации приводит к тому, что в одних случаях требуемая плотность труднодостижима, а в других она может быть легко превзойдена. По стандартному методу понятие "требуемая плотность" не связано с расчетными показателями деформативности, прочности, пучинистости, поэтому невозможно представить, на сколько снижается надежность конструкции вследствие некоторого недоуплотнения земляного полотна. В последние годы в нашей стране и за рубежом взамен метода Проктора предлагается ряд новых способов лабораторного моделирования технологии уплотнения грунтов, однако им свойственны, примерно те же принципиальные недостатки.

На наш взгляд, более актуальной представляется задача разработки методики определения для каждой разновидности грунта зависимости, связывающей способ и степень уплотнения с изменением физико-механических свойств, выявления значения реально достижимой в тех или иных условиях плотности.

Для несвязных крупнообломочных и песчаных грунтов, на свойства которых в общем случае не влияет, содержание в порах воды, эта задача решается достаточно простым моделированием зернистых сред. Плотность грунтов, а вместе с тем и другие физико-механические свойства характеризуются только пористостью. Зависимость модуля деформации Е (или модуля упругости) от пористости п имеет вид прямой линии, выражаемой уравнением lgE = a + вlgn, причем по данным большого числа испытаний /3/ для всех видов несвязных грунтов безразмерные коэффициенты а =1,48 ± 0,08 и в = 2,03 ± 0,15. Наибольшие отклонения характерны для остроугольных зерен.

Максимальная стандартная плотность может находиться в интервале пористости 20-28 % для песков и 28-36 % - для крупнообломочных грунтов. Применение вибрационных машин дает, особенно для одномерных песков, существенное увеличение плотности. В качестве примера можно привести данные пробной укатки земляного полотна на автомобильной дороге Минск-Брест, где песок с коэффициентом однородности 2,3 имел 68 % фракции 0,15-0,75 мм. На графике рис. 2 видно, что обычные на пневматических шинах катки типа ДУ-16В не могли обеспечить качественное уплотнение грунта, в то время как вибрационный каток с возмущающей силой 160 кН легко превзошел максимальную стандартную плотность в слое значительной мощности. Важно отметить, что уплотнение до К_у = 1 обеспечивает проходимость по песку колесных машин. Применение виброкатков позволяет отказаться от принятого ранее (СН 449-72) допущения о снижении требуемой плотности одномерных песков. По-видимому, максимальную плотность таких грунтов следует определять не трамбованием, а вибрацией с пригрузкой*.

*См. статьи И.Н. Глуховцева, В.С. Цветкова, И.П. Акишина "Эффективность уплотнения укрепленных грунтов комбинированным воздействием вибрационных и повторяющихся нагрузок" и В.Н. Балашова, П.П. Петровича "Определение эффективных режимов работы виброплит при уплотнении грунтов и цементогрунтовых смесей" в настоящем сборнике.

Рис. 2. Сравнение методов укатки одномерного песка:
1 - начальная плотность; 2 - плотность после 6 проходов катка ДУ-16В; 3 - плотность после 6 проходов виброкатка

Значительно сложнее установить наиболее эффективную, с точки зрения улучшения строительных свойств, плотность для связных глинистых грунтов. Нетрудно показать, что действующий стандартный метод установления плотности далеко не всегда пригоден для этой цели. При уплотнении до К_у = 0,95¸0,98 допустимая влажность пылеватых глин может соответствовать коэффициенту консистенции от 0 до 0,25, песчанистых глин - 0,25-0,5, а тяжелых суглинков - более 0,5. Это означает, что при достижении требуемой плотности глинистый грунт может иметь консистенцию от твердой до текуче-пластичной, соответственно в широком интервале изменяется и его прочность. Известно, что с увеличением дисперсности грунта возрастает влияние влажности на его механические свойства, поэтому технологию сооружения земляного полотна из связных грунтов следует проектировать по показателям плотности (пористости) и влажности одновременно.

В соответствии с определением В.М. Безрука /1/, практическим пределом механического уплотнения g_ск.пр связных глинистых грунтов является такое состояние, при котором вся вода находится в адсорбированном и химически связанном виде и пористость грунтов соответствует этому объему воды W_св, т.е.

где D_в - удельный вес воды;

g_у - удельный вес грунта.

По мнению проф. А.Ф. Лебедева, предел возможного механического уплотнения соответствует максимальной молекулярной влагоемкости, с учетом всех видов прочносвязанной и ориентированной воды. Однако позднее было выявлено, что осмотическая и капиллярная вода значительно слабее связаны с поверхностью, свойства ее мало отличаются от свойств свободной воды, она удаляется при высушивании и соответствующем давлении вслед за свободной водой. В то же время количественный состав микроагрегатов, представляющих двухфазные структурные образования, зависит от химического состава твердых, частиц. Поэтому определение В.М. Безрука представляется более аргументированным. Показатель предельного уплотнения грунта g_ск.пр, в отличие от применяемых в настоящее время условных характеристик его состояния, является инвариантным по отношению к способу воздействия на грунт. На наш взгляд, применение его в практических целях было бы более удобным, так как отношение фактически достигнутой плотности к этому показателю хорошо характеризовало бы степень использования ресурсов грунта как материала. Определить показатель предельного уплотнения можно относительно простыми методами физического отделения свободной воды, например, термовесовым методом, основанным на различии температуры удаления свободной и связанной воды.

Для видов и разновидностей грунтов, установленных ныне действующей классификацией, невозможно рекомендовать определенные значения предельной плотности, поскольку уплотняемость глинистых грунтов зависит от ряда структурных и водно- физических характеристик, различных для разных глинистых минералов. Опыты показали, что в монтмориллонитовых глинах уже при нагрузке 8,0 МПа полностью удаляется вода из межагрегатного пространства, а дальнейшее уплотнение приводит к разрушению микроагрегатов. Давление такого уровня, как известно, создается кулачковыми катками. Однако для других минералов это давление выше, а для суглинков может составлять несколько десятков МПа.

Из двух наиболее распространенных групп глинистых минералов: каолинита (и близких по свойствам гидрослюд) и монтмориллонита - первая имеет более высокую прочность адсорбционных связей, причем удаление пленочной воды при высушивании ведет к возникновению стабильных фазовых контактов, тогда как в монтмориллонитах коагуляционные связи могут преобразовываться лишь в переходные - обратимые /2/. При повышении влажности монтмориллониты вновь переходят в коагуляционные, причем расклинивающее действие пленок легко приводит к их разбуханию и разуплотнению. С другой стороны, глины первой группы имеют большую межагрегатную пористость и для их уплотнения требуется большая работа, чем для монтмориллонитов.

Отсюда можно сделать вывод, что более распространенные глинистые минералы группы гидрослюд и каолинитов целесообразно уплотнять до значений, выше получаемых стандартным методом, поскольку при этом существенно снижается их деформативность. С пригрузкой 0,04-0,06 МПа они не разуплотняются при дополнительном увлажнении. Монтмориллонитовые глины, хотя и имеют меньшую межагрегатную пористость вследствие рыхлости поверхности агрегатов, не изменяют заметно свойств при некотором уменьшении влажности и интенсивном уплотнении и, легко принимая воду, вновь возвращаются в равновесное состояние, соответствующее, по данным проф. Н.Я. Хархуты, максимальной влажности водонасыщения.

Различная реакция грунтов разного минерального состава на изменение влажности при уплотнении, видимо, объясняет противоречивые мнения о стабильности слоев земляного полотна, уплотненных до плотности выше максимальной стандартной.

Если глинистый грунт имеет влажность менее W_св, то при разработке естественного пласта образуется множество комьев - макроагрегатов различных размеров. Уплотнение приводит к дроблению этих комьев, сокращению воздушной пористости. При разрушении слабых агрегатов прочность и жесткость грунта заметно растут, как и при уплотнении несвязного грунта. Фрезерование, размельчение таким образом может отчасти компенсировать недоуплотнение глинистого грунта. Эффективность уплотнения кулачковыми катками недоувлажненных глинистых грунтов обусловлена, наряду с высоким контактным давлением, их способностью разрушать крупные агрегаты.

При влажности выше максимальной молекулярной влагоемкости процесс уплотнения связного грунта вследствие удаления из пор воздуха происходит легче, контакты между микроагрегатами становятся подвижнее. Проф. А.Ф. Лебедев, впервые описавший микроагрегатную структуру глин, и другие исследователи считали, что при повышении оптимальной влажности структура глины из полиагрегатной становится "монолитно-слитной".

Однако такое состояние соответствует предельной плотности грунтов с наличием только связанной воды и практически трудно достижимо. При оптимальной влажности, которая соответствует определенной условной работе уплотнения и "максимальной" плотности в грунте, заведомо будет некоторое количество несвязанной воды. Новейшие исследования подтвердили, что уплотненные глинистые грунты и при высокой влажности имеют определенную, в зависимости от минерального состава, структуру: турбостатическую, губчатую и т.д. Переформирование структурированного грунта ведет к снижению прочности, если же оно происходит под нагрузкой, то часть несвязанной воды из межагрегатного пространства может быть удалена. Удаление воды происходит в том случае, если давление (градиент) превышает удерживающие гравитационные и капиллярные силы. Следовательно, принципиально возможна такая технология уплотнения глинистых грунтов повышенной влажности, при которой снижение пористости достигается вытеснением не только воздуха, но и воды.

Изложенные в статье положения являются результатом первого этапа исследований микроструктурных процессов при уплотнении грунтов и еще не могут быть использованы как практические рекомендации. Однако они показывают, что анализ структуры грунтов позволяет целенаправленно проектировать основные технологические процессы сооружения земляного полотна и, следовательно, обеспечить существенное улучшение свойств грунтов в дорожной конструкции.

ЛИТЕРАТУРА

1. Бабков В.Ф., Безрук В.М. Основы грунтоведения и механики грунтов. М., "Высшая школа", 1976.

2. Осипов В.И. Физико-химическая природа прочностных и деформационных связей глинистых пород. Автореферат диссертации на соискание ученой степени докт. техн. наук. Изд. МГУ. М., 1976.

3. FlojR. Organisation und Ausfuhrunq der Uberwachung von Erdarbeiten. „Strasse und AutoBahn,". 1973, № 9, s.577- 587.

ВЛИЯНИЕ СПОСОБА УПЛОТНЕНИЯ НА ПРОЧНОСТЬ СВЯЗНОГО ГРУНТА

И.Ж. ХУСАИНОВ, И.Е. ЕВГЕНЬЕВ
(Союздорнии)

В настоящее время результаты уплотнения грунтов оценивают величиной получаемого объемного веса скелета грунта, предполагая, что этот показатель в интегральной форме учитывает прочностные и деформативные характеристики. Однако в ряде исследований было установлено, что показатели прочности связаны со способом уплотнения /1/ и каждому способу уплотнения соответствуют своя оптимальная влажность и максимальная плотность, а прочностные показатели зависят не только от величины плотности и способа ее достижения, но и от времени, прошедшего после уплотнения /2,4/.

Чтобы определить влияние способа уплотнения на прочностные характеристики грунта, в Союздорнии были проведены лабораторные исследования легкого суглинка, который имел следующие физические характеристики: предел текучести W_т = 25,32 %, предел пластичности W_р = 13,23 %, число пластичности J = 12,09 %, оптимальная влажность W_o = 12,88 %, максимальная плотность g = 1,94 г/см³.

Проведена серия опытов, в каждом из которых идентичные по составу и состоянию образцы уплотняли в режущих кольцах высотой h =3,40 см и диаметром d = 7,2 см двумя способами: статической нагрузкой и трамбованием.

Уплотнение статической нагрузкой производили на гидравлическом прессе при различном удельном давлении и общем времени выдерживания образцов под нагрузкой 2 мин. Трамбование производили стандартной гирей массой 2,5 кг, падающей с высоты 30 см. Количество ударов (7-26) зависело от влажности образца и определялось достижением заданной плотности. В процессе каждого опыта выдерживали постоянную влажность. Образцы грунта, уплотненные различными способами, после 12-часового выдерживания в эксикаторе испытывали на прочность на сдвиговом приборе конструкции Маслова с 6-кратной повторностью. По результатам опытов построены зависимости сцепления от влажности при постоянной плотности скелета грунта при различных способах уплотнения по уравнению (см. рисунок)

где t_W - сопротивление сдвигу при данной влажности;

р - давление;

j_W - угол внутреннего трения;

S_W - вязкое сцепление;

С_c - структурное сцепление.

Зависимость вязкого и структурного сцепления от влажности грунта при различных способах его уплотнения: 1, 2 - вязкое сцепление соответственно при ударном и статическом способе уплотнения; 3, 4 - структурное сцепление соответственно при ударном и статическом способе уплотнения

Параметры уравнения определяли методом наименьших квадратов. Полученные данные приведены в таблице.

Анализ результатов опытов позволяет сделать следующие выводы.

Прочность уплотненных различными способами образцов, определяемая сцеплением, различна, что объясняется их неодинаковой структурой. При одинаковом объёмном весе скелета и прочих равных условиях разница в прочности грунта зависит от влажности и способа уплотнения.

Микроагрегатная структура глинистых грунтов впервые была обнаружена в 1936 г., и тогда же было указано на ее возможные изменения при уплотнении и повышении влажности. В опубликованных в 1958 г. В. Лембом исследованиях текстуры глинистых материалов отмечалось, что при разной степени ориентации частиц будут отличаться и механические свойства грунтов. В отличие от исследований зарубежных авторов (X. Сид, К. Чен), в которых главное внимание уделено ориентации микрочастиц минерала, в работах советских специалистов рассмотрены различные формы агрегации с учетом видов структурных связей, а также совместно изучены микроагрегатная структура и текстура глинистых грунтов. Однако эксперименты в этом направлении проводились, как правило, при воздействии высоких напряжений, при экстремальных значениях плотности и влажности.

Описанные выше опыты подтвердили, что в процессе уплотнения грунтов в зависимости от способа уплотнения и величины приложенного усилия могут образовываться различные структуры, лежащие между двумя крайними типами: полиагрегатной, характеризующейся наличием относительно крупных агрегатов и отсутствием ориентации, частиц, и моноагрегатной, характеризующейся более плотным сложением частиц и заметной степенью ориентации. При влажности грунта меньше оптимальной сцепление в грунте, уплотненном ударной нагрузкой, выше, чем при уплотнении статической нагрузкой.

Под действием нагрузки происходит сближение агрегатов в отдельных точках с прорывом гидратных оболочек и возникновением связи, обусловленной действием, химических и ионно-электрических сил, фазовыми контактами. При ударном воздействии возникающие в грунте напряжения выше, чем при статическом уплотнении, и в первом случае образующиеся связи между частицами оказываются прочнее, поскольку при длительном загружении происходит вязкое перераспределение напряжений без разрыва водных пленок.

С увеличением влажности возможности для перераспределения давления между скелетом грунта и свободной водой возрастают, и преимущества коротких импульсов при ударном уплотнении утрачиваются. Прорыв гидратных пленок менее возможен, и в определении прочностных свойств все большее значение начинает приобретать ориентация глинистых частиц, влияние которой уже изучено /3/.

Вывод о том, что способ уплотнения влияет на прочность уплотняемого грунта, представляет практический интерес при выборе уплотняющих машин.

ЛИТЕРАТУРА

1. Бируля А.К. К теории уплотнения грунтов - В сб. "Труды ХАДИ", вып. 20. Изд-во ХТУ, 1959.

2. Васильев Ю.М. Влияние характера нагружения при уплотнении грунта на его прочность и деформативность - В сб. "Труды Союздорнии", вып. 48. М., 1971.

3. Гуменский Б.М., Новожилов Г.Ф. Тиксотропия грунтов и ее учет при строительстве автомобильных дорог, и мостов. М., Автотрансиздат, 1961.

4. Хархута Н.Я., Васильев Ю.М. Прочность, устойчивость и уплотнение грунтов земляного полотна автомобильных дорог. М., "Транспорт", 1975.

ЭФФЕКТИВНОСТЬ УПЛОТНЕНИЯ УКРЕПЛЕННЫХ ГРУНТОВ КОМБИНИРОВАННЫМ ВОЗДЕЙСТВИЕМ ВИБРАЦИОННЫХ И ПОВТОРЯЮЩИХСЯ НАГРУЗОК

И.Н. ГЛУХОВЦЕВ, В.С. ЦВЕТКОВ,
И.П. АКИШИН (Союздорнии)

Применение комбинированного уплотнения, в основу которого положен разработанный Н.Я. Хархутой принцип совмещенного приложения вибрационных и повторяющихся нагрузок, привлекает все большее внимание исследователей в связи с возможностью получения повышенных, значений необратимых деформаций уплотнения.

С целью установить эффективность применения комбинированного уплотнения провели цикл исследований на специально разработанной и изготовленной в Союздорнии экспериментальной установке, позволяющей с определенными допущениями воспроизводить в лабораторных условиях раздельные и совместные приложения вибрационных и повторяющихся нагрузок.

Для изучения влияния вида уплотняющей нагрузки и режимов ее приложения на свойства материалов (плотность, прочностные показатели, морозостойкость и др.) уплотняли образцы-цилиндры диаметром и высотой 5 см в условиях отсутствия бокового расширения.

Применялись следующие виды уплотняющих нагрузок:

вибрационная, создаваемая лабораторной виброплощадкой обычного типа с вибратором ненаправленного действия, при частоте f = 23 Гц, амплитуде А = 2,5 мм и, соответственно, ускорении a = 5,3g (рис. 1,а);

повторяющаяся (импульсная) величиной Р = 5,0 МПа, создаваемая гидравлическим нагружателем; время действия t₁ = 2 с, время между приложениями повторяющейся нагрузки t ₂ = 5 с и время действия установившейся нагрузки t₃ = 1 с (рис. 1,б);

комбинированная, заключающаяся в последовательно совместном воздействии вибрации и повторяющихся нагрузок*. Образцы при этом виде нагрузки уплотняли по двум схемам:

а) непрерывной вибрацией, во время действия которой прикладывали повторяющиеся нагрузки (рис. 1,в);

б) вибрацией, прикладываемой в промежутки времени (паузы) между приложениями повторяющейся нагрузки (рис. 1,г).

* Авторское свидетельство № 511214,

Последующие испытания показали, что результаты уплотнения по схемам, соответствующим рис. 1,в и 1,г, практически одинаковы, и поэтому за основную была принята схема комбинированного уплотнения, соответствующая рис. 1,в.

К настоящему времени комбинированное уплотнение с применением вибрации и повторяющихся (импульсных) нагрузок получило определенное теоретическое обоснование.

Известно, что возрастающая с увеличением числа проходов катка плотность в значительной степени затрудняет дальнейшее уплотнение материалов, так как параллельно с увеличением плотности растет реактивное сопротивление (предел прочности) материалов действию нагрузки, называемое структурным, для преодоления которого и постижения большей степени уплотнения необходимо приклепывать повторяющуюся нагрузку возрастающей величины.

Рис. 1. Виды нагрузок, применявшихся для уплотнения цементогрунтов:
а - вибрационная при частоте f = 23 Гц амплитуде А = 2,5 мм и ускорении a = 5,3g; б - повторяющаяся величиной Р = 5 МПа при t₁ = 2 с, t ₂ = 5 с и t₃ = 1 с; в - комбинированная с непрерывной вибрацией; г - комбинированная с прерывистой вибрацией

Согласно существующей теории, структурное сопротивление слоя грунта вдавливанию колеса на пневматической шине d полностью определяется величиной угла внутреннего трения j и сцепления С, что видно из следующих формул, предложенных Н.Н. Ивановым (1) в И. Симоном (2):

                                                                                                          (1)

                                                                                                             (2)

В то же время Н.Н. Масловым /5/ показано, что на величину угла внутреннего трения j и в меньшей степени на величину сцепления С влияет достигнутая плотность d_ск (или коэффициент пористости e).

Так, при увеличении плотности мелких песков (независимо от их возраста, происхождения и влажности) с 1,53 г/см³ (e = 0,75) до 1,85 г/см³ (e = 0,45) угол внутреннего трения соответственно увеличивается с 28° до 38° с одновременным увеличением сцепления С.

Экспериментальные данные, полученные рядом авторов в производственных условиях /2, 3, 6/, показывают, что при уплотнении цементогрунтов повторяющимися нагрузками, например, катками на пневматических шинах, коэффициент уплотнения обычно не превышает 0,98 максимальной стандартной плотности d_mах.

Повысить эффективность уплотнения повторяющимися нагрузками можно лишь в том случае, если в процессе деформирования резко снизить структурное сопротивление материалов действию нагрузки, что, судя по формулам (1) и (2), принципиально возможно снижением либо j, либо С, либо обеих величин одновременно.

Одним из путей снижения структурного сопротивления является применение предварительной вибрационной обработки грунтов и других материалов, так как, согласно исследованиям Г.И. Покровского, Д.Д. Баркана, Л.Р. Ставницера и других, вибрационное воздействие способствует значительному снижению значения угла внутреннего трения j и тем в большей степени, чем выше интенсивность (ускорение) виброколебаний. Кроме того, в результате воздействия вибрации влажная грунтовая масса в той или иной степени тиксотропно разупрочняется вследствие ослабления связей между мелкодисперсными компонентами и превращения части физически связанной воды в свободную.

Обработка несвязных и малосвязных грунтов оптимальным количеством цемента и воды потенциально способствует усилению тиксотропных превращений (в период перед началом схватывания), так как образуется относительно более насыщенная коллоидная структура, способная более интенсивно разрушаться под воздействием виброколебаний.

Таким образом, вибрация, являясь вспомогательным компонентом при комбинированном уплотнении, создает предпосылки для получения материалов повышенной плотности из-за уменьшения сопротивляемости последующему воздействию повторяющейся нагрузки.

Проведенные ранее исследования /7/ позволили установить, что эффективность уплотнения малосвязного грунта, укрепленного цементом, с применением только вибрации относительно невелика, так как достигнутая плотность не превышала 0,92d_mах и лишь в случае работы виброплит в режиме вибротрамбования коэффициент уплотнения составил 0,97d_mах.

При решении задачи получения сверхнормативных значений плотности были проведены исследования по определению влияния коэффициента уплотнения К_у на прочностные показатели и морозостойкость различных материалов, укрепленных портландцементом.

Испытания позволили установить поправочные коэффициенты к показателям прочности и морозостойкости цементогрунта в зависимости от степени уплотнения, которые приведены в табл. 1. Из таблицы следует, что увеличение плотности до 1,03d_mах, т.е. на 5 % сверх нормативного значения, вызывает рост прочностных показателей в среднем на 40 %, а морозостойкость возрастает в 1,5-2,0 раза.

Таблица 1

Примечание. Над чертой приведены значения поправочного коэффициента к показателю прочности, под чертой - к показателю морозостойкости.

Эффект от воздействия различных видов нагрузок устанавливается путем определения свойств уплотненных образцов с помощью традиционных и неразрушающих методов испытаний.

Для детальных исследований в качестве исходного материала была выбрана разновидность повсеместно распространенного, трудноуплотняемого мелкого одномерного песка, гранулометрический состав которого приведен в табл. 2.

Таблица 2

Оптимальная влажность песка W_опт = 12 %; максимальная плотность d_mах = 1,68 г/см³; содержание пылевато-глинистых частиц размером мельче 0,071- 3,3 %.

Песок укрепляли: 10 % портландцемента марки 300 Михайловского цементного завода. Оптимальная влажность цементогрунта составила 11 % при максимальной плотности 1,80 г/см³.

Максимальную плотность и соответствующую ей оптимальную влажность определяли малым прибором стандартного уплотнения в соответствии с "Инструкцией по применению грунтов, укрепленных вяжущими материалами, для устройства оснований и покрытий автомобильных дорог и аэродромов" СН 25-74 (М., Стройиздат, 1975).

Цементогрунтовые образцы, уплотненные воздействием различных нагрузок, хранили во влажных условиях и испытывали через 28 суток. Цилиндрическую форму с образцом жестко крепили к столу виброплощадки, причем образец сверху пригружали с помощью резинового жгута круглым штампом-вкладышем с удельным давлением 0,02 МПа. При включении вибратора штамп-вкладыш, притягиваемый резиновым жгутом, по мере осадки вибрируемого материала опускался вдоль стенок формы.

Воздействие вибрации (см. рис. 1,а) с f = 23 Гц, А = 2,5 мм и а = 5,3g позволило уплотнить цементогрунт оптимальной, влажности до плотности 1,75 г/см³ (0,98d_mах) за 90 с; увеличение времени вибрирования практически, не сказалось на приращении плотности.

Цементогрунт уплотняли также 6, 12, 18 и 24 воздействиями повторяющейся нагрузки Р = 5 МПа, t₁ = 2 с, t ₂ = 5 с и t₃ = 1 с (см. рис. 1,б). Результаты обработки экспериментальных данных методами математической статистики (с доверительной вероятностью 95 %) приведены в виде графиков на рис. 2.

Рис. 2. Влияние вида уплотняющей нагрузки на достигаемую плотность (а) и прочностные показатели (б) мелкого песка, укрепленного 10 % портландцемента:
I - плотность и прочность после воздействий повторяющейся нагрузки; II - то же, после воздействия комбинированной нагрузки

Как видно из графика (см. рис. 2,а, кривая 1), по мере увеличения числа воздействий повторяющейся нагрузки плотность растет, достигая после 24 воздействий значения 0,99d_mах.

Объединение вибрации и повторяющихся нагрузок в последовательно-совместном режиме приложения (см. рис. 1,в) позволяет резко увеличить плотность цементогрунта (см. рис. 2,а, кривая II) и после применения вибрации и 24 воздействий повторяющейся нагрузки достигаемая плотность составляет 1,84 г/см³ (1,02d_mах).

Увеличение плотности ведет к резкому (примерно в 1,5 раза) повышению прочностных показателей цементогрунта (см. рис. 2,б, кривая II) с одновременным ростом (примерно в 2 раза) морозостойкости,

Значительный эффект комбинированных нагрузок экспериментально установлен также при уплотнении жестких бетонных и асфальтобетонных смесей, крупнообломочных, песчаных и малосвязных неукрепленных грунтов и грунтов, укрепленных различными вяжущими с добавками и без добавок.

В целях получения более полной информации об эффективности уплотнения укрепленного грунта при выбранных режимах нагружения использовали ультразвуковой импульсный метод.

Известно, что акустические характеристики неукрепленного и укрепленного грунта тесно связаны с его плотностью и прочностью /1, 4/.

Акустические испытания проводили с помощью универсального ультразвукового прибора ДУК-20, пьезоэлектрические преобразователи которого с резонансной частотой около 60 кГц устанавливали в специальное приспособление, обеспечивающее соосное расположение излучателя и приемника колебаний при сквозном прозвучивании исследуемых образцов, а также стабильность акустического контакта между преобразователями и образцом.

Определяли следующие акустические характеристики: скорость распространения звука по времени распространения импульсного сигнала на заданной базе; частоту прошедшего сигнала по длительности первого полупериода принимаемых колебаний; затухание (потери энергии на распространение) по амплитуде первого вступления колебаний.

Были построены зависимости между акустическими параметрами цементогрунта и его плотностью и прочностью с определением объемного веса, влажности и предела прочности при сжатии в возрасте 28 суток для каждого прозвучиваемого образца.

Результаты испытаний обрабатывали методами математической статистики.

Анализ полученных данных показал, что между акустическими характеристиками испытываемого цементогрунта в диапазоне влажности от 9 до 11 % и его плотностью и прочностью имеются устойчивые корреляционные связи. Большим значениям плотности и прочности соответствует большая скорость распространения импульсных звуковых волн, более высокая частота принимаемых колебаний (меньшая длительность полупериода) и меньшее их затухание.

На рис. 3 показано изменение акустических характеристик цементогрунта в зависимости от вида и числа воздействий уплотняющей нагрузки.

Из рис. 3 видно, что образцы, уплотненные последовательно-совместным приложением вибрационной и повторяющейся нагрузок, обладают наилучшими свойствам и с точки зрения их акустических характеристик по сравнению с образцами, уплотненными воздействием одной повторяющейся нагрузки.

Рис. 3. Влияние вида уплотняющей нагрузки на скорость распространения (а) и длительность полупериода (б) импульсных звуковых волн в цементогрунте:
I - скорость и длительность полупериода после воздействий повторяющейся нагрузки; II - то же, после воздействия комбинированной нагрузки

Изменение акустических характеристик в результате применения комбинированного способа приложения нагрузки находится в пределах 18-20 % для скорости и амплитуды импульсных звуковых волн и 10-12 % - для частоты принимаемых колебаний.

Сопоставление графиков рис. 3 и рис. 2 позволяет сделать вывод, что акустические характеристики отражают не просто изменение плотности цементогрунта (т.е. количества массы в единице объема) при использовании того или иного вида нагрузки, но и образование структурных связей, присущих каждому режиму уплотнения.

Одним из вариантов комбинированного уплотнения в условиях производства является вибро- и пневмоукатка, заключающиеся в предварительной обработке уложенной смеси различными вибрационными рабочими органами (виброплитами, вибробрусьями укладочно-профилирующих машин или различного рода виброкатками) и в последующем приложении повторяющихся нагрузок значительной интенсивности, в частности ряда проходов катка на пневматических шинах. Комбинированное уплотнение применяли при строительстве основания аэродромной одежды из легкой супеси, укрепленной 12 % цемента + 1 % хлористого кальция, под сборное железобетонное покрытие (в условиях 1 дорожно-климатической зоны). При этом использовали вибробрус планировщика ДС-502А (Д-345) и каток на пневматических шинах ДУ-31А (Д-3327). Испытания контрольных вырубок из построенного основания показали, что плотность цементогрунта в отдельных случаях достигала 1,03 максимальной стандартной, а средняя плотность 50 вырубок составила 1,01d_mах.

Прочность образцов кубической формы, полученных из вырубок, была равна проектной в соответствии с требованиями, предъявляемыми к материалам II класса прочности по СН 25-74. При этом коэффициент морозостойкости после 50 циклов замораживания-оттаивания находился в пределах 0,8-1,0.

Результаты проведенных исследований, а также накопленный положительный опыт применения комбинированного уплотнения в производственных условиях могут быть использованы как в целях совершенствования существующей технологии и организации уплотнения укрепленных грунтов, так и при разработке конструкций уплотняющих машин комбинированного действия.

ЛИТЕРАТУРА

1. Акишин И.П. Контроль уплотнения грунтов по акустическим характеристикам. - "Автомобильные дороги", 1971, № 7.

2. Андрейченко Ю.Я. и др. Уплотнение грунтов, укрепленных цементом, самоходными катками на пневматических шинах - "Автомобильные дороги", 1972, № 3.

3. Васильев Ю.М. и др. К вопросу определения максимальной стандартной плотности цементогрунтов. - В сб. "Труды Союздорнии", вып. 84. М., 1975.

4. Давыдов В.Н., Любота Н.М, Никитин В.Н. Контроль прочности цементогрунта ультразвуковым методом. "Автомобильные дороги", 1972, № 5.

5. Маслов Н.Н. Механика грунтов в практике строительства. М., "Стройиздат", 1977.

6. Могилевич В.М. и др. Дорожные одежды из цементогрунта. М., "Транспорт", 1973.

7. Шестопалов А.А. Исследование вибротрамбующих машин для уплотнения укрепленных грунтов. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Изд-во ЛПИ им. Калинина, 1969.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ЭФФЕКТИВНЫХ РЕЖИМОВ РАБОТЫ ВИБРОПЛИТ ПРИ УПЛОТНЕНИИ ГРУНТОВ И ЦЕМЕНТОГРУНТОВЫХ СМЕСЕЙ^*

В.Н. БАЛАШОВ, П.П. ПЕТРОВИЧ
(Союздорнии )

*Работа выполнена под руководством канд. техн. наук Б.С. Марышева.

Для грунтов, укрепленных цементом, особенно характерно быстрое ухудшение удобообрабатываемости, что значительно влияет на процесс их уплотнения. Это обстоятельство требует ограничения продолжительности всех операций по приготовлению, укладке и уплотнению смеси. Так, при общей длительности технологического процесса до 6 ч (в случае использования в качестве, уплотняющих средств катков на пневматических шинах) возможно уменьшение конечной степени уплотнения на 8-10 % относительно процесса длительностью менее 0,5 ч /2/. Это приводит, в свою очередь, к снижению прочности и морозостойкости материала в 2-3 раза, что определяет преждевременное разрушение готового покрытия.

Наиболее перспективным направлением в совершенствовании технологической операции уплотнения является использование уплотняющих механизмов вибрационного типа. В зависимости от состава отряда машин вибрационные рабочие органы могут быть установлены на грунтосмесительной машине, укладчике готовой смеси или самоходном шасси. Применение вибрационных рабочих органов обеспечивает высокие темпы работ и уровень автоматизации, позволяет максимально уменьшить длительность процесса уплотнения и улучшить физико-механические свойства цементогрунта.

При исследованиях уплотняемости цементогрунтов отмечалось, что добавка к грунту до 14 % цемента облегчает уплотнение свежеприготовленной смеси и позволяет при прочих равных условиях получить более высокую плотность, поэтому использование виброуплотнителя, параметры которого обеспечивают достижение требуемой степени уплотнения чистых грунтов, гарантирует его эффективную работу при уплотнении цементогрунтов. Создание универсального виброуплотнителя позволяет применять его также при уплотнении верхнего слоя земляного полотна.

Несмотря на все большее распространение вибрационных машин в нашей стране и за рубежом, в настоящее время нет методики расчета, позволяющей определить оптимальные параметры вибрационного воздействия при уплотнении грунтов. Приводимые в различных работах рекомендации носят эмпирический характер, а часть параметров виброуплотнителя обычно не учитываются. Предназначенные для определения интенсивности колебаний и широко используемые выражения вида А^хw^у (где А - амплитуда колебаний; w - круговая частота колебаний; х, у - целые числа) не позволяют полностью оценить эффективность выбранного режима работы виброуплотнителя, поскольку характеризуют только динамику процесса без учета силового деформирования среды.

Исследования вибрационного уплотнения грунтов /3/ позволяют учесть влияние на процесс уплотнения различных факторов и выделить следующие основные параметры вибрационного воздействия, определяющие режим колебаний: соотношение возмущающей силы и веса виброуплотнителя ; статическое давление q; частоту колебаний w.

Анализ размерности величин, определяющих энергетические затраты на процесс уплотнения, и использование основных законов механики позволили найти критерии, включающие параметры вибрации и характеризующие удельные затраты мощности п и величины импульсов i, отнесенные к единице площади контакта с грунтом S:

п = тА²w³;                                                                                                                            (1)

i = тАw,                                                                                                                               (2)

где т - масса уплотнителя, отнесенная к единице площади контакта S.

Полученные зависимости могут быть интерпретированы криволинейной поверхностью гиперболического вида, построенной в трехмерных координатах А; w ; т (рис. 1).

Режимы работы виброуплотнителя при различных сочетаниях указанных параметров имеют область определения на части криволинейной поверхности, характеризующей развиваемые при колебаниях импульсы и мощность. Границы области определяются линиями пересечения поверхности с плоскостями, ограничивающими минимальный уровень регулирования А_min, w_min, т_min.

Рис. 1. Соотношение основных параметров виброуплотнителя при мощности, задаваемой криволинейной поверхностью F^' (т; w^у; А^х) = 0, с показателями степени x = 2; у = 3 и импульсом x = 1; у = 1

В расчетах удобнее выражать удельные значения мощности и импульса через параметры, определяемые конструкцией виброуплотнителя. Для этого может быть использована формула, позволяющая определить амплитудные значения контактных давлений, развиваемых виброуплотнителем /3/:

где К_пр - коэффициент превышения напряжений, определяемый опытным путем. После преобразования эта формула примет вид

Ускорение и скорость колебаний можно определять из соотношений

Вводим в выражение (2) значение скорости:

                                                                                                               (3)

Полная энергия одного колебания, приведенная к единице площади контакта, составит

Эта зависимость после преобразования примет вид

                                                                                                         (4)

Тогда величину удельной мощности определим из соотношения

                                                                                            (5)

Один и тот же поверхностный, виброуплотнитель в зависимости от соотношения основных параметров и свойств материала может работать как в режимах вибрирования, так и вибротрамбования. Обычно перейти к режиму вибротрамбования можно путем увеличения соотношения , уменьшения статического давления q и частоты колебаний w, а также увеличения вязкости и пластической прочности материала. Такой переход сопровождается резким снижением значений достигаемой плотности /3/. Это объясняетcя уменьшением времени контакта виброуплотнителя с материалом. Подразделяя общие затраты мощности п_o на колебательное движение виброуплотнителя п_в и материала п_м, можно определить к.п.д. различных режимов уплотнения:

                                                                              (6)

Произведя преобразования и обозначив  (коэффициент присоединенной массы), получим

                                                                                                                        (7)

откуда следует, что переход на работу в режиме вибротрамбования сопровождается резким возрастанием соотношения , которое приводит к уменьшению x, поэтому в режиме вибротрамбования прирост плотности требует значительно больших затрат мощности, чем при вибрировании.

Анализ зависимостей (1), (2) позволил вывести выражение для определения удельного импульса

                                                                                                                            (8)

Из формулы (8) видим, что при условии п-соnst и т-соnst увеличение частоты колебаний w вызывает уменьшение удельного импульса, а следовательно, и интенсивности вибрационного воздействия. С уменьшением w происходит переход от гармонического режима колебаний к вибротрамбованию, сопровождающийся уменьшением x, поэтому возможно существование области оптимальных частот колебаний, положение которой зависит от параметров виброуплотнителя и свойств материала. Для цементогрунтов, уплотняемых виброплитами, диапазон оптимальных частот составляет 35-55 Гц.

Уплотнение грунтов связано с диссипацией энергии, подводимой извне, которая приводит к переупаковке частиц, слагающих структурный каркас.

На первоначальных стадиях упаковка частиц не является регулярной и представляет собой агрегаты частиц, весьма слабо связанные и взаимодействующие между собой.

Деформирование такой структуры обусловлено в основном взаимным перемещением агрегатов и заполнением ими межагрегатных пустот. При этом силы вязкостного и упругого сопротивления малы, а поверхности скольжения неразвиты. Основная, часть энергии расходуется на перемещение инерционных масс агрегатов, и меньшая часть - на преодоление сил сопротивления.

По мере уплотнения агрегаты частиц занимают устойчивое положение в объеме материала, и в дальнейшем происходят их формоизменение и уплотнение, сопровождающиеся сдвиговым перемещением как их составных частей, так и отдельных частиц. Сдвиговые процессы, происходящие внутри уплотняемого объема грунта, приводят к объёмному деформированию, характеризуемому величинами сдвиговой и объемной вязкости и упругости.

Исследование различных видов грунтов и цементо-грунтовых смесей на сдвиговом приборе конструкции Маслова, оснащенном специальным вибратором /1/, позволило установить, что вибрация приводит к снижению эффективной вязкости грунта на 2-3 порядка по сравнению с вязкостью при сдвиговой и нормальной нагрузках без вибрации. Это позволяет значительно интенсифицировать процесс уплотнения и получить более плотную структуру. Добавка к грунту до 15 % цемента приводит к некоторому снижению вязкости и пластической прочности, что улучшает уплотняемость свежеприготовленной смеси.

При строительстве дорожных одежд из укрепленного грунта толщина уплотняемого слоя не превышает 0,22-0,25 м, а требуемые темпы строительства могут быть обеспечены при рабочих скоростях уплотнителя 1,5-2,0 м/мин /2/. Это дает возможность уплотнять грунт за один проход виброплит, имеющих высокую интенсивность колебаний и работающих в режиме вибротрамбования. Наиболее широкое применение они получили за рубежом, где различными фирмами выпускается большое число их модификаций. Однако у большинства выпускаемых виброплит максимальная ширина основания не превышает 1,2-1,5 м, а рабочие скорости достигают 10-15 м/мин. Это обуславливает многопроходный режим их работы, малую производительность и необходимость ручного управления.

В то же время при создании однопроходного широкозахватного виброуплотнителя грунтов и грунтовых смесей необходимо учитывать опыт, накопленный при испытаниях и эксплуатации самоходных виброплит с учетом изменения технологии работ.

Для определения оптимальных величин основных параметров и режима работы виброуплотнителя, обеспечивающих уплотнение слоя за один проход машины, была использована самоходная виброплита РV-5000 фирмы "АВG", характеристики которой приведены в табл. 1. Скорость виброплиты в самоходном режиме составляла не менее 8 м/мин, что при длине отпечатка 1,0 м обеспечивало время обработки грунта t < 7,5 с и число воздействий r < 375. Эти величины значительно меньше рекомендуемых при вибрационном уплотнении: t =40¸60 с и r =1500¸5000.

Таблица 1

Для обеспечения требуемого времени обработки путем ограничения поступательной скорости виброплиту соединяли сцепным тросовым устройством с тяговой тележкой стенда грунтового канала. Конструкция сцепки обеспечивала устойчивость виброплиты по курсу при поступательном движении, а также предохраняла от влияния на режим колебаний и увода в сторону при работе на одном месте.

Уплотняли мелкий песок с примесью пылеватых и глинистых частиц до 5 %, стандартной плотностью g_ст = 1,77 т/м³ и оптимальной влажностью W_опт = 9,5 %, отсыпанный слоем толщиной 0,3 м.

Для установления влияния величины статического давления на уплотняемость грунта на виброплите были установлены съемные уширители, увеличивающие площадь отпечатка от 0,7 м² до 0,9 и 1,1 м². Ширина обработки также увеличилась и составляла 0,7; 0,9 и 1,1 м соответственно.

Динамометрическое взвешивание плиты позволило определить положение центра тяжести и вид эпюры распределения статического давления при использовании уширителей и без них (рис. 2,а).

Динамометрический замер усилий на крюке сцепного устройства в статическом положении показал тяговое усилие, достигающее 3-5 кН в зависимости от величины возмущающей силы.

Измерение амплитуды колебаний вдоль подошвы виброплиты позволило установить, что средняя амплитуда колебаний передней кромки составляет 3·10^-3 м, а задней - 0,5·10^-3 м.

Рис. 2. Распределение статического давления, напряжений и плотности в активной зоне действия виброплиты при ее перемещении:
а) 1 - статическое давление для плиты без уширителей S_п = 0,7 м², q_cp = 1,0·10⁴ Па; 2 - то же, для плиты с уширителями S_п = 0,9 м², q_cp = 0,8·10⁴ Па; 3 - то же, для плиты с уширителями S_п = 1,1 м², q_cp = 0,65·10⁴ Па; 4 - напряжение в слое грунта при q_cp = 1,0·10⁴ Па, Р = 50 кН;
б) линии равной плотности в слое грунта при h =0,3 м, W = 0,6W_o, V = 2,5 м/мин. Цифры на кривых - g_вл·10³ кг/м³;
в) то же, при V = 1,5 м/мин

Проведенные исследования показали, что параметры виброплиты при уплотнении песчаного грунта в слоях до 0,3 м обеспечивают при самоходном режиме работы и времени обработки 7 с плотность до 0,95g_ст, при уменьшении поступательной скорости до 2,5-1,5 м/мин степень уплотнения возрастает до 0,98-0,99g_ст (рис. 3, кривые 1,2,3). Уменьшение величины возмущающей силы в 1,5 раза приводит к уменьшению на 1 % степени уплотнения при условии сохранения устойчивого режима работы виброплиты (рис. 3, кривые 3,4).

Рис. 3. Распределение плотности g_ст в слое песчаного грунта в зависимости от параметров виброплиты: скорости V, возмущающей силы Р и статического давления q_ср : 1,2,3,5 - V равно соответственно 8; 2,5; 1,5; 2,5 м/мин при q_ср = 1,0·10⁴ Па и Р = 50 кН ; 4 - V = 1,5 м/мин; q_ср = 1,0·10⁴ Па; Р = 30 кН; 6,7 - V = 2,5 м/мин, q_ср соответственно равно 0,8·10⁴; 0,7·10⁴ Па; P = 50 кН

Уменьшение среднего статического давления от 1·10⁴ Па до 0,7·10⁴ Па приводит к соответственному уменьшению степени уплотнения от 0,98g_ст до 0,95g_ст (рис. 3, кривые 5, 6, 7). При малой величине статического давления отмечалась также значительная неравномерность распределения плотности по толщине слоя.

Осциллографическая запись напряжений, регистрируемых мессдозами, установленными в средней части уплотняемого слоя, показала, что при поступательном движении виброплиты происходит интенсивный рост напряжений (см. рис. 2,а), обеспечивающий увеличение плотности на всех этапах процесса уплотнения (см. рис. 2,б). Подобное распределение напряжений под подошвой виброплиты, происходит вследствие колебаний передней кромки с большей амплитудой и постепенного возрастания статического давления при перемещении к задней кромке.

Испытание виброплиты на суглинистом грунте показало, что при времени его обработки более 40-80 с удовлетворительное уплотнение может быть получено в слое толщиной до 0,1 м (табл. 2).

С целью определить изменения параметров виброуплотнителя, необходимые для эффективного уплотнения суглинистых грунтов слоями до 0,3 м, были обработаны данные об уплотнении суглинистых грунтов виброплитами ДR-1 и ВV9 (см. табл. 1), работающими по многопроходной технологии /4/.

Для этого определяли время обработки грунта виброплитой за один проход и строили кривые изменения плотности на определенной глубине в зависимости от времени обработки. Полученные результаты приведены в табл. 2.

Сравнение уплотняющей способности виброплит позволило установить, что в верхнем 10-сантиметровом слое суглинка большей эффективностью обладают плиты РV-5000 и ВV9, однако с увеличением толщины уплотняемого слоя достичь плотности 0,95-0,98g_ст возможно лишь при использовании виброплит, соответствующих параметрам ДR-1. Из данных табл. 2 определили, что для получения плотности 0,98g_ст в слое суглинка толщиной до 0,1 м при одинаковой производительности, обеспечиваемой поступательной скоростью V_п = 1 м/мин, ширина плиты должна быть

Для виброплиты ДR-1 В_n = 0,85 м и для ВV9 В_n = 0,6 м. Учитывая статическое давление этих виброплит, определяем вес 1 метра плиты по формуле Q_м.п = В_n·q, который составляет 19 кН/м для ДR-1 и 5,7 кН/м для ВV9.

Таблица 2

Таким образом, при одинаковом эффекте уплотнения металлоемкость виброплиты типа ДR-1 более чем в 3 раза выше, чем виброплиты ВV9.

При глубине слоя 0,2 м и степени уплотнения 0,9g_ст Q_м.п = 7,60 кН/м для виброплиты ДR-1 и 9,50 кН/м для ВV9, что характеризует их как примерно равно-эффективные, но более высокая степень уплотнения на этой глубине достигается только, при использовании плиты ДR-1. Аналогичные закономерности прослеживаются и при глубине слоя 0,3 м.

Таким образом, при уплотнении тонких слоев и на предварительных стадиях уплотнения предпочтительнее использовать режимы колебаний с параметрами, характерными для плит ВV9 и РV-5000, а затем для получения высокой степени уплотнения и лучшей проработки слоя по толщине необходимо изменение параметров до величин, соответствующих виброплите ДR-1.

Из вышеизложенного можно сделать следующие выводы.

Воздействие на грунты и грунтовые смеси вибрации приводит к значительному снижению их прочностных характеристик, носящему тиксотропный характер, и позволяет интенсифицировать процесс их уплотнения.

Уплотнение песков и цементопесчаных смесей с содержанием цемента до 15 % при толщине слоя до 0,25 м и суглинков при толщине слоя до 0,12 м возможно за один проход виброплиты. Плотность не ниже 0,98g_ст может быть обеспечена при среднем статическом давлении не менее 1,0·10⁴ Па, расчетном удельном импульсе не менее 1,0·10³ Н·с/м², времени обработки 25-40 с и длине плиты 0,8-1,0 м. Темпы строительства при этом составляют 90-120 м/ч.

Уплотнение суглинков с толщиной слоя менее 0,2 м до 0,95g_ст можно осуществлять виброплитами, имеющими статическое давление не менее 2,5·10⁴ Па, расчетный удельный импульс - не менее 3,5·10³ Н·с/м², время обработки 70 с и длину плиты 1,0 м. Темпы строительства в этом случае составят 60 м/ч.

Соотношение возмущающей силы и веса виброплиты должно находиться в пределах 4-6 и выбирается в соответствии с другими параметрами.

Диапазон рабочих частот должен обеспечить устойчивый режим работы виброплиты, а также интенсивное уплотнение грунта и составляет для однопроходных виброуплотнителей 40-60 Гц.

Для интенсификации процесса уплотнения и снижения общей массы виброплиты необходимо обеспечить распределение статического давления в продольном направлении таким образом, чтобы его величина возрастала по направлению к задней кромке. При этом амплитуда колебаний на передней кромке должна быть в 3-5 раз выше, чем на задней.

ЛИТЕРАТУРА

1. Балашов В.Н., Петрович П.П., Глуховцев И.Н. Влияние вибрации на реологические свойства песчано-цементных смесей. Тезисы докладов III Всесоюзного симпозиума "Реология бетонных смесей и ее технологические задачи". Рига, 1979.

2. Могилевич В.М., Щербакова Р.П., Тюмениева О.В. Дорожные одежды из цементогрунта. М., "Транспорт", 1973.

3. Хархута Н.Я. Машины для уплотнения грунтов. Л., "Машиностроение", 1973.

4. Сhaigne P.etc. Соmpаctage des terrassements Rapport de recherche LPG, № 70, 1977.

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ ПРИМЕНЕНИЯ ГРУНТОУПЛОТНЯЮЩИХ МАШИН ДИНАМИЧЕСКОГО ДЕЙСТВИЯ В СТЕСНЕННЫХ УСЛОВИЯХ^*

В.Г. СЛОНОВ (Союздорнии), С.И. ИСРАИЛОВ,
Н.П. ГЕРАСИМЕНКО (ЦНИИОМТП )

*Работа выполнена под руководством канд. техн. наук М.П. Костельова.

Для получения нормативной плотности грунта в стесненных условиях строительства автомобильных дорог используют машины динамического действия (трамбовки, вибротрамбовки, вибраторы). Работа этих машин может отрицательно влиять на грунтовое основание и инженерные сооружения, находящиеся в непосредственной близости от них, что накладывает определенные ограничения на технологию ведения строительных работ и силовые воздействия уплотняющих средств.

Возможность уплотнения грунта вблизи автомобильных дорог машинами динамического действия можно оценить двумя показателями:

сейсмичностью грунтового основания и колебаниями самого сооружения;

прочностью основания и сооружения, а также соединений его отдельных элементов.

При уплотнении грунта вблизи инженерного сооружения в результате колебаний, вызываемых машинами динамического действия, могут развиться не только деформации уплотнения, но и сдвига грунта основания, которые снижают прочность грунта. Особенно подвержены динамическим нагрузкам несвязные и слабосвязные грунты, в первую очередь - недостаточно уплотненные.

Многими исследователями установлено, что основным критерием оценки изменения плотности грунта при динамическом воздействии на него является ускорение колебания. Однако несвязный грунт при вибрации и сотрясениях не уплотняется и не изменяет сопротивления сдвигу до определенного уровня. ускорения колебаний, названного "критическим". Для несвязного грунта "критическое" ускорение находится в пределах от 0,2g  до 0,5g (g - ускорение силы тяжести).

В Союздорнии были проведены опыты по определению закономерности распространения и затухания ускорений колебаний под различными уплотняющими средствами: ИЭ-4502, ИЭ-4504, ПВТ-2, ПВТРИ-1 как в однородном массиве из легкого суглинка, так и с элементом инженерного сооружения (бетонной плитой) на различной глубине. Параметры трамбующей плиты с диаметром основания 62 см приведены в таблице.

*Над чертой приведены значения удельного импульса силы для скорости удара 3,12 м/с и высоты падения плиты 0,5 м, под чертой - соответственно 6,25 м/с и 2 м.

Ускорения измеряли в вертикальной и горизонтальной плоскостях по глубине и с удалением от источника возбуждений виброаппаратурой ВИ6-5ТН в грунте, имеющем одинаковую по всему массиву плотность.

Установлено, что затухание ускорений колебаний под уплотняющими средствами и на расстоянии от них по глубине грунтового массива происходит интенсивно и описывается зависимостью

где a_z - ускорение колебания по глубине грунтового массива, м/с²;

a_o - максимальное ускорение на контакте рабочего органа с грунтом, м/с²;

К - коэффициент интенсивности затухания ускорения колебаний по глубине;

z - глубина грунтового массива, м;

d - меньший размер (диаметр) штампа уплотняющих средств, м.

В исследуемом грунте с начальной плотностью 0,95d_mах зафиксировано влияние на грунт различных уплотняющих средств; по полученным данным построены графики изменения ускорений по глубине уплотняемого слоя (рис. 1,а) и в зависимости от расстояния до уплотняющих средств (рис. 1,б).

Затухание вертикальных ускорений колебаний от источника силового возбуждения происходит наиболее интенсивно в активной зоне, размер которой равен 2d.

Измерение перемещений и напряжений по глубине грунтового массива под уплотняющими средствами позволило установить, что остаточные деформации не превышают нормативных согласно СНиП III-43-75 "Мосты и трубы" (М., Стройиздат, 1975) для труб - 1,0 см на глубине с ускорением, равным 3g и ниже, а напряжение на таких уровнях от действия свободно падающих плит равно 0,25-0,4 МПа, вибротрамбовок - 0,12 МПа и от ручных электротрамбовок 0,1-0,15 МПа.

В результате исследования процесса распространения колебаний в грунте с элементом инженерного сооружения (бетонной плитой) размерами 0,85×0,45×0,1 (длина×ширина×высота) и массой 90 кг от воздействия уплотняющих средств было обнаружено, что ускорения под плитой больше, чем над ней, и они возрастают с увеличением плотности массива (рис. 2). Напряжения под плитой также возрастали.

Таким образом, в дорожном строительстве уплотнять грунты вблизи автодорожных сооружений машинами динамического действия возможно при ускорениях колебаний для несвязных грунтов 0,5g и для связных грунтов - 3g.

Сооружения из монолитного железобетона могут нормально функционировать, если они расположены в зоне сейсмичности менее 6-7 баллов, что соответствует максимальному ускорению 1g при частоте 10 Гц и 3g - при частоте 20 Гц. В случае сооружений, состоящих из отдельных элементов, которые являются конце итераторами давлений, допускаемые ускорения ниже принятых. Их значения подлежат уточнению.

Проверка на прочность, жесткость сооружения и грунтового основания производится при воздействии на них значительных динамических усилий, которые можно также определить по приведенной зависимости. Давление на грунтовое основание не должно превышать допускаемых величин.

Из рис. 1,а следует, что применение свободно падающих плит для уплотнения грунта вблизи инженерного сооружения нецелесообразно, так как глубина распространения колебаний с величиной ускорения более 3g значительно перекрывает толщину уплотняемого слоя, равную нормативной - 0,95d_mах. При плотном грунтовом основании с коэффициентом уплотнения К_у не ниже 0,95 технологически правильно применять подвесные вибротрамбовки или ручную трамбовку типа ИЭ-4502 для создания грунтового экрана над сооружением (трубой) толщиной 0,5-1,0 м с тем, чтобы в дальнейшем применять более производительные уплотняющие средства со значительным удельным импульсом силы.

Рис. 1. Изменение ускорений колебаний по глубине грунтового массива (а) и в зависимости от расстояния до уплотняющих средств (б):
1 - вибротрамбовка ПВТ-2; 2 - вибротрамбовка ПВТРИ-1; 3 - ручная трамбовка ИЭ-4502; 4,5,7 - плита массой соответственно 300, 600, 900 кг при высоте падения 0,5 м; 6 - ручная трамбовка ИЭ-4504; 8,9,10 - плита массой соответственно 300, 600, 900 кг при высоте падения 2,0 м

Рис. 2. Изменение ускорений колебании по глубине грунтового массива под свободно падающей плитой массой 0,3 т при высоте падения 2,0 м в зависимости от плотности грунтового массива при К_у = 0,90(-·-·-·-·-), К_у = 0,95(- - - -), К_у = 0,98¸1,0(¾¾)

В случае слабого грунтового основания (недоуплотненный, водонасыщенный грунт) и сооружения, состоящего из отдельных элементов, необходимо использовать уплотняющие средства статического действия (гладковальцовые, кулачковые и решетчатые катки) для создания грунтового уплотненного экрана толщиной не менее 1,0 м. После этого допустимо использовать уплотняющие средства динамического действия (свободно падающие плиты, дизельтрамбовки и т.п.).

Из графика зависимости изменения ускорения колебаний от расстояния до уплотняющих средств (см. рис. 1,б) следует, что с помощью подвесных вибротрамбовок и ручной трамбовки ИЭ-4502 рекомендуется уплотнять связный грунт в непосредственной близости к сооружениям (колоннам, фундаментам, подпорным стенам, зданиям и т.д.), тогда как применение свободно падающих плит допустимо с расстояния 0,5-1,2 м.

II. УПЛОТНЕНИЕ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ ДОРОЖНЫХ ОДЕЖД

ВОПРОСЫ ТЕОРИИ УПЛОТНЕНИЯ ДОРОЖНЫХ ПОКРЫТИЙ

Н.Я. Хархута
(ЛПИ им. М.И. Калинина )

В настоящее время еще не выработаны общие взгляды на процесс уплотнения дорожных покрытий, что отчасти является причиной разнообразия применяемого для этой цели оборудования и технологических схем его использования. Это затрудняет выбор средств уплотнения и объединение их в механизированный комплекс, предназначенный для уплотнения асфальтобетона в конкретных условиях строительства.

Первоочередная задача исследовательских работ, которые ведутся в ряде стран, - выяснение эффективности применения катков разных типов, их относительное сопоставление, определение оптимальных типов и параметров катков, используемых для уплотнения асфальтобетонных смесей разного состава. В итоге может быть уменьшено число типоразмеров дорожных катков и разработана рациональная технология их использования.

Решение поставленной задачи возможно на основе полной информации о взаимодействии рабочих органов катков со слоями асфальтобетонной смеси с учетом толщины этих слоев, жесткости основания и физико-механических свойств смесей; которые изменяются в процессе уплотнения. В итоге могут быть произведены технико-экономические расчеты.

Технико-экономические расчеты и сопоставление различных катков необходимо проводить с учетом того, что во всех случаях достигается необходимое качество работ, определяемое плотностью и ровностью асфальтобетонного покрытия. Основными критериями сопоставления должны явиться производительность и стоимость единицы работы, а дополнительным - универсальность этих средств как в отношении возможности уплотнения смесей разных типов, так и использования их на других работах.

Уплотнение любых материалов эффективно лишь в том случае, когда напряженное состояние, возникающее в них при воздействии рабочих органов катков, близко к пределу прочности. Снижение эффекта при повышении предела прочности объясняется большими пластическими течениями материала из напряженной зоны в стороны, при которых уплотнение сопровождается нарушением сплошности материала и ровности поверхности, а при заниженном пределе прочности - относительно малыми необратимыми деформациями материала.

Предел прочности асфальтобетонной смеси в процессе уплотнения возрастает, увеличивается также и ее сопротивление деформированию, что требует непрерывной интенсификации внешних воздействий, при которой рост конкретных давлений под вальцами катков не должен отставать от возрастания сопротивлений. Однако это возможно лишь в том случае, если темп повышения пределов прочности такой же или превышает рост сопротивлений.

Критерием, определяющим сопротивление смеси деформированию, может служить её модуль деформации, учитывающий как обратимые, так и необратимые деформации. Ввиду того, что асфальтобетонные смеси относятся к нелинейным телам, измерение модуля должно привязываться к определенному значению относительной деформации.

Основные причины роста сопротивления смеси деформированию - снижение температуры, повышение плотности и эффект упрочнения. Упрочнение смеси является следствием повторяющихся нагрузок и особенно интенсивно протекает в конце процесса уплотнения, когда прирост плотности относительно мал. Причиной упрочнения служит не столько повышение плотности, сколько структурные изменения уплотняемого материала.

Упрочнение влияет, главным образом, на модуль деформации, который, при неизменных плотности и температуре, при многократных нагрузках может возрасти в 1,5 раза, а на предел прочности практически не оказывает влияния.

Опытные данные показывают, что в процессе уплотнения из-за увеличения плотности, характеризующегося повышением коэффициента от 0,85 до 0,96, модуль деформации материала повышается примерно в 5 раз, а предел прочности - в 3 раза. При снижении температуры от 110 до 60°С модуль деформации и предел прочности возрастают соответственно в 8,5 и 2,5 раза.

Таким образом, главными факторами, влияющими на повышение сопротивляемости деформированию, являются снижение температуры и повышение плотности. Из приведенных данных видно, что сопротивление деформированию растет быстрее, чем прочность материала. Это ограничивает возможности повышения нагрузки в процессе уплотнения смеси, которая должна увеличиваться не прямо пропорционально росту сопротивления деформированию, а в несколько меньших размерах. Это обстоятельство относит асфальтобетонные смеси к трудноуплотняемым материалам. Требуемая плотность достигается только при многократном приложении нагрузки; с этой целью необходимо применять многопроходные технологические схемы укатки.

В производственных условиях уплотняют слои смеси, расположенные на жестком основании. Толщина слоев ограничена и обычно не превышает 0,2-0,4 наименьшего поперечного размера поверхности контакта слоя с вальцами или пневматическими колесами катков. Жесткость щебеночного основания превышает жесткость слоя в 10-40 раз, а бетонного основания - в 10²-10⁴ раз. Вальцы, катков в этих условиях воздействуют уже на двухслойную систему, жесткость которой имеет промежуточное значение между жесткостью слоя и основания, и тем ближе к последней, чем тоньше слой, что хорошо видно из графика, представленного на рисунке.

Зависимость модуля деформации системы "слой смеси-основание" Е_с от толщины уплотняемого слоя h;
Е_oc, Е_сл - модуль деформации соответственно основания и слоя смеси; В_min - минимальный поперечный размер контактной поверхности

Модуль деформации системы начинает увеличиваться при толщине уплотняемых слоев меньше 0,8-1,0 относительной толщины слоя (за единицу толщины принят минимальный размер контактной поверхности рабочего органа катка с поверхностью уплотняемого материала). Таким образом, влияние основания становится существенным при несколько меньшей толщине слоев, чем, например, при уплотнении грунта, где влияние основания уже ощутимо при толщине слоев, в 2 раза большей названных выше значений. Меньшее влияние основания объясняется высокой вязкостью смеси. По этой же причине при использовании одного типа катка глубина проработки асфальтобетонной смеси, а следовательно, и максимально возможная толщина уплотняемых слоев примерно в 3-4 раза меньше глубины проработки грунта.

Наличие основания приводит к повышению как сопротивления деформированию, так и предела прочности материала слоя по сравнению с теми их значениями, которые соответствуют полупространству. Однако относительный прирост прочности уступает приросту сопротивления.

С повышением плотности глубина погружения вальцов катка снижается и поэтому размеры контактной поверхности уменьшаются. Это приводит к ослаблению влияния основания, а следовательно, и к понижению предела прочности слоя. Развивающиеся в слое напряжения все в большей мере локализуются в его верхней части, что в конце концов приводит к появлению характерных поверхностных трещин, т.е. к разрушению слоя. Следовательно, имеет место минимально допустимое соотношение между наименьшим размером контактной поверхности, которая зависит от диаметра вальца, и толщиной уплотняемого слоя. Толстые слои необходимо уплотнять катками, вальцы которых имеют большие диаметры, что способствует получению ровной поверхности. Однако рост диаметров вальцов увеличивает размеры контактной поверхности, поэтому для того, чтобы обеспечить необходимое напряженное состояние слоя, необходимо повышать линейное давление, что приводит к повышению массы катка.

Практикой строительного производства выработаны оптимальные соотношения между линейной нагрузкой и диаметрами вальцов. Катки "тандем" при линейной нагрузке 200, 400 и 600 Н/см должны иметь вальцы, диаметры которых находятся соответственно в пределах 90-100; 120-130 и 140-150 см, а двухосные трехвальцовые катки - 100-120; 130-145 и 150-160 см. Следует отметить, что при таких соотношениях катки могут быть с успехом использованы при уплотнении дорожных оснований.

Гладковальцовые самоходные катки все еще являются основным средством уплотнения асфальтобетонных смесей, и их выпуск в технически развитых странах составляет около 60 % всего выпуска катков. Механизированный комплекс машин может состоять только из этих катков при условии, что они имеют разную линейную нагрузку и, как правило, разную массу и применяются последовательно с расчетом постепенного повышения нагрузки в процессе укатки.

При применении вибрационных самоходных катков предполагалось повысить производительность процесса, снизить металлоемкость и число типоразмеров катков в комплексе. На самом деле возможности вибрационных катков оказались ниже предполагаемых. Первые вибрационные катки имели массу 3-4 т и предполагалось, что их воздействие эквивалентно статическим каткам, имеющим массу 10-12 т, что не подтвердилось. В настоящее время масса вибрационных катков, предназначенных для уплотнения асфальтобетонных покрытий на магистральных дорогах с повышенной толщиной слоя из смеси с высоким содержанием щебня, достигает 10 и в отдельных случаях 12 т.

Вибрационные воздействия эффективны при повышенной температуре смеси (80-140°С) и на промежуточных этапах уплотнения, когда смесь уплотнена до плотности меньше требуемой. При этих условиях и возмущающей силе, в 2-2,5 раза превышающей силу тяжести катка, вибрационный каток по своему действию эквивалентен статическому катку, масса которого в 3 раза больше. В конце процесса эффектность уплотнения снижается и здесь вибрационный каток может заменять статический, масса которого больше только в 1,8 раза.*

*Исследования проведены автором совместно с А.А. Шестопаловым и Ю.Я. Коваленко.

При включении в комплекс уплотняющих машин вибрационных катков, масса которых равна 4-6 т, их следует применять на начальной стадии уплотнения с выключенными вибраторами и на промежуточной стадии процесса с включенными вибраторами. Окончательно доводить смесь до требуемой плотности надо гладковальцовыми катками.

Самоходные катки на пневматических шинах высокопроизводительны, укатывают смесь при высокой температуре и не дробят каменный материал в смеси. Однако ровность поверхности как в продольном, так и в поперечном направлениях после укатки покрытия этими катками не отвечает существующим требованиям. Причиной продольных неровностей служат колебания массы катка. Как показали исследования /1, 2/, эти колебания возникают при движении по неровностям, реверсировании движения катка и из-за неравномерной жесткости шин в радиальных направлениях. При таких колебаниях шины играют роль упругого элемента и поэтому, во избежание появления резонансных колебаний катка, скорость его движения должна соответствовать жесткости шин.

Для достижения требуемой ровности в комплекс машин включают тяжелый гладковальцовый трехвальцовый каток "триплекс", который целесообразно использовать на всех этапах укатки смеси /3/. Два прохода этого катка после нескольких начальных проходов катка на пневматических шинах значительно улучшают ровность поверхности. Это объясняется тем, что в начале процесса, когда температура смеси велика, а плотность мала, смесь более подвижна и неровности легко устраняются.

Взаимодействие колес катка на пневматических шинах с уплотняемой поверхностью изучалось многим и исследователями. Разработан метод определения возможной толщины уплотняемых слоев, выбор нагрузок на колесо и давления воздуха в шинах. Создано также представление об изменении характера распределения давлений по контактной поверхности /4/, которое наблюдается при изменении давления воздуха в шинах. Однако в основном исследовалась конечная стадия уплотнения грунтов, поэтому грунт представлялся в виде полупространства.

Для применения полученных рекомендаций к процессу уплотнения слоистых систем, к которым относятся конструктивные слои дорожных одежд, необходимы дополнительные исследования, которые должны учитывать влияние более жесткого основания и различия в физико-механических свойствах уплотняемого материала. Своевременной представляется работа по оптимизации параметров катков на пневматических шинах применительно к уплотнению асфальтобетонных порожных покрытий, Объемы выполняемых работ позволяют создать для этой цели специальные катки, которые будут более эффективны, чем существующие универсальные.

В последние годы выявлена целесообразность уплотнения асфальтобетонных покрытий с одновременным их вакуумированием /5/. Первые опыты дали весьма обнадеживающие результаты. Оказалось, что при таком процессе достигается не только высокая плотность слоя этого покрытия, но и своеобразная структура, характеризующаяся минимальным количеством воздушных пор, большая часть которых закрыта, что обеспечивает низкое водонасыщение слоя, а следовательно, его высокую устойчивость к погодно-климатическим факторам. Очевидно, что процесс совместного воздействия уплотнения и вакуумирования асфальтобетонных покрытий должен служить предметом самостоятельных исследований.,

ЛИТЕРАТУРА

1. Белоусов Л.И., Хархута Н.Я. Влияние способов уплотнения на ровность асфальтобетонных покрытий. -"Автомобильные дороги", 1974, №6.

2. Капустин М.И., Хархута Н.Я., Чабуткин Е.К. Улучшение ровности покрытия при уплотнении катками на пневматических шинах. - "Автомобильные дороги", 1977, № 5.

3. Шестопалов А.А., Старков С.В. Пути улучшения ровности асфальтобетонных покрытий в процессе строительства. - "Автомобильные дороги", 1979, № 11.

4. Хархута Н.Я. Машины для уплотнения грунтов. Л, "Машиностроение", 1973.

5. Хархута Н.Я. и др. Уплотнение асфальтобетонной смеси катками с пневмовакуумным балластным устройством. -"Автомобильные дороги", 1980, № 1.

ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ И ПАРАМЕТРЫ УПЛОТНЕНИЯ ГОРЯЧЕГО АСФАЛЬТОБЕТОНА ГЛАДКОВАЛЬЦОВЫМИ КАТКАМИ

М.П. КОСТЕЛЬОВ, Л.М. ПОСАДСКИЙ
(Ленинградский филиал Союздорнии )

Уплотнение горячего асфальтобетона в покрытии является одной из самых сложных дорожно-строительных операций. Сложность заключается в том, что качество уплотнения горячего асфальтобетона зависит от многих факторов: опыта и мастерства строителей, типа асфальтобетона и входящих в его состав материалов, применяемых машин, состояния основания и земляного полотна, погодно-климатических условий, организации и технологии работ /1, 5/.

Сложность состоит еще и в том, что в конечном итоге необходимо получить покрытие не только с высокой плотностью и прочностью, но и с определенной ровностью, шероховатостью и поверхностной непроницаемостью.

Указанных качественных и эксплуатационных показателей можно достичь при использовании обычных гладко-вальцовых катков статического действия, которые составляют 85-90 % парка уплотняющих средств дорожных организаций СССР. Эти катки имеют определенный резерв повышения качества уплотнения за счет правильного их подбора по силовому воздействию на горячий асфальтобетон, совершенствования технологии и организации работы и некоторой модернизации вальцов.

Высокого качества уплотнения покрытия можно добиться только в том случае, когда при организации процесса уплотнения асфальтобетона будут соблюдаться температурные интервалы работы катков и очередность их смены.

Если уплотняющие органы асфальтоукладчика не работают или малоэффективны, то укатку должен начинать легкий каток, причем при возможно более высокой температуре асфальтобетона, но не ниже 125-120°С, а заканчивать при температуре 110-105°С. Средний каток наиболее эффективен при температуре укатки от 105 до 85°С, а тяжелый - от 85 до 65-70°С.

Разделение катков в зависимости от температурных интервалов обусловлено непрерывным возрастанием прочности и модуля деформации асфальтобетона по мере его остывания и уплотнения (табл. 1).

Данные табл. 1 относятся к слою малощебенистого и мелкозернистого асфальтобетона толщиной 3-4 см, приготовленного на основе битума БНД 90/130. Увеличение содержания щебня и использование более вязкого битума ведет к росту жесткости смеси даже в горячем состоянии. Смесь становится менее удобоукладываемой (удобообрабатываемой) и обладает повышенным сопротивлением сжатию и сдвигу. Вследствие этого температура начала и окончания уплотнения катками будет смещаться в большую сторону. Так, если малощебенистые и мелкозернистые смеси следует начинать уплотнять легким катком при температуре не ниже 125-120°С, то среднещебенистые смеси - при 135-130°С, а многощебенистые при 145-140°С.

Таблица 1

Прочностные и деформативные показатели асфальтобетона зависят от толщины слоя самого покрытия: с увеличением толщины, например, в 2,5 раза (за единицу принят слой толщиной 4 см) предел прочности при сжатии снижается в 1,5-2 раза /6/.

Силовое воздействие катка (максимальное давление вальца) не должно превосходить прочности слоя уплотняемого покрытия, иначе каток "утонет", на поверхности покрытия появятся колеи, наплывы, волны, трещины При незначительном давлении катка процесс деформирования асфальтобетона также будет неэффективным.

Максимальное давление вальца катка статического действия на контакте с уплотняемым слоем асфальтобетона можно определить по формуле, предложенной проф. Н.Я. Хархутой:

                                                                                                           (1)

где Q - нагрузка на валец катка;

В, R - длина и радиус вальца;

Е_o - эквивалентный модуль деформации слоя асфальтобетона с учетом жесткости основания (табл. 1);

р - показатель силового воздействия вальца на покрытие,

Выбор типа катка (легкий, средний, тяжелый) следует производить не по удельному линейному давлению, как это делалось раньше, а по показателю р, значения которого даны в табл. 2.

Таблица 2

Продолжительность остывания асфальтобетонной смеси после её раскладки в покрытие зависит от толщины слоя, начальной температуры смеси и погодно-климатических условий. Чем тоньше слой, тем быстрее он остывает и тем меньше времени отводится для работы каждого катка в указанном интервале температур. К сожалению, иногда на практике на эту особенность технологии укатки асфальтобетона мало обращается внимания, что ведет к значительному снижению его качества.

Рис. 1. Изменение температуры слоя асфальтобетона во времени (цифры на кривых - номер слоя покрытия)

На рис. 1 приведены кривые остывания, смеси в слоях покрытия толщиной 3-4 и 6-8 см при различной температуре воздуха и основания. Они построены по результатам измерений и исследований Н.В. Горелышева /7/, Л. Форсблада /8/ и сотрудников Ленинградского филиала Союздорнии. По приведенным кривым можно найти исходные параметры технологии строительства покрытия из горячего асфальтобетона и прежде всего максимально возможное время, отводимое для работы каждой из машин, участвующих в операциях раскладки и уплотнения смеси (табл. 3).

Таблица 3

Из табл. 3 видно, что время раскладки и уплотнения смеси катками в зависимости от толщины слоя и погодных условий может существенно изменяться (до 3-5 раз). Анализ показал, что слои толщиной 3-4 см при температуре 1-3°С (см. рис. 1, кривая 6) существующими машинами качественно уплотнить практически невозможно.

Возникает вопрос, как построить технологию уплотнения и организовать работу всех машин, входящих в отряд по устройству покрытия, чтобы обеспечить указанные интервалы температур для каждого из катков, обязательное их чередование после выполнения необходимого числа проходов, непрерывность движения отряда машин вперед при челночной схеме работы катков и, наконец, обеспечить отсутствие заторов и помех при движении катков по уплотняемой полосе покрытия.

Это возможно только в том случае, если легкий, средний или тяжелый катки будут иметь для работы определенную длину участка покрытия (захватку) соответственно l_л, l_с или l_Т, которую он должен уплотнить требуемым числом проходов за установленный отрезок времени и немедленно ее освободить для укатки следующим, более тяжелым катком. Причем каждая из этих захваток (a, b, g) должна состоять из целого числа отрезков покрытия l_у, проходимых укладчиком за время остывания смеси от момента ее укладки в покрытие до начала укатки легким катком (рис. 2).

Как только укладчиком подготовят полосу покрытия l_у, легким катком сразу начинают ее уплотнение, уступив укатанную полосу для работы среднего катка. Средний и тяжелый катки, в свою очередь, также смещаются вперед на такую же величину, и в итоге за отрядом остается участок полностью укатанного покрытия длиной l_у. (см. рис. 2).

Пока каждый из катков на своей захватке сделает п_л/a, п_с/b и п_Т/g проходов по одному следу, укладчик подготовит для уплотнения очередной участок покрытия l_у и сдвижка всех катков вперед снова повторится.

Рис. 2. Технологическая схема укладки и уплотнения асфальтобетонного покрытия

При такой организации устройства покрытия соблюдается принцип непрерывности технологических операций при движении отряда машин вперед со скоростью перемещения укладчика и при челночной схеме работы катков в отведенном интервале температур смеси. В основу этого принципа положено равенство времени укладки смеси на полосе длиной l_у и ее уплотнения каждым катком п_л/a, п_с/b и п_Т/g проходов.

Общий участок (захватка) работы всего отряда машин равен

l_об = v_уt_об,                                                                                                                              (2)

где v_у - средняя рабочая скорость укладчика;

t_об - время остывания асфальтобетона от начала его укладки в покрытие до температуры 65-70°С.

Участок разбивается на ряд указанных захваток работы каждой машины. Длина этих захваток пропорциональна отрезкам временя работы машин, найденным из условия остывания асфальтобетона (табл. 3):

l_об = l_у + l_л + l_с + l_Т = l_у(1 + a + b + g).                                                                                 (2)

Отрезки времени работы катков всегда можно назначить так, чтобы они содержали целое число отрезков времени работы укладчика и в сумме не превышали общего времени укладки и уплотнения смеси, т.е.

t_об = t_у + t_л + t_с + t_Т = t_у(1 + a + b + g).                                                                                (4)

где t_у, t_л, t_с, t_Т - время работы на захватке укладчика, легкого, среднего и тяжелого катков.

При устройстве покрытия, например, толщиной 3-4 см при температуре воздуха и основания 23-25°С (см. рис. 1, кривая 3) время работы укладчика t_у можно принять 3 или 4 мин. В первом случае t_л = 6 (a = 2), t_с = 12 (b = 4), t_Т = 18 (g = 6) и t_об = 39 мин. Во втором случае t_л = 8 (a = 2), t_с = 12 (b = 3), t_Т = 20 (g = 5) и t_об = 44 мин.

Длины захваток отряда и отдельных машин определяются временем их работы на захватке и среднее рабочей скоростью, которая у современных укладчиков находится в пределах 1,5-1,7 м/мин, но наиболее часто используется диапазон 2-7 м/мин.

С другой стороны, длина рабочей захватки любого катка равна

                                                                                                                             (5)

где v_k - средняя скорость катка на захватке;

t_k - отводимое по условию остывания асфальтобетона время работы катка на захватке;

n_k - необходимое число проходов катка по одному следу (для легкого катка - не менее 3-4 проходов, среднего - 6-10 и тяжелого - 10-14);

в_k - целое число полос, на ширине покрытия уплотняемых катком, в_k = 1, 2, 3.... которое можно найти по формуле

                                                                                                                          (6)

где в_у - ширина укладываемой асфальтоукладчиком полосы покрытия;

в_k - ширина уплотняемой катком полосы;

а - перекрытие уплотняемых катком соседних полос, а = 0,15¸0,20 м.

Из равенства длины захваток, определенных в зависимости от скорости укладчика и катка, получается вполне определенная технологическая взаимосвязь рабочих параметров катка со скоростью укладчика:

v_k = v_у n_k в_k.                                                                                                                           (7)

Наиболее ответственным моментом в правильной организации и технологии уплотнения асфальтобетона следует считать выбор скорости передвижения v_у и длины рабочей захватки l_у укладчика. Здесь нужно исходить из следующего.

Во-первых, минимальная скорость укладчика v_у назначается, исходя из требуемой производительности строительства покрытия и возможности обеспечения укладчика асфальтобетонной смесью, а минимальное значение l_у выбирается таким, чтобы длина рабочей захватки легкого, среднего и тяжелого катков была не менее 3-5 длин самих катков (по условию разгона и торможения). Гладковальцовые катки имеют длину от 4 до 7 м, поэтому длину их захватки не следует назначать менее 15-20 (для легкого катка), 20-25 (для среднего), 25-30 (для тяжелого) и 80-75 м (всего отряда).

Во-вторых, скорость укладчика должна соответствовать возможностям катков по их скорости и требуемому числу проходов по одному следу (рис. 3). Если катки не будут успевать за укладчиком и вынуждены делать меньшее число проходов или вести укатку покрытия, остывшего ниже нормы, можно увеличить общее количество катков, но не более чем на одну машину, иначе на полосе покрытия возникнут заторы и помехи, особенно на коротких захватках.

Рис. 3. Зависимость скорости и числа проходов катка от скорости укладчика (цифры на кривых - число проходов катка):
а - при в_k = 3; б - при в_k = 2

Большинство используемых в дорожном строительстве укладчиков раскладывают асфальтобетон. шириной 3,50-3,75 м. Их трансмиссия позволяет иметь несколько рабочих скоростей: 1,6-1,8; 2,5-2,7; 4,5-4,7; 7,5-7,7; 12,2-12,8 и 17-18 м/мин. На гладковальцовых же катках имеются, как правило, две ступени рабочих скоростей: 1,8-3,0 и 5,0-8,0 км/ч, а их ширина уплотнения составляет 1,2-1,4 м, т.е. в_k = 3.

Анализ этих параметров применительно к строительству покрытий, приведенных на рис. 1, показывает, что слои толщиной 3-4 см при температуре воздуха и основания 1-3°С требуют условий, которые практически реализовать невозможно (табл. 4).

Следует заметить, что чем ниже температура воздуха и основания и чем тоньше слой укладываемого асфальтобетона, тем быстрее должен двигаться укладчик и тем больше рабочая скорость катков. Погонные условия в этой связи оказывают влияние на количество требуемой укладчику смеси и соответственно на выбор укладчика по производительности.

Заметно упрощается и облегчается технология и организация укатки асфальтобетона при наличии у укладчика эффективных уплотняющих органов. Если последние не работают или отсутствуют, плотность асфальтобетона после прохода укладчика не превышает 0,80-0,82 стандартной. В этом случае в составе отряда необходимо иметь легкий каток, отсутствие которого вынуждает начинать укатку покрытия средним катком лишь при остывании смеси до 90-95°С.

При обеспечении предварительного уплотнения до 0,90-0,92 за счет работы уплотняющих органов укладчика необходимость в легком катке отпадает. Причем в таком случае начинать укатку средним катком можно при температуре смеси около 105-110°С, что является предпосылкой высокой степени уплотнения.

Увеличение ширины уплотнения катков до 1,9-2,0 м (при этом в_k = 2) также облегчает технологию и организацию укатки покрытия (см. рис. 3).

Статические катки вследствие жесткости вальцов развивают на контакте с покрытием очень высокие давления (до 2,5-3,0 МПа), что способствует не только получению требуемой плотности, но и приводит к образованию на его поверхности макро- и микротрещин; они служат причиной дробления каменных материалов, входящих в состав асфальтобетона, и снижения шероховатости покрытия. Однако практика эксплуатации самоходных катков на пневматических шинах, развивающих на контакте давление до 0,7-1,0 МПа, показывает, что высокое качество уплотнения можно получить и при умеренной величине давлений путем обжатия покрытия контактной площадкой увеличенных размеров. В 1976 г. в Ленинградском филиале Союздорнии предложено на металлическую поверхность вальцов статического катка наносить слой эластичной (мягкой) резины определенной толщины, устраняющей эти недостатки /3/.

Лабораторные исследования и полевые эксперименты с модельным и реальным катками показали, что покрытые резиной вальцы имеют в 3-4 раза большую площадь контакта с покрытием по сравнению с металлическими; при прочих равных условиях обеспечивают увеличение коэффициента уплотнения асфальтобетона на 0,02-0,04, уменьшение его водонасыщения на 2-3 %; увеличивают высоту выступов и впадин на поверхности (показатель шероховатости) в 2-2,5 раза и снижают проникание воздуха через покрытие в 2-3 раза. Ровность покрытия остается такой же, как и после уплотнения катками с металлическими вальцами.

Покрывать резиной целесообразно вальцы только среднего и тяжелого катков. Толщина слоя теплостойкой резины на переднем вальце должна быть не менее 25-30 мм, на заднем - 40-50 мм.

Таблица 4

Продолжение таблицы 4.

Примечания:

1. Длина захваток и расход асфальтобетона с учетом снижения примерно на одну треть скорости укладчика из-за остановок и простоев.

2. Показатели технологии приведены для двух вариантов.

Изложенное позволяет дать некоторую оценку реальном гладковальцовым каткам с точки зрения влияния их параметров на качество уплотнения асфальтобетонных покрытий.

В 1978 г. Ленинградский филиал Союздорнии провел обследование наличного парка катков в дорожных организациях страны, которое показало, что основным уплотняющим средством при строительстве оснований и асфальтобетонных покрытий остается гладковальцовый каток статического действия.

В зависимости от массы эти катки распределяются следующим образом: 10 т и более - 33 %, 8-9 т - 65 %, 5 т и менее - 2 % общего парка гладковальцовых катков.

Для предварительного уплотнения покрытия сразу после прохода укладчика дорожники используют, как правило, катки ДУ-11А (Д-469А) и ДУ-50 массой 6-8 т, которые по силовому воздействию вальцов не могут начать укатку асфальтобетонной смеси при температуре выше 90-95°С (каток "тонет"). Нагретая на АБЗ до 140-160°С и доставленная к месту укладки при 120-130°С смесь вынужденно охлаждается в покрытии, тогда как именно при высокой температуре она легче и быстрее уплотняется.

Исправить это положение можно путем модернизации имеющихся или создания новых уплотняющих рабочих органов асфальтоукладчиков в целях повышения их уплотняющей способности и создания необходимой виброизоляции. Возможность решения такой технической задачи доказывают испытания и опыт эксплуатации некоторых зарубежных машин, в том числе в Оренбургдорстрое асфальтоукладчика "Титан-410С" (ФРГ). Трамбующие и вибрационные брусья этого асфальтоукладчика при оптимальном режиме обеспечивают уплотнение асфальтобетона типа А и Б в покрытии до плотности 0,97-0,98 стандартной /4/.

Применение эффективного уплотняющего органа укладчика позволит отказаться от "услуг" легкого катка и вести укатку по схеме "укладчик - средний каток - тяжелый каток". При такой схеме появляется реальная возможность перераспределить общее отводимое по условию остывания смеси время на укладку и уплотнение покрытия следующим образом: укладчик - 25 %, средний каток - 25 %, тяжелый каток - 50 %, что облегчит и упростит организацию и технологию работ.

При плохо или совсем не работающих уплотняющих органах укладчика и наличии в составе отряда легкого катка это общее время распределяется в среднем так: укладчик - 10 %, легкий каток - 15 %, средний каток - 80 %. и тяжелый каток - 45 % (см. табл. 3). Как показано выше, такое распределение времени ухудшает и затрудняет решение организационных и технологических задач производства работ.

Наиболее широко используются и хорошо зарекомендовали себя в дорожном строительстве катки ДУ-11А (Д-489А) и ДУ-50 массой 6-8 т; ДУ-8А (Д-399А) и Д-549А массой 9-12 т; ДУ-9А (Д-400А) и ДУ-49А массой 13-18 т. Однако недостаточное количество этих катков в дорожных организациях не позволяет составить полноценные отряды машин, ведущих укатку по схеме "укладчик - легкий каток - средний каток - тяжелый каток". В среднем на 100 асфальтоукладчиков имеется 300 катков массой 6-8 т, 76 - массой 9-12 т и только 23 катка массой 13-18 т. Естественно, укатка покрытия отрядами, "укороченными" за счет тяжелых трехвальцовых трехосных катков, сопровождается "недобором" необходимой плотности и ровности. Это еще один реальный резерв повышения качества строительства асфальтобетонных покрытий.

К сожалению, в наличном парке машин постепенно сокращается число катков ДУ-8А (Д-899А) вследствие их физического износа. Промышленность еще несколько лет назад прекратила их производство, предложив совершенно неравноценную пока замену в виде трехвальцовых двухосных (по терминологии стандарта СЭВ - трехколесных) катков ДУ-48А. Выпуск двухвальцового двухосного ("тандем") катка ДУ-42А, по своим параметрам и конструкции более соответствующего основным производственно-технологическим требованиям, намечен пока только в перспективе.

Вообще уместно отметить, что в составе парка гладковальцовых статических катков преобладают катки с формулой 2×3 (число осей, умноженное на число вальцов), причем катки "тандем" 2×2 и "триплекс" 3×3 составляют пятую часть. В настоящее время на заводах Минстройдоркоммунмаша также изготавливаются главным образом катки 2×3, в то время как большинство катков за рубежом выпускаются двухосными двухвальцовыми (2×2).

У катков 2×3 ширина уплотнения больше в 1,5 раза, чем у катков 2×2, однако вследствие того, что их передний и задние вальцы идут не по одному уплотняемому следу, число проходов этих катков необходимо увеличивать в 2 раза по сравнению с катками 2×2, поэтому катки 2×3 менее технологичны, особенно в условиях ограниченного времени укатки. Кроме того, в силу, как правило, меньшего диаметра переднего вальца и малой ширины задних вальцов эти катки не всегда обеспечивают требуемые эксплуатационные показатели покрытия (плотность, ровность, водонепроницаемость поверхности).

При анализе парка катков обнаружилось многообразие имеющихся их моделей и размеров вальцов. Только гладковальцовых катков статического действия оказалось 14 моделей, катков на пневматических шинах - 3 и вибрационных самоходных - 5. Диаметры вальцов катков статического и вибрационного действия имеют 9 размеров: 800, 725, 800, 900, 1000, 1200, 1300, 1400 и 1800 мм. Ширина этих вальцов также имеет 9 размеров: 500, 525, 800, 850, 1000, 1200, 1250, 1300 и 1400 мм.

Изготовляемые сейчас заводами Минстройдоркоммунмаша и намеченные к выпуску в перспективе 8 моделей гладковальцовых статических и вибрационных катков по многообразию размеров вальцов немного уступают наличному парку (7 диаметров от 600 до 1600 мм и 8 различных значений ширины от 500 до 1300 мм) /2/.

Обоснованной необходимости в таком многообразии нет. Более того, даже максимальные размеры, например, ширина вальцов, плохо вписываются в технологические требования, в соответствии с которыми при полосе укладки покрытия 3,5-3,75 м предпочтительны катки типа "тандем" и "триплекс'' с шириной уплотнения 1800-2000 мм. Видимо, не случайно ширина вальцов некоторых выпускаемых в настоящее время зарубежных катков увеличена до 1700-2100 мм.

Не менее важным параметром катков является диаметр вальца. С его уменьшением не только снижается площадь контакта вальца с поверхностью качения, что само по себе ухудшает механику уплотнения, но и растет сдвиг асфальтобетона, а вследствие этого ухудшается качество уплотнения. У вальца большого диаметра меньше сопротивление качению и колееобразование, повышается ровность уплотняемого покрытия, поэтому дорожники отдают предпочтение таким каткам.

Гладковальцовые катки в нашей стране изготавливаются в соответствии с ГОСТ 5576-74 "Катки дорожные самоходные с гладкими вальцами", который классифицирует катки по общей массе и удельному линейному давлению (нагрузка на валец, приходящаяся на единицу ширины вальца), т.е. здесь не учитывается диаметр вальца, который конструктор может назначить не всегда удачно.

Примером подобного неудачного соотношения нагрузки на валец и его диаметра может служить трехвальцовый двухосный каток ДУ-48А, который имеет значительные удельные линейные давления (5-7 МПа) и небольшие диаметр и ширину переднего вальца (1000×1000 мм).

Давления под передним вальцом этого катка, рассчитанные по формуле (1), чрезмерны и на 10-20 % превышают давления задних вальцов, вследствие чего при укатке асфальтобетона наблюдаются многочисленные сдвиги и трещины на покрытии.

Анализ параметров и качества работы отечественных гладковальцовых катков убеждает в том, что необходимо выработать более правильный показатель силового воздействия вальцов на уплотняемый асфальтобетон, чем удельное линейное давление, и пересмотреть ГОСТ 5576-74. В настоящее время это воздействие можно пока оценивать конструктивным показателем р (см. формулу 1), в котором радиус и длина вальца имеют равноценное влияние.

Все объективные данные говорят о том, что дорожникам необходимы гладковальцовые катки нового поколения, которые отвечали бы научно обоснованным производственно-технологическим и конструктивным требованиям.

ЛИТЕРАТУРА

1. Бадалов В.В. и др. Влияние технологии и средств механизации на качество строительства асфальтобетонных дорожных покрытий. Ленинградский ДНТП, Л., 1977.

2. Варганов С.А., Окунев В.И. Состояние и перспективы развития самоходных катков для уплотнения грунтов и дорожных покрытий. - "Строительные и дорожные машины", 1977, № 3.

3. Костельов М.П., Сергеева Т.Н. Пути повышения качества уплотнения асфальтобетонных покрытий. - В сб. "Передовые методы в проектировании, строительстве и эксплуатации автомобильных дорог". Ленинградский ДНТП. Л., 1977.

4. Марышев Б.С. и др. Уплотнение асфальтобетонных смесей асфальтоукладчиком. - "Автомобильные дороги", 1979, № 11.

5. Михайлов В.В. Строительство асфальтобетонных покрытий в СССР. - В сб. "Материалы работы симпозиума по структуре и структурообразованию в асфальтобетоне". М., 1968.

6. Сергеева Т.Н., Башкарев А.Я. К вопросу уплотнения асфальтобетонных смесей. - В сб. "Труды Союздорнии", вып. 84. М., 1878.

7. Якунин О.А., Горелышев Н.В. Исследование процесса охлаждения слоев асфальтобетонной смеси. - В сб. "Труды Союздорнии", вып. 61. М., 1972.

8. Forssblad L., Cessler S., Vibratory Asphalt Compaction. Dynapac, 1977.

ИССЛЕДОВАНИЕ УПЛОТНЯЮЩЕЙ СПОСОБНОСТИ РАБОЧИХ ОРГАНОВ АСФАЛЬТОУКЛАДЧИКОВ

Э.Б. ОСТРОВСКИЙ, В.М. СЛЕПАЯ
(Союздорнии)

Одним из эффективных путей повышения темпов и качества устройства асфальтобетонных покрытий является применение высокопроизводительных широкозахватных асфальтоукладчиков с активными уплотняющими рабочими органами - трамбующим брусом и виброплитой.

При работе таких машин реально достижение степени уплотнения покрытий, близкой к стандартной, что позволяет сократить работу катков и одновременно повысить долговечность покрытий.

Первые опытные работы в этом направлении были выполнены с использованием зарубежных асфальтоукладчиков "Титан-410С", "Супер-1700" и SSF-5. В процессе проведения эксперимента была исследована уплотняемость асфальтобетонных смесей различного типа гранулометрии при изменяющихся режимах работы асфальтоукладчиков; при этом варьировались число оборотов приводных валов рабочих органов и скорость перемещения.

Основной целью поставленного эксперимента являлось определение рациональных режимов работы асфальтоукладчиков для смеси каждого типа гранулометрии.

При проведении опытов осуществляли контроль за режимом работы асфальтоукладчиков в зависимости от скорости перемещения, частоты и амплитуды колебаний рабочих органов - трамбующего бруса и виброплиты: за составом, степенью уплотнения, температурой и толщиной укладываемого слоя асфальтобетонных смесей типов А, Б, В и Г (ГОСТ 9128-76 "Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Технические условия").

Удельный импульс и возмущающую силу рабочих органов асфальтоукладчиков определяли по паспортным данным и непосредственными замерами на самих асфальтоукладчиках. Режим работы асфальтоукладчиков контролировали вибрографом, тахометром и секундомером, а степень уплотнения - в лаборатории по стандартной методике после отбора проб. Пробы отбирали с металлических листов, уложенных на основание до прохода асфальтоукладчика.

При проведении работы была принята методика, позволяющая исключать по возможности влияние ряда случайных и неслучайных факторов на результаты производственного эксперимента. Так, строго соблюдались заданные составы смесей, температурный режим и время перемешивания.

С целью сохранения однородности состава и температуры смеси пробы отбирали с участков длиной 10 м, соответствующих условиям распределения смеси, доставленной с одного самосвала КрАЗ-256; на каждом участке длиной 2,5 м изменяли режим уплотнения.

Режим работы асфальтоукладчика осуществляли на четырех различных частотах вращения приводных валов виброплиты и трамбующего бруса, включая минимально и максимально возможные.

На основе паспортных данных и непосредственными замерами были определены характеристики уплотняющих рабочих органов асфальтоукладчиков (табл. 1).

Виброплиты исследуемых асфальтоукладчиков имеют одинаковые размеры. Амплитуда колебаний виброплиты "Титан-410С" значительно меньше, чем других асфальтоукладчиков, поэтому ее воздействие менее мощное; однако увеличение мощности и интенсивности воздействия виброплиты на уплотняемую асфальтобетонную смесь не всегда приводит к увеличению степени уплотнения.

Таблица 1

Рабочие скорости асфальтоукладчиков регулируются в широких пределах переключением передач и изменением числа оборотов двигателя. " Титан-410С" имеет 11 рабочих скоростей от 0 до 13,8 м/мин.

Современные отечественные асфальтоукладчики близки по техническим характеристикам к лучшим зарубежным, их рабочие скорости достигают у ДС-94 13,07 м/мин, у ДС-113 18,07 м/мин. Однако такие высокие рабочие скорости допустимы только при укладке асфальтобетонных смесей, но не при их уплотнении. При высоких рабочих скоростях недостаточно интенсивно воздействие асфальтоукладчика на уплотняемую асфальтобетонную смесь, которая по своим реологическим и вязко-упругим свойствам требует определенного времени воздействия и числа ударов по одному следу или определенной работы, отнесенной к единице уплотняемого объема асфальтобетонной смеси. Таким образом, достигнуть уплотнения асфальтобетонных смесей рабочими органами асфальтоукладчиков, как зарубежных, так и отечественных, за один проход возможно только при работе в оптимальном режиме.

В результате опытных работ были определены значения коэффициентов уплотнения асфальтобетонных смесей (типов А, Б, В и Г) при различных режимах работы трамбующего бруса и виброплиты и скорости перемещения асфальтоукладчика. По этим данным определяли наиболее рациональные режимы работы различных асфальтобетонных смесей.

Режимы укладки и уплотнения наилучшим образом согласовываются при укладке асфальтобетонной смеси типа А. Для этой смеси получен наивысший коэффициент уплотнения - 0,99 при скорости перемещения асфальтоукладчика 1 м/мин. Режимы работы трамбующего бруса соответствуют 720 об/мин, а виброплиты - 3000 ударов/мин, Дальнейшее увеличение интенсивности воздействия не привело к росту степени уплотнения, а наоборот, вызвало разуплотнение. Максимальный прирост плотности наблюдается при минимальной скорости укладки 1 и 2 м/мин.

Более интенсивное воздействие асфальтоукладчика на смесь требуется для асфальтобетонной смеси типа Б, для которой максимальная степень уплотнения 0,93 получена при скорости 1 м/мин и режиме работы трамбующего бруса 1440 об/мин и виброплиты 4200 ударов/мин. Интенсивность роста степени уплотнения увеличивается с уменьшением скорости укладки и увеличением оборотов приводного вала трамбующего бруса. Увеличение оборотов приводного вала виброплиты не всегда приводит к увеличению степени уплотнения.

При высокой скорости укладки (5 м/мин) увеличение интенсивности воздействия асфальтоукладчика на смеси типа А и Б не повышает степени уплотнения. Это можно объяснить снижением числа ударов по одному следу трамбующего бруса и виброплиты (см. рисунок).

Зависимость степени уплотнения асфальтобетонных смесей от режима работы уплотняющих органов при совместной работе трамбующего бруса и виброплиты со скоростью укладки:
а - 1 м/мин; б - 2 м/мин: в - 3 м/мин; г - 5 м/мин.
1 - степень уплотнения асфальтобетонной смеси типа А при различных режимах уплотнения; 2 - то же, для смеси типа Б; 3 - то же, для типа В; 4 - то же, для типа Г

Для смесей всех типов характерно то, что с уменьшением скорости и увеличением интенсивности воздействия растет степень уплотнения, однако эта закономерность более четко прослеживается для смесей, содержащих до 50 % щебня. Пластичные смеси в производственных условиях характеризуются меньшей уплотняемостью, а уменьшение скорости укатки ведет к частичному выдавливанию таких смесей из-под рабочих органов асфальтоукладчика.

Весьма невысокой оказалась степень уплотнения асфальтобетонной смеси типа Г на основе дробленого песка. Так, из рисунка видно, что при режиме 4200 ударов/мин виброплиты и 1440 об/мин трамбующего бруса коэффициент уплотнения при скоростях укладки 1 и 2 м/мин составлял 0,84; 3 м/мин - 0,80.

Таким образом, назначение режимов работы уплотняющих органов должно производиться с учетом скорости передвижения асфальтоукладчика и типа уплотняемой им смеси.

Проведенными опытами выявлены рациональные режимы уплотнения стандартных асфальтобетонных смесей (табл. 2).

Таблица 2

Таким образом, проведенными экспериментами установлено, что повышение производительности и эффективности работ при устройстве асфальтобетонного покрытия, улучшение его качества и увеличение долговечности возможно, если правильно подобраны режимы работы асфальтоукладчика в зависимости от вида асфальтобетонной смеси.

Степень уплотнения асфальтобетонных смесей при работе высокопроизводительных машин в значительной мере определяется их гранулометрическим составом.

Наиболее существенное влияние режима работы асфальтоукладчика на уплотняемость проявляется на смесях типов А и Б, по сравнению с ними смеси типов В, Г и Д отличаются значительно меньшей уплотняемостью.

При укладке и уплотнении многощебенистых асфальтобетонных смесей типов А и Б возможно уменьшение числа уплотняющих катков.

ИССЛЕДОВАНИЕ ВОЗМОЖНОСТИ УВЕЛИЧЕНИЯ ПЛОТНОСТИ МАЛОЩЕБЕНИСТОГО АСФАЛЬТОБЕТОНА В ЦЕЛЯХ ЭКОНОМИИ БИТУМА

И.В. ФИЛИППОВ, М.П. КОСТЕЛЬОВ
(Ленинградский филиал Союздорнии)

В Ленинградском филиале Союздорнии были проведены исследования с целью снизить содержание битума в составе малощебенистого асфальтобетона типа В без ухудшения его качества путем повышения плотности минерального остова. Задачу решали оптимизацией соотношения щебня, песка и минерального порошка и интенсификацией процесса уплотнения асфальтобетона.

В целях повышения плотности минерального остова асфальтобетона состав смеси минеральных материалов подобран по следующему принципу: содержание щебня приближается к нижней граничной кривой гранулометрического состава, рекомендованного ГОСТ 9128-78 "Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Технические условия", а минерального порошка - к верхней.

Принятый для исследования асфальтобетон состоял из 80 % гранитного щебня, 12 % известнякового порошка и 58 % природного песка. При стандартном режиме формования образцов пористость минерального остова такого асфальтобетона не превышала 16 % при оптимальном содержании битума 5,0-5,6 %. Следовательно, только путем оптимизации гранулометрического состава получено существенное увеличение плотности малощебенистого асфальтобетона и снижение содержания битума по сравнению с нормами, предусмотренными ГОСТ 9128-76. При интенсификации процесса уплотнения пористость минерального остова асфальтобетона уменьшается дополнительно на 1-1,5 %.

В целях интенсификации процесса уплотнения лабораторных образцов асфальтобетона был принят следующий режим их формования: половину навески асфальтобетонной смеси засыпали в пресс-форму, трамбовали 60 ударами стального стержня диаметром 20 мм и длиной 250 мм, затем засыпали вторую половину навески и снова трамбовали. Образцы продолжали формовать по стандартной методике.

Одна из главных задач исследований заключалась в изучении свойств асфальтобетона с повышенной плотностью и в определении условий, при которых он обладает максимальной работоспособностью. Принятые дозировки битума позволили в широких пределах регулировать остаточную пористость асфальтобетона. Результаты стандартных испытаний приведены в таблице. Усиленный режим формования образцов обеспечил высокую плотность асфальтобетона: пористость минерального остова при всех дозировках битума оказалась значительно ниже нормативной и не превышала 15 %. По-видимому, достигнутая плотность минерального остова близка к предельно возможной. Этим и обусловлено уменьшенное по сравнению с нормами содержание битума в асфальтобетонной смеси даже при остаточной пористости асфальтобетона ниже нормативной.

Результаты испытаний показали, что максимальная плотность минерального остова получена при определенном содержании битума в составе смеси. С увеличением содержания битума остаточная пористость асфальтобетона постоянно уменьшается, в результате чего улучшается его водостойкость, что особенно эффективно при длительном водонасыщении. В то же время приведенные результаты стандартных испытаний не позволяют достаточно объективно оценить влияние содержания битума или, что то же самое, влияние остаточной пористости на работоспособность асфальтобетона, уплотненного до предельно возможной плотности. Поэтому дополнительно определены прочность при сдвиге и растяжение при изгибе, деформативность при отрицательной температуре, модуль упругости, усталостная долговечность, термостабильность асфальтобетона.

Особенно существенное влияние оказывает остаточная пористость на усталостную долговечность, под которой подразумевается число повторных нагружений образца асфальтобетона, необходимое для его разрушения. Образцы-балочки испытывали на растяжение при изгибе, частота приложения нагрузки составила 30 циклов в минуту, время действия нагрузки в одном цикле - 0,5 с, напряжение - 1,5 МПа. Результаты испытаний приведены на рисунке. Они показывают, что максимальной усталостной долговечности соответствует определенное значение остаточной пористости.

Остаточная пористость асфальтобетона оказывает значительное влияние на работоспособность покрытия. Так, изменение остаточной пористости всего лишь на 1 % как в ту, так и в другую сторону ведет к уменьшению усталостной долговечности в 2 раза.

Таблица 1

Проведенные испытания показали, что свойства асфальтобетона с повышенной плотностью существенно зависят от содержания битума в составе смеси. С увеличением содержания битума уменьшается остаточная пористость асфальтобетона, что сопровождается улучшением водостойкости, деформативности при отрицательных температурах и, что особенно важно, увеличением стабильности свойств асфальтобетона. Такие показатели, как прочность при сжатии, сдвиге, растяжении при изгибе, усталостная долговечность, модуль упругости имеют максимальные значения при определенном содержании битума. Оптимальным сочетанием комплекса показателей свойств, характеризующих работоспособность покрытий, обладает асфальтобетон, уплотненный до максимально возможной плотности, при заполнении битумом 80-90 % пор минерального остова.

Зависимость усталостной долговечности асфальтобетона от остаточной пористости

Для практического использования могут быть рекомендованы следующие параметры структуры и требования к свойствам асфальтобетона типа В, обладающего повышенной работоспособностью:

Указанные показатели свойств относятся к образцам асфальтобетона, сформованным по стандартной методики. При более интенсивном уплотнении снизятся остаточная пористость и водонасыщение и увеличится степень заполнения битумом пор минерального остова.

Рекомендуемые требования обеспечиваются при содержании в асфальтобетоне типа В 30-35 % щебня и 10-14 % минерального порошка. При этом оптимальное количество битума в асфальтобетоне меньше рекомендованного стандартом и составляет 5,5-6 %.

Эксперименты показали, что высокая работоспособность асфальтобетона типа В может быть реализована лишь при высокой степени его уплотнения, полученной в лабораторных условиях. Задачей опытных работ в тресте "Латавтодормост" было качественно уплотнить асфальтобетон в покрытии до степени уплотнения не менее единицы, в то время как достаточной нормой является 0,98.

Следует заметить, что эта задача является частью более общей проблемы повышения качества уплотнения асфальтобетонных покрытий, решению которой сейчас уделяется большое внимание во многих странах.

На результаты уплотнения асфальтобетонного покрытия влияет целый ряд факторов: свойства асфальтобетонной смеси, состояние (плотность, прочность и жесткость) земляного полотна и основания, тип, параметры катков и затраченная ими работа, организация и технология работы, погодно-климатические условия строительства покрытия и др.

Смеси с уменьшенным содержанием битума и увеличенным количеством минерального порошка по своим технологическим показателям, в том числе по уплотняемости в реальных условиях строительства, несколько отличаются от стандартных. При прочих равных условиях такие смеси обладают повышенной вязкостью, имеют большое сопротивление сжатию и сдвигу.

Как известно, по мере уплотнения и остывания горячей асфальтобетонной смеси ее свойства изменяются: растет предел прочности при сжатии и сдвиге, уменьшается способность к деформированию, особенно значительно влияние фактора температуры. Так, в слое мелкозернистой смеси с К_у = 0,92¸0,94 при остывании от 140 до 80°С предел прочности при сжатии возрастает в 2,8-3 раза, а модуль деформации - в 6-6,3 раза. В то же время изменение коэффициента уплотнения с 0,94 до 0,99 (при температуре 100°С) вызывает рост прочности слоя всего лишь в 1,6-1,7 раза.

При подборе уплотняющей техники в опытном строительстве и при назначении технологии и организации ее работы учитывались все факторы, влияющие на уплотняемость смеси. Прежде всего необходимо было увеличить общую затрачиваемую на уплотнение работу катков, увеличивая число проходов на 30-40 %, и выполнять эту работу при более высокой температуре смеси (при увеличении на 20-30°С).

Параметры имеющихся в дорожных организациях и выпускаемых промышленностью гладковальцовых катков не позволяют использовать их при температуре смеси выше 95-100°С, в то время как наилучшее уплотнение возможно достигнуть при температуре 100-140°С. Реализовать благоприятные условия для уплотнения смеси при повышенной температуре можно путем применения высокоэффективных вибрационных и вибротрамбующих брусьев укладчика или легких катков. К сожалению, уплотняющие органы отечественных укладчиков обеспечивают низкое качество уплотнения (не более 0,90); возникающие при их работе значительная вибрация и сотрясения передаются укладчику и оператору, поэтому в большинстве случаев они снимаются с машины. Нет также возможности использовать на стройках легкие катки, поскольку они сняты с производства.

Катки на пневматических шинах хотя и способны уплотнять асфальтобетонную смесь при более высокой температуре, но предварительная укатка ими затруднена из-за отсутствия системы регулирования давления воздуха в шинах. К тому же эти катки, как показала практика, дают значительно лучшие результаты, если смесь предварительно уплотнена, т.е. их выгоднее использовать в качестве средних катков.

ДСР-3 треста "Латавтодормост" и Ленинградским филиалом Союздорнии было построено 8 опытных участков асфальтобетонного покрытия общей длиной около 800 м, толщиной 4-5 см из смеси типа В, отличающихся температурой смеси в начале укатки и различным сочетанием используемых катков.

В смеси содержалось от 27 до 35 % щебня фракции 5-15 мм, 10,5-11 % минерального порошка и 6,4 % битума марки БНД 90/130. Смесь укладывали в покрытие укладчиками ДС-1 (Д-150Б) и ДС-126; уплотняли гладко-вальцовыми катками ДУ-8 (Д-399), ДУ-9 (Д-400), ДУ-49 и самоходным катком на пневматических шинах конструкции треста "Латавтодормост" и Ленинградского филиала Союздорнии, масса и другие параметры которого, аналогичны, параметрам катка ДУ-81 (Д-627).

На опытных участках наилучшие результаты получены в случае предварительного их уплотнения 2-4 проходами двухвальцового катка ДУ-8 массой около 8 т (без балласта) при температуре смеси около 115-120°С (при увеличении числа проходов на поверхности образуются наплывы и трещины). После этого покрытие уплотняли 14-18 проходами по одному следу катка на пневматических шинах, причем следы на покрытии колес этого катка закатывал каток ДУ-8.

Окончательную укатку и отделку покрытия выполнял трехвальцовый каток ДУ-9 или ДУ-49 за 8-10 проходов по одному следу.

В качестве контрольного служил участок покрытия, уплотнявшийся по широко используемой технологии - сначала средним катком ДУ-8 (10-12 проходов), а затем тяжелым ДУ-8 или ДУ-49 (8-10 проходов), причем укатку начинали при температуре смеси не выше 95-100°С.

Лабораторное испытание 27 кернов показало, что на опытных участках асфальтобетон имел К_у = 0,99¸1,0 (водонасыщение 2,6 %; остаточная пористость 3,9 %), а на контрольном участке соответственно 0,97 (5,1; 6 %).

Таким образом, в результате лабораторных исследований и опытного строительства доказана возможность и целесообразность повышения плотности асфальтобетона типа В за счет оптимизации гранулометрического состава минерального материала и интенсификации процесса уплотнения. Повышение плотности асфальтобетона положительно влияет практически на все его показатели, в том числе на усталостную долговечность и работоспособность, и позволяет на 10-15 % снизить содержание битума в асфальтобетоне.

Опытные работы подтвердили также возможность повышения качества уплотнения, асфальтобетона имеющимися катками путем более правильного подбора их силового воздействия на слой покрытия, некоторого увеличения обшей работы катков и использования более высокого интервала температур смеси.

ВЛИЯНИЕ ПЛОТНОСТИ И ЖЕСТКОСТИ ОСНОВАНИЙ НА УПЛОТНЯЕМОСТЬ И ДОЛГОВЕЧНОСТЬ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ СЛОЕВ

А.О. САЛЛЬ, И.П. ШУЛЬГИНСКИЙ
(Ленинградский филиал Союздорнии)

Уплотняемость и долговечность асфальтобетонных слоев в процессе эксплуатации зависят от вида и величины напряжений, возникающих при воздействии уплотняющих и эксплуатационных нагрузок. Наибольшую опасность представляют растягивающие напряжения, которые препятствуют уплотнению материалов и могут быть причиной трещинообразования в процессе эксплуатации дороги. Напряжения в асфальтобетонном слое, кратковременно нагружаемом катком или автомобилем, с достаточной точностью определяются из решения задачи теории упругости о деформировании вертикальной нагрузкой слоистого полупространства. Для того, чтобы при укатке в асфальтобетонных слоях не возникли растягивающие напряжения, а при эксплуатации они не превосходили бы допустимых значений, нижележащие слои основания и земляного полотна должны иметь определенные параметры жесткости и толщины. Эти параметры устанавливаются в результате теоретических и экспериментальных исследований.

Определим условия, исключающие растягивающие напряжения в асфальтобетонном слое при его укатке. Для этого представим дорожную конструкцию в виде двухслойной полупространственной системы. Растягивающие напряжения не возникнут в том случае, если у подстилающего полупространства (основание плюс, земляное полотно) модуль упругости будет не менее, чем у укатываемого асфальтобетонного слоя. По данным штамповых испытаний, расчетный кратковременный модуль упругости асфальтобетона при температуре укатки от 60 до 100°С изменяется в пределах от 100 до 250 МПа и зависит, главным образом, от упруго-деформационных, свойств минеральной составляющей (большие значения модуля упругости имеют крупнозернистые смеси и смеси из каменных материалов осадочных пород). Такими же должны быть параметры общей жесткости оснований. Этот вывод подтверждается натурными наблюдениями.

При испытании слой из высокопористого асфальтобетона толщиной 25 см укладывали на основания из пылеватого суглинка с влажностью 0,75-0,9 предела теку -чести, из легкой супеси, грунтощебня, щебня и материалов, обработанных цементом, имеющих различную жесткость. Общий модуль упругости материалов подстилающих слоев, установленный по "Инструкции по проектированию дорожных одежд нежесткого типа" ВСН 48-72 (М., "Транспорт", 1973) путем измерения упругих прогибов под колесом автомобиля, изменялся в широких пределах: от 20 до 200 МПа. Кратковременный модуль упругости асфальтобетона при температуре 60-100°С по данным лабораторных штамповых испытаний составил 150 МПа.

Асфальтобетонные смеси уплотняли тяжелыми катками на пневматических шинах и гладковальцовыми катками. Плотность укатанных слоев проверяли путем испытания кернов, которые разделяли по высоте на 4-5 частей. Уплотняемость асфальтобетона характеризовалась коэффициентом уплотнения К_у, который определяли отношением фактической плотности в керне к плотности, полученной при стандартном уплотнении для образцов переформованных по ГОСТ 12801-77 "Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Методы испытаний". Результаты испытаний представлены на рис. 1.

Рис. 1. Распределение плотности асфальтобетона, уложенного одним слоем, при модуле упругости основания, МПа: 1-25; 2-90; 3-180

Как видно из рис. 1, плотность асфальтобетона по толщине слоя оказалась неодинаковой. Наибольшая плотность в середине укатанного слоя обусловлена благоприятными условиями уплотнения вследствие более длительного сохранения высоких температур /1/. В нижней части укатанного слоя плотность значительно меньше, что можно объяснить отрицательным влиянием возникающих при укатке растягивающих напряжений. Требования к плотности нижней части асфальтобетонной дорожной одежды увеличенной толщины можно снизить ввиду более благоприятных условий ее работы на сдвиг от действия эксплуатационных транспортных нагрузок. Однако эта часть асфальтобетонного слоя при сопротивлении его изгибу более ответственна, поэтому требования по плотности к ней должны быть достаточно высокие (К_у ³ 0,97).

В верхней части укатанного слоя плотность материала меньше, чем в середине слоя. Это можно объяснить не только менее благоприятными условиями сохранения здесь температуры, но и особенностями напряженного состояния материала слоя. Здесь действуют максимальные горизонтальные сжимающие напряжения, по величине соизмеримые, а иногда даже и превосходящие вертикальное давление на слой. Влияние этих напряжений на процесс уплотнения может быть отрицательным; если под их действием в горизонтальном направлении возникают остаточные деформации (превзойден предел прочности), то после разгрузки это приводит к локальному разуплотнению материала в том же направлении и даже к образованию поверхностных трещин.

Экспериментально установлено, что плотность нижней части асфальтобетонного слоя уменьшается с понижением жесткости подстилающих слоев; это подтверждает отрицательное влияние растягивающих напряжений, возрастающих с увеличением отношения модулей упругости верхнего и нижнего слоев двухслойной системы. Допускаемая степень уплотнения асфальтобетона, соответствующая К_у = 0,97, достигается при модуле упругости подстилающего основания более 150 МПа (см. рис. 1), т.е. при выполнении требования, исходящего из теоретического анализа напряжений.

Если исходить из этого требования, то укладка асфальтобетона непосредственно на связные грунты или неплотные пески земляного полотна не допускается. Что же касается земляного полотна из плотных и достаточно жестких гравийных смесей, гравелистых песков, дресвы и др., то это в практике дорожного строительства встречается редко. Поэтому большое практическое значение имеет анализ напряжений в асфальтобетонном слое, укладываемом на слоистое основание.

В первом приближении дорожную конструкцию целесообразно представить в виде трехслойной полупространственной модели: верхний слой - из асфальтобетона, промежуточный - основание из каменных (или обработанных вяжущими) материалов и нижний - земляное полотно.

В целях упрощения рассматриваемой задачи, т.е. сведения ее к определению напряжений в двухслойной конструкции, промежуточный и нижний слои трехслойной дорожной конструкции удобно оценивать характеристикой "общей жесткости". Однако при известном способе замены двухслойной конструкции однородным полупространством, эквивалентным ей по упругому прогибу в центре нагружения (ВСН 46-72), не учитывается различие в кривизне деформируемых поверхностей для таких эквивалентных конструкций, а также влияние совместной работы верхнего и промежуточного слоев в горизонтальном направлении. Это приводит в расчетах к занижению влияния промежуточного слоя на напряжения, возникающие при изгибе в верхнем слое.

Роль промежуточного слоя существенно возрастает при оценке напряженного состояния трехслойной конструкции со слоями, имеющими прочное сцепление. Например, если для пакета из верхнего и промежуточного слоев применить техническую теорию упругости изгиба двухслойных плит /4/, то растягивающие напряжения в верхнем слое будут отсутствовать при условии размещения нейтральной поверхности изгиба в промежуточном слое. Это условие аналитически можно записать в виде

                                                                                                                     (1)

где Е₁, Е₂ - модуль упругости верхнего и промежуточного слоев; Е₂ ³  Е₁

h₁, h₂ - толщина верхнего и промежуточного слоев.

Эта формула позволяет рассчитать требуемые показатели толщины и жесткости промежуточного асфальтобетонного слоя из условия обеспечения нормального уплотнения верхнего асфальтобетонного слоя.

Теоретические выводы о существенном влиянии промежуточного слоя на возникающие напряжения в трехслойной конструкции согласуются с натурными наблюдениями. Асфальтобетонную смесь укладывали на грунт и уплотняли отдельными слоями толщиной 8-12 см. Плотность первого слоя оказалась недостаточной (К_y = 0,87), а плотность второго слоя - удовлетворительной (К_у ³ 0,97) даже при модуле упругости земляного полотна 40 МПа (рис. 2). Это подтверждает самостоятельную значимость промежуточного слоя в обеспечении нормальных условий уплотнения асфальтобетона.

Рис. 2. Влияние жесткости основания на плотность асфальтобетона при послойном уплотнении: 1,2,3 - соответственно нижний, средний и верхний слои асфальтобетона

Опыт пятилетней эксплуатации дорожных конструкций показал, что при К_y нижнего слоя не менее 0,92 в результате доуплотнения этого слоя просадок не происходит. Этот показатель может быть принят за контрольный.

Требование к параметрам промежуточного слоя должно не заменять, а дополнять требование к "общей жесткости" слоистого основания. Если первое условие как было показано, исходит из недопущения горизонтальных растягивающих напряжений, то второе необходимо для ограничения горизонтальных сжимающих напряжений в верхней части уплотняемого слоя. При оценке значимости этих требований следует принимать во внимание, что они необходимы лишь для укладки нижних асфальтобетонных слоев (см. рис. 2), т.е. для слоя основания, в котором значительно важнее обеспечить плотность и монолитность нижней части. Поэтому при сохранении требований формулы (1) требования к "общей жесткости" слоистого основания могут быть понижены.

Формула (1) достаточно точна лишь при близких значениях Е₁ и Е₂, что характерно в условиях уплотнения горячего материала. Однако применительно к условиям эксплуатации в весенний период, когда при температуре покрытия от 0 до + 5°С модуль упругости пористого и высокопористого асфальтобетона изменяется от 1000 до 4000 МПа, отношение - Е₁/Е₂ может оказаться столь большим, что изгиб верхнего слоя будет обусловлен вертикальными деформациями сжатия промежуточного слоя; это приведет к появлению растягивающих напряжений даже при выполнении условия (1). В этом случае формула (1) ориентировочно устанавливает параметры конструкций, для которых растягивающие напряжения в верхнем слое не зависят от жесткости нижнего слоя.

Отсутствие зависимости растягивающего напряжения в верхнем слое от модуля упругости нижнего слоя трехслойной системы прослеживается для ряда конструкций и при расчете напряжений по точному решению теории упругости /2/. С учетом этих данных и формулы (1) зависимость между параметрами слоев таких конструкций можно представить в виде

                                                                                                                         (2)

где m = 2 - по техническому решению теории упругости;

m = 1,65 - по точному решению теории упругости.

Общая закономерность указывает на то, что в конструкции всегда можно выделить активную зону, влияющую на значение расчетного растягивающего напряжения, а ниже этой зоны размещаются слои, включая земляное полотно, жесткость которых не отражается на значении этого напряжения.

Эти данные подтверждают правомерность ранее предложенного принципа назначения толщины асфальтобетонных слоев в зависимости от жесткости промежуточных слоев основания /3/.

Большое влияние жесткости основания на создание требуемых условий уплотнения и эксплуатации асфальтобетонных слоев требует контроля этого свойства перед укладкой слоев. Контроль жесткости послойны ми штамповыми испытаниями /3/ трудоемок и требует специального оборудования, - проще контролировать плотность, а жесткость оценивать по корреляционной зависимости, связывающей эти характеристики. Так, между модулем упругости и остаточной пустотностью (%) для слоев из неукрепленных материалов (щебень, гравий, песок и др.) имеется приближенная зависимость

Е =0,7п² - 51п + 960 при 8 % £ п £ 40 %,                                                                          (3)

где п - остаточная пустотность слоя, %.

Если модуль упругости слоя окажется менее расчетного значения (1), следует провести дополнительные мероприятия по повышению его жесткости: доуплотнение, формирование под движением автомобилей, укрепление вяжущим, укладка дополнительного слоя и т.д.

ЛИТЕРАТУРА

1. Андрейченко Ю.Я., Владимиров В.Н., Шульгинский И.П. Опыт устройства покрытия из битумоминеральных смесей толщиной до 25 см за один рабочий проход укладчика. - В сб. "Труды Союздорнии". вып. 84. М., 1975.

2. Булавко А.Г. Напряжения и деформации многослойных упруго-изотропных систем при осесимметричной нагрузке. - В сб. "Труды Союздорнии", вып. 8. М., "Транспорт", 1986.

3. Салль А.О. Строительство щебеночных оснований из местных каменных материалов. Изд-во ЛДНТП. Л., 1979.

4. Салль А.О. До методу розрахунку дорожнiх одягiв як тонких шаруватих плит несиметричноi будови. В сб. "Автомобiльнi дороги i дорожнэ будiвнiцтво", вып. 15. Киiв, "Будiвельник", 1974.

ИССЛЕДОВАНИЕ УПЛОТНЯЕМОСТИ АСФАЛЬТОБЕТОННОЙ СМЕСИ НА ДРОБЛЕНОМ ПЕСКЕ

И.В. ФИЛИППОВ
(Ленинградский филиал Союздорнии)

В последние годы при устройстве усовершенствованных покрытий автомобильных дорог широкое применение получили асфальтобетонные смеси на основе дробленого песка, который является отходом при производстве щебня. Наряду с определенными преимуществами такой асфальтобетон обладает существенным недостатком - увеличенным расходом битума на 30-40 % по сравнению с другими видами асфальтобетона, что обусловлено неудовлетворительной его уплотняемостью. Значительная часть, зерен минерального материала имеет остроугольную форму, что затрудняет их сближение и наиболее компактное расположение в процессе уплотнения и повышает пористость минерального остова, которая у такого асфальтобетона выше, чем у асфальтобетонов других видов.

Наблюдения за состоянием покрытия и литературные данные свидетельствуют о преобладании усталостных разрушений асфальтобетона над другими видами деформаций и разрушений в условиях возрастающих нагрузок на дорогу, обусловленных значительным увеличением интенсивности движения автомобилей и их грузоподъемности. Способность асфальтобетона сопротивляться воздействию многократно повторяющихся нагрузок зависит от его плотности и в значительной степени от пористости минерального остова.

Были проведены исследования с целью изучить возможность снижения расхода битума и увеличения работоспособности асфальтобетона типа Г путем улучшения его уплотняемости и уменьшения пористости минерального остова путем оптимизации гранулометрического состава минеральной части асфальтобетона и интенсификации процесса уплотнения. Исследования выполнены в лабораторных условиях. Асфальтобетонные смеси приготавливали из дробленого гранитного песка, разделенного предварительно на фракции, известнякового минерального порошка и битума марки БНП 90/130. Гранулометрические составы смесей, представляющих интерес для данных исследований, приведены в табл. 1

Таблица 1

Стандартный метод уплотнения лабораторных образцов асфальтобетона (ГОСТ 12801-77 "Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Методы испытаний") не позволяет достичь максимально возможной плотности минерального остова. Поэтому для формования образцов асфальтобетона применяли следующую методику: половину навески смеси, нагретой до заданной температуры, засыпали в нагретую пресс-форму, трамбовали 40 ударами стального стержня диаметром 20 мм и длиной 250 мм, затем засыпали вторую половину навески смеси и снова трамбовали, после чего образец подвергали стандартному уплотнению. В результате испытаний установлено, что при указанном выше режиме формования образцов пористость минерального остова по сравнению со стандартным методом уплотнения снижается приблизительно на 1 %. Результаты испытаний асфальтобетона, уплотнённого таким методом, приведены в табл. 2.

Как видно из табл. 2, максимальную плотность имеет смесь 3 при значительном снижении содержания в ней битума по сравнению со смесями 1 и 2. Следовательно, оптимизация гранулометрического состава позволяет улучшить уплотняемость асфальтобетона и снизить содержание в нем битума. Исследована также возможность улучшения уплотняемости заменой части дробленого песка природным. Так, смеси 3,а и 3,б имеют такой же гранулометрический состав, что и смесь 3 (см. табл. 1), но в смеси 3,а частицы имеют размеры мельче 0,63 мм, а в смеси 3,б частицы мельче 1,25 мм заменены природным песком. Такая замена обеспечила дополнительное увеличение плотности минерального остова, что позволило дополнительно снизить содержание битума в смеси.

Образцы из смеси 3 характеризуются повышенной водостойкостью при длительном водонасыщении. Следовательно, оптимизация гранулометрического состава позволяет не только повысить плотность асфальтобетона и снизить содержание в нем битума, но и улучшить его качество.

На примере смеси 2 прослеживается влияние режима формования образцов на показатели свойств асфальтобетона. Интенсификация процесса уплотнения увеличивает плотность асфальтобетона по сравнению со стандартной повышается его прочность при 50°С и водостойкость.

С целью оценить работоспособность асфальтобетона исследованы его усталостные свойства, для чего испытывали образцы-балочки на растяжение при изгибе повторными нагружениями. Частота приложения нагрузки - 30 циклов в минуту, продолжительность действия нагрузки в течение каждого цикла - 0,22 с, величина растягивающего напряжения - 1,6 МПа. В процессе испытания образцы находились в воде с температурой 10°С, куда их помещали за час до начала испытаний. Под воздействием многократно повторяющихся нагружений образцы разрушались.

Количество циклов нагружений, которое выдерживает образец до начала разрушения, принято называть усталостной долговечностью. Усталостная долговечность по сравнению с другими свойствами в наиболее полной степени характеризует работоспособность асфальтобетона в покрытии.

Таблица 2

На рис. 1 показана зависимость усталостной долговечности асфальтобетона от степени его уплотнения при оптимальном содержании битума. Из графика видно, что при изменении степени уплотнения от 0,98 до 1 усталостная долговечность увеличивается на 70 %. Следовательно, целесообразно увеличивать плотность покрытия сверх нормативной в целях увеличения его долговечности и не допускать плотности ниже нормативной. Особенно опасно недоуплотнение при содержании битума ниже оптимального. Так, асфальтобетон из смеси 3,б с содержанием битума 6,6 % обладает значительно более низкой усталостной долговечностью, а при изменении степени уплотнения от 0,98 до 0,97 усталостная долговечность снизилась в 4 раза и составила всего лишь 150 циклов нагружений.

Рис. 1. Зависимость усталостной долговечности асфальтобетона от степени его уплотнения

На рис. 2 показана зависимость усталостной долговечности асфальтобетона от содержания в нем битума при различной пористости минерального остова. Из графика рис. 2 следует, что с увеличением содержания битума при постоянной пористости минерального остова усталостная долговечность увеличивается. В то же время при одной и той же дозировке битума с уменьшением пористости минерального остова усталостная долговечность также увеличивается. Однако при этом достигается различная минимально возможная пористость минерального остова и соответствующая ей максимальная усталостная долговечность. На графике рис. 2 область максимально возможных значений усталостной долговечности, соответствующая достигнутой минимально возможной пористости минерального остова при различных дозировках битума, ограничена сплошной жирной линией. Минимальная пористость остова и максимальная усталостная долговечность получены у асфальтобетона с оптимальным содержанием битума. Следовательно, усталостная долговечность может служить надежным критерием при подборе оптимального количества битума.

Рис. 2. Зависимость усталостной долговечности асфальтобетона от содержания в нем битума при различной пористости минерального остова. Цифры на кривых - пористость минерального остова, %

Приведенные на рис. 1 и 2 зависимости показывают, что в целях увеличения работоспособности покрытий надо стремиться к увеличению плотности асфальтобетона и степени его уплотнения, поэтому одна из важнейших задач дорожного машиностроения заключается в совершенствовании уплотняющих средств и технологии уплотнения.

ДЕФОРМИРОВАНИЕ АСФАЛЬТОБЕТОННОГО СЛОЯ НА УПРУГОМ ОСНОВАНИИ ПОД ЖЕСТКИМ ВАЛЬЦОМ КАТКА

Т.И. СЕРГЕЕВА
(ЛПИ им. М.И. Калинина)

В процессе уплотнения асфальтобетонных слоев происходит, увеличение их прочности, что обусловлено повышением плотности смеси и понижением ее температуры. Для обеспечения качественного уплотнения на заключительных этапах укатки используют тяжелые катки, что ведет к увеличению давлений на слой и сопровождается ростом контактных напряжений под вальцом катка, которые на определенном этапе могут превысить предел прочности уплотняемого материала. В результате в слое образуется сеть микротрещин, вызывающих в дальнейшем разрушение дорожного покрытия.

Оптимальным считается каток, который обеспечивает максимальное давление на асфальтобетонный слой, не создавая напряжений, превышающих его прочность. Для определения наиболее рациональных параметров катка необходимо получить решение соответствующей контактной задачи, в которой учитывается деформация не только слоя покрытия, но и его основания.

Расчетные схемы для использования процесса уплотнения слоев асфальтобетонной смеси в большей степени соответствуют начальному периоду, когда уплотнение происходит наиболее интенсивно. На заключительных этапах укатки смеси прирост остаточных деформаций вследствие уменьшения объема материала заметно уменьшается, в это время асфальтобетонная смесь имеет высокую плотность, близкую к максимальной, ее температура снижена по сравнению с первоначальной. Как показала практика, именно в этот период отмечается, появление трещин на поверхности уплотняемого слоя. Поэтому представляется необходимым рассмотреть напряженное состояние асфальтобетонного слоя под вальцом катка, приняв расчетную схему, соответствующую физико-механическим свойствам материала на заключительном этапе его уплотнения.

В конце уплотнения применяют, как правило, катки с металлическими вальцами, которые можно считать абсолютно жесткими. Поскольку ширина вальцов более чем на порядок превышает толщину уплотняемого слоя, допустимо рассматривать плоское деформированное состояние системы.

Расчетная схема для теоретического исследования процесса деформирования асфальтобетонного слоя при заключительных проходах катка с жесткими вальцами приведена на рис. 1, где приняты следующие обозначения:

 - радиус вальца катка;

p - вертикальная нагрузка на валец, приведенная к единице его ширины;

q_(x) - давление под вальцом катка;

s_(x) - давление асфальтобетонного слоя на основание;

D_a - вертикальные перемещения асфальтобетонного слоя на границе его контакта с вальцом катка;

v_a - вертикальные перемещения частиц на поверхности асфальтобетонного слоя;

v_o - вертикальные перемещения частиц на верхней границе основания.

в - половина ширины зоны контакта асфальтобетонного слоя с вальцом;

Н_а - толщина асфальтобетонного слоя.

Рис. 1. Расчетная схема для теоретического исследования процесса деформирования асфальтобетонного слоя при заключительных проходах катка:
1 - валец; 2 - асфальтобетонный слой; 3 - щебеночное основание

Ранее было установлено /2/, что при уплотнении асфальтобетонной смеси в слое вертикальные перемещения частиц по толщине слоя распределяются по линейному закону, а горизонтальные практически равны нулю. В соответствии с этим выводом вертикальные перемещения частиц в слое на упругом основании могут быть выражены следующей формулой:

v(х,у) = v_a(х)y₁(у) + v_о(х)y₂(у)                                                                                            (1)

где v_a(х) и v_о(х) - обобщенные вертикальные перемещения частиц в асфальтобетонном слое и в основании;

y₁(у) и y₂(у) - функции распределения вертикальных перемещений.

При 0 £ у £ Н_а   

В соответствии с этим напряжения на границе раздела двух сред описываются формулой /1/:

                                                                             (2)

Из уравнения кривой линии на поверхности асфальтобетонного слоя (рис. 1) можно записать.

                                                                                                           (3)

С учетом этих равенств уравнение равновесия для сжимаемого слоя, находящегося на упругом основании /1/, примет вид:

                                                                                                          (4)

где

E_a, u_a - соответственно модуль деформации и коэффициент Пуассона асфальтобетонной смеси.

Если предположить, что деформация основания может быть выражена с помощью модели Винклера, тогда из формулы (2) можно записать

                                                                              (5)

откуда после ряда преобразований следует

где

Из условия равновесия вертикальных сил получаем равенство

                                                                  (6)

Согласно полученному ранее решению /1, 2/,

                                                                                                               (7)

где

После подстановки формулы (4) в (7), ряда преобразований и совместного решения с выражением (6) можно получить формулу для определения ширины пятна контакта вальцов 2в:

              (8)

Из выражения (6) получим

                                                                                      (9)

Определив с помощью ЭВМ величины d и D_а, можно затем рассчитать максимальные нормальные и касательные напряжения под вальцом катка /1, 2/.

Используя выражение (8), на ЭВМ "Наири-2" были проведены расчеты и изучена зависимость размера пятyа контакта вальцов отечественных дорожных катков от модуля деформации асфальтобетонной смеси. Полученные зависимости в виде графиков приведены на рис. 2.

Рис. 2. Зависимость ширины пятна контакта вальцов от модуля деформации асфальтобетонной смеси:
1 - Д_в = 1600 мм, Р = 85 кг/см²; 2 - то же, 1600 мм, 24 кг/см²; 3 – 1300 мм, 42 кг/см²; 4 – 1300 мм, 21 кг/см²; 1000 мм, 30 кг/см²; 5 – 900 мм, 23 кг/см²; 6 – 800 мм, 16 кг/см²

Подробный анализ результатов аналитических исследований позволил сделать следующие выводы.

Толщина уплотняемого слоя оказывает существенное влияние на величину нормальных напряжений в слое: чем больше толщина слоя, тем меньше величина нормальных напряжений. С увеличением модуля деформации асфальтобетонной смеси это влияние становится очевиднее.

Касательные напряжения и ширина зоны контакта вальца с уплотняемым слоем от толщины слоя зависят незначительно, причем с увеличением модуля деформации асфальтобетонной смеси влияние толщины слоя на нее уменьшается.

С увеличением модуля деформации смеси для всех моделей катков увеличение касательных напряжений происходит более интенсивно, чем нормальных.

В исследованном диапазоне модулей деформации жесткость основания не оказывает заметного влияния на деформацию и напряженное состояние асфальтобетонного слоя, поэтому в целях упрощения инженерных расчетов можно считать основание абсолютно жестким.

ЛИТЕРАТУРА

1. Власов В.З., Леонтьев Н.Н. Балки, плиты и оболочки на упругом основании. М., Физматгиз, 1960.

2. Сергеева Т.Н. Воздействие жесткого вальца на уплотняемый слой асфальтобетонной смеси. - В сб. "Строительные и дорожные машины". Изд-во ЛИИ. Ярославль, 1978.

ВЛИЯНИЕ ПАРАМЕТРОВ И РЕЖИМОВ УКЛАДКИ НА УПЛОТНЯЕМОСТЬ АСФАЛЬТОБЕТОННОЙ СМЕСИ

П.И. КСОВРЕЛИ
(Грузоргдорнии)

Плотность асфальтобетонного покрытия, укладываемого асфальтоукладчиком, определяется соотношением плотности смеси под передней кромкой выглаживающей плиты и величиной деформации смеси под ней. Необходимость исследования этого вопроса возникла в связи с изучением устойчивости процесса "плавания" выглаживающей плиты, обеспечивающей ровность получаемого покрытия, и ее зависимости от факторов, определяющих ход процесса.

Устойчивость выглаживающей плиты в процессе "плавания" обеспечивается равновесием сил, действующих со стороны выглаживающей плиты с вибратором и трамбующим брусом N, и со стороны уплотняемой смеси R (рис. 1). Уплотняющее усилие N зависит от режима работы уплотняющих рабочих органов асфальтоукладчика, а подъемная сила R определяется соответствием угла атаки выглаживающей плиты и уплотняемости смеси под ней.

Рис. 1. Распределение напряжений под выглаживающей плитой

За счет возвышения передней кромки выглаживающей плиты над задней происходит деформация (уплотнение) смеси под ней от некоторой плотности g смеси, попадающей под переднюю кромку плиты, до g*, получаемой под задней кромкой плиты после ее прохода. Причем, как показали исследования /1-4/, плотность g* устроенного покрытия зависит от скорости движения асфальтоукладчика, режима работы его рабочих органов, толщины укладываемого слоя, температуры смеси и ее состава. Однако до настоящего времени не рассматривался процесс уплотнения, происходящий до попадания смеси под выглаживающую плиту.

Как известно /1, 4/, подъемная сила R, равная уплотняющему усилию N, распределяется в виде напряжений s вдоль подошвы плиты по экспоненциальному закону (см. рис. 1). Напряжения s увеличиваются с увеличением деформации смеси вдоль подошвы плиты. Чем меньше плотность смеси, попадающей под переднюю кромку плиты, тем больше она будет деформироваться под плитой под действием распределенной нагрузки, и значит, тем больше будет угол атаки выглаживающей плиты.

Таким образом, от плотности смеси, попадающей под переднюю кромку выглаживающей плиты, зависит ее угол атаки, а от постоянства этой плотности - ее устойчивость в процессе "плавания".

На основе многократных опытов установлено /2/, что плотность неуплотненной асфальтобетонной смеси характеризуется большими расхождениями ее значений обусловленных температурой смеси, средствами ее распределения, толщиной укладываемого слоя и т.п.

Как показали натурные наблюдения, плотность асфальтобетонной смеси, попавшей в шнековую камеру, сначала определяется работой шнеков, производящих разрыхляющее действие: чем больше скорость вращения шнеков и дольше их воздействие на смесь, тем больше и эффект разрыхления. При этом плотность асфальтобетонной смеси вдоль шнеков неравномерна. В промежутке между шнеком и отражательным щитом происходит некоторое оседание, самоуплотнение асфальтобетонной смеси, и в результате значения ее плотности вдоль отражательного шита выравниваются. Уплотнение происходит под действием собственной массы смеси, и поэтому чем больше толщина смеси в шнековой камере, тем больше должна быть плотность смеси, попадающей под выглаживающую плиту. С учетом реологических свойств асфальтобетонной смеси можно заключить, что получаемая плотность зависит также от времени самоуплотнения, т.е. от скорости асфальтоукладчика.

В случае работы трамбующего бруса и вибраторов выглаживающей плиты, или одного из них, вибрация от отражательного щита и трамбующего бруса или от передней кромки выглаживающей плиты передается асфальтобетонной смеси, находящейся в этой области. В результате происходит тиксотропное разжижение битумных пленок и уменьшение их вязкости, что способствует увеличению плотности смеси и выравниванию значений плотности вдоль шнековой камеры под передней кромкой трамбующего бруса или виброплиты. Процессы, происходящие в шнековой камере до поступления асфальтобетонной смеси под выглаживающую плиту, зависят также от температуры смеси и ее состава.

Таким образом, плотность асфальтобетонной смеси, попадающей под переднюю кромку плиты, так же, как и плотность уложенного слоя покрытия, зависит от температуры и состава смеси, скорости асфальтоукладчика, режима работы его рабочих органов, от толщины смеси в шнековой камере.

Изменение какого-либо из перечисленных факторов, определяющих ход процесса, должно вызвать изменение плотности смеси под передней кромкой плиты и уложенного покрытия, что должно повлиять на устойчивость выглаживающей плиты в процессе "плавания".

Исчерпывающими характеристиками, которые можно определить экспериментально и которые позволят проанализировать процессы уплотнения, происходящие в шнековой камере и под уплотняющими рабочими органам и асфальтоукладчика, служат: плотность уложенного слоя покрытия g* и показатель e, представляющий собой отношение толщины слоя h под передней кромкой выглаживающей плиты до уплотнения к толщине слоя h*, получаемой после его уплотнения под задней кромкой плиты в том же сечении:

Показатель e, характеризующий уплотняемость асфальтобетонной смеси под выглаживающей плитой, назовем коэффициентом осадки укладываемого слоя. Допуская, что под выглаживающей плитой асфальтобетонная смесь не перемещается в горизонтальной плоскости, поскольку угол трения между подошвой плиты и смесью в 1,5 раза меньше внутреннего угла трения смеси, e можно определить через плотность смеси под передней g и задней g* кромками плиты по формуле

На основе экспериментов, проведенных в натурных условиях на асфальтоукладчике "Super-204" с использованием асфальтобетонной мелкозернистой смеси типа Б, была найдена зависимость e от исследуемых факторов.

Данные экспериментов показали, что e практически не изменяется с увеличением температуры смеси выше 120°С, поскольку при такой температуре уплотняемость асфальтобетонной смеси остается почти постоянной /2/. При изменении скорости асфальтоукладчика от 1,7 до 4,8 м/мин также не наблюдалось изменения e, несмотря на то, что плотность уложенного асфальтобетона изменялась существенно /3/. Это объясняется тем, что с изменением скорости асфальтоукладчика изменяется как g*, так и g, а их отношение e остается неизменным.

Результаты экспериментов выявили существенную зависимость e от толщины укладываемого слоя покрытия h* или, что то же самое, величины абсолютной деформации смеси под выглаживающей плитой (h - h*) от h* при различных режимах работы уплотняющих рабочих органов асфальтоукладчика (рис. 2).

Рис. 2. Влияние режима работы уплотняющих рабочих органов асфальтоукладчика и толщины укладываемого слоя покрытия h* на уплотняемость смеси под выглаживающей плитой e (а) и h - h* (б):
1 - включены трамбующий брус и вибраторы выглаживающей плиты; 2 - включен вибратор выглаживающей плиты; 3 - включен трамбующий брус; 4 - выключены трамбующий брус и вибраторы выглаживающей плиты

На основании проведенных исследований можно сделать следующие выводы:

Область изменения e от h* зависит от режима работы уплотняющих рабочих органов асфальтоукладчиков (см. рис. 2,а). Согласно исследованиям /1, 4/, эпюры распределения нормальных напряжений s вдоль подошвы плиты и в глубь укладываемого слоя покрытия, определяющие величину деформации асфальтобетонной смеси подчиняются экспоненциальному закону (см. рис. 1). Однако, поскольку по толщине уплотняемого слоя покрытия напряжения распределены неравномерно, то и величина деформации также не будет одинакова и должна убывать по глубине слоя. Следовательно, с увеличением толщины укладываемого слоя покрытия абсолютная деформация (h - h*) увеличивается не пропорционально ей, а в убывающем порядке (см. рис. 2,б), причем область изменения (h - h*), а значит e, с изменением h* должна зависеть от воздействия уплотняющих рабочих органов, поскольку от режима их работы зависит глубина проникания напряжений, способных уплотнить смесь. Это является косвенным подтверждением уменьшения по глубине плотности уложенного, но не уплотненного катками покрытия.

При укладке покрытия выглаживающей плитой с выключенными вибраторами и трамбующим брусом (см. рис. 2,б, кривая 4), когда под ее переднюю кромку попадает рыхлая асфальтобетонная смесь, деформации смеси (h - h*) растут при увеличении толщины слоя только до 80 мм. Это указывает на то, что нормальные напряжения, при которых происходит уплотнение смеси, при таком режиме проникают только на толщину 80 мм.

При укладке покрытия выглаживающей плитой с включенными вибраторами и трамбующим брусом, или одним из них (см. рис. 2,б, кривые 1,2,3), деформации растут во всем исследуемом диапазоне изменения толщины укладываемого слоя покрытия - от 30 до 170 мм, т.е. уплотняющее воздействие рабочих органов асфальтоукладчика при этих режимах проникает на всю глубину укладываемого слоя покрытия. Следовательно, лучшая уплотняющая нагрузка наблюдается при совместной работе трамбующего бруса и вибраторов выглаживающей плиты (см. рис. 2, кривая 1).

Величина абсолютной деформации смеси (h - h*) больше при укладке выглаживающей плитой с выключенными вибраторами и трамбующим брусом (см. рис. 2,б, кривая 4), поскольку при этом режиме работы плотность под выглаживающей плитой повышается на большую величину, чем при других режимах, за счет того, что под ее передней кромкой смесь более рыхлая. Так, при укладке смеси выглаживающей плитой с выключенным и вибраторами и трамбующим брусом плотность под ее передней и задней кромками была равна соответственно 1,64 и 2,07 г/см³ (плотность повысилась на 0,43 г/см³), а при укладке смеси плитой с включенными вибраторами и трамбующим брусом она была равна соответственно 1,84 и 2,14 г/см³ (плотность повысилась на 0,3 г/см³).

Величина абсолютной деформации смеси (h - h*) при укладке покрытия плитой с включенными вибраторами (см. рис. 2, кривая 2) больше, чем при укладке плитой с включенным трамбующим брусом или при их совместной работе, поскольку в первом случае основное уплотнение приходится именно на выглаживающую плиту с включенными вибраторами.

ЛИТЕРАТУРА

1. Гвоздарев В.А., Скворцов Л.Б. О распределении давления под выглаживающей плитой асфальтоукладчика при укладке смесей без вибрации. - В сб. "Труды ВНИИстройдормаша", вып. 66. М., 1974.

2. Лобзова К.Я. Исследование уплотняемости горячих асфальтобетонных смесей. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. М., 1972.

3. Марышев Б.С. и др. Уплотнение асфальтобетонных смесей асфальтоукладчиками. –"Автомобильные дороги", 1979, № 11.

4. Маслов А.Г. Исследование параметров вибрационного оборудования для уплотнения асфальтобетонных смесей. Автореферат диссертации на соискание ученой степени кандидата технических наук. Харьков, 1973.

ОСОБЕННОСТИ ВЗАИМОДЕЙСТВИЯ ВЕДОМЫХ И ВЕДУЩИХ ВАЛЬЦОВ КАТКА С УПЛОТНЯЕМЫМ МАТЕРИАЛОМ

С.В. СТАРКОВ
(ЛПИ им. М.И. Калинина )

Взаимодействие вальцов катка с уплотняемым материалом слоя исследовали с помощью скоростной киносъемки. В вертикальной плоскости, параллельной направлению движения катка, на торец слоя краской наносилась квадратная сетка с размером ячеек 10´10 мм, на некотором расстоянии от торца слоя устанавливалась неподвижная прозрачная рамка с аналогичной сеткой. При движении вальцов катка сетка, нанесенная на уплотняемый материал, деформировалась, а характер смещения частиц во времени фиксировался на кинопленке.

Обработка кинограмм позволила вскрыть те процессы, которые имеют место при наезде вальцов катка на рассматриваемые точки, расположенные в непосредственной близости от поверхности слоя.

Проход ведомого вальца через рассматриваемую точку может быть разделен на следующие стадии (см. рисунок):

а) образовавшаяся в результате горизонтальных сдвигов волна материала, которая перемешается перед вальцом катка, находится в непосредственной близости от рассматриваемой точки А, но не достигла ее;

б) волна достигла рассматриваемой точки и последняя находится на ее гребне. При этом толщина слоя под гребнем волны оказывается максимальной, т.е. h₁ = h_max > h₀, где h₀ -начальная толщина слоя. Одновременно происходит горизонтальное смещение точки в направлении движения вальца на величину а₁;

в) точка оказывается непосредственно под вальцом. Величина горизонтального смешения увеличилась, т.е. а₂ > а₁, а толщина слоя значительно снизилась: h₂ < h₀, где h₂ = h_min;

г) валец удалился на такое расстояние, при котором он не оказывает влияния на рассматриваемую точку, а обратимые деформации слоя успели восстановиться. Здесь

а₃ > а₂,  h₃ > h₂, но h₃ < h₀.

Движение ведущего вальца аналогично ведомому до того момента, когда валец наезжает на наблюдаемую точку, затем направление движения точки меняется на противоположное.

Процесс прохождения ведомого вальца над точкой слоя

При проведении экспериментальных работ выделялись так называемые "наблюдаемые точки", множество которых составляет уплотняемый слой. Поскольку при движении валец оказывает силовое воздействие на все частицы смеси, т.е. на весь слой уплотняемого материала, то очевидно, что перед вальцом в любой момент его движения наблюдается волна. Эта волна будет двигаться впереди вальца до тех пор, пока материал, находящийся в объеме этой волны, не уплотнится настолько, чтобы выдержать силу тяжести взаимодействующего с ней вальца. После этого валец перекатывается через волну, оставляя после себя неровность. Далее процесс волнообразования повторяется.

С целью выявить факторы, влияющие на высоту волны перед вальцом, были проведены испытания серийные катков на строительных участках г.Ленинграда. В экспериментальных работах использовались катки ДУ-10А, ДУ-47, ДУ-50; в качестве уплотняемого материала применялась горячая асфальтобетонная смесь марки Г.

Такой выбор катков и уплотняемого материала позволил в процессе экспериментальных работ широко варьировать как значения диаметров вальцов (от 610 до 1300 мм), так и температуру слоя в начале укатки (от 120 до 85°С). Смесь укладывали слоем толщиной 6 см асфальтоукладчиком Д-153Д.

Анализ кинограмм позволил установить следующее. Высота волны и горизонтальные перемещения частиц смеси достигают максимальных значений при первых проходах катка. В процессе укатки высота волны постепенно снижается и при достижении смесью какой -то определенной плотности и сдвигоустойчивости практически исчезает. Для катка ДУ-10А, имеющего наименьший диаметр вальцов из всех серийно выпускаемых катков, высота волны при первом проходе составляла 8-10 мм при температуре слоя 120°С. Горизонтальные перемещения частиц слоя в этот же период находились в пределах 20-25 мм.

Зависимость средней величины относительной высоты волны и относительных горизонтальных перемещений частиц от температуры слоя показывает, что при высокой температуре смеси наибольшую опасность с точки зрения возникновения неровностей представляют ведомые вальцы катков.

Опыты, проведенные с вальцами разных диаметров при одной и той же температуре смеси, позволили установить, что высота волны и горизонтальные перемещения частиц слоя с увеличением диаметра вальцов снижаются. Так, для вальца диаметром 1000 мм высота волны не превышала 7 мм, а для вальца диаметром 1300 мм – 4 мм.

В результате проведенных исследований установлено, что вальцы катков, используемых на начальной стадии уплотнения асфальтобетонных покрытий, должны иметь возможно большие диаметры. Анализ параметров существующих типов гладковальцовых катков позволил создать новую технологическую схему уплотнения. Особенностью этой схемы является то, что трехосный каток ДУ-9В выравнивает дорожное покрытие сразу вслед за катком на пневматических шинах*. При этом слой асфальтобетона, имея высокую температуру, обладает достаточной деформативной способностью, что ускоряет процесс выравнивания покрытия. Далее происходит уплотнение уже выровненной поверхности.

* Шестопалов А.А., Старков СВ. Пути улучшения ровности асфальтобетонных покрытий в процессе строительства. - "Автомобильные дороги", 1079, № 11.

Результаты экспериментальных работ показали, что правильный выбор параметров катков для уплотнения асфальтобетонных смесей позволяет свести к минимуму волны, образующиеся перед вальцами катка, и значительно повысить окончательную ровность дорожного покрытия.

ВЛИЯНИЕ КОНСТРУКЦИИ ВЕДОМОГО ВАЛЬЦА НА СДВИГ АСФАЛЬТОБЕТОНА ПРИ ПОВОРОТАХ И РЕВЕРСИРОВАНИИ

Е.М. ВЕСЕЛОВ (Союздорнии), В.И. ОКУНЕВ,
Л.X. БЕРКОВСКИИ (Рыбинский завод дорожных машин)

В настоящее время конструкция весомых вальцов моторных катков статического действия применяется в разрезном варианте, когда правая и левая половины вальца вращаются независимо друг от друга. Такая конструкция ведомого вальца имеет ряд преимуществ: упрощается управление и поворот; повышается маневренность; улучшаются условия уплотнения в зоне поворота и реверсирования за счет эффекта дифференциации скорости половин вальца. Все это привело к сокращению производства катков с неразрезными вальцами.

Однако изготовление неразрезных вальцов в некоторых случаях целесообразно: они проще в изготовлении, монтаже, эксплуатации и по конструкции. Например, при замене разрезной конструкции неразрезной число подшипников уменьшается вдвое, жесткость вальца при этом повышается с одновременным уменьшением диаметра оси вальца, доступ к подшипникам улучшается, отпадает необходимость выдерживания зазора между половинами вальца. Производство ведомых разрезных вальцов можно сократить вдвое с заменой их неразрезными и высвободить при этом производственные площади и мощности.

В ряде случаев возможно также применение конструкции ведомого неразрезного вальца при укатке асфальтобетонного слоя: при возросшей специализации катков, поэтапной укатке тяжелыми и легкими катками, финишных операциях; при доставке катков на место работы трейлерами, что сокращает число поворотов и износ вальца; при установке на неразрезных вальцах вибровозбудителей; при установке на катках приборов и систем адаптации, а также комбинированных, подъемных и дополнительных рабочих органов.

Применение неразрезного вальца сдерживается из-за повышенного сдвигообразования асфальтобетона при укатке. Так, условия сдвига определили конструкцию механического и гидравлического поворотного рулевого устройства, диаметр и ширину ведомого вальца, а также его массу и разрезной вариант конструкции. В последние годы отмечено, что величина сдвига не соответствует возросшим требованиям к качеству уплотнения, связанным с ростом грузоподъемности, скорости и интенсивности транспортного потока. Например, допустимая высота неровностей уменьшилась с 5-10 до 1,2 мм. Поэтому применение неразрезной конструкции потребовало, исследований в области волно-, трещинообразования и влияния сдвига слоя асфальтобетона на плотность в условиях, экстремальных и нормальных режимов сдвигообразования. Их анализ показал, что возросшие требования к величине сдвига привели к созданию сдвигоустойчивых материалов, более эластичных гидромеханических и гидрообъемных трансмиссий, применению пневматических шин с автоматическим регулированием давления, оптимальному диаметру и оптимальному удельному давлению ведомого вальца, устраняющих бульдозерный эффект при реверсе, юзе, блокировке, повороте, прямом ходе. Сдвиг определил и конструкцию трехосных катков, предназначенных для раскатывания волн укатки. Сопротивление сдвигу передается на руль в виде рулевого усилия через ведомый валец. Это рулевое усилие является индикаторным и показывает, что с ростом рулевого усилия каток может стать неуправляемым, что и привело к созданию различных типов приводов управления катков и т.д. Таким образом, в дорожном строительстве обрабатываются оптимальные конструкции уплотняющей техники в целях уменьшения нормального сдвига при прямом ходе /1, 2, 3/.

Существует несколько видов сдвига асфальтобетона в зависимости от влияния вальца: сдвиг нормальный при прямом ходе, участвующий в раскатывании материала, и дополнительный, возникающий в условиях нестационарного динамического процесса укатки. Кроме того, есть сдвиг относительный от идентичных точек разрезного и неразрезного вальцов при одинаковых режимах укатки и сдвиг абсолютный, указывающий на размах колебаний величин сдвига. Деформации сдвига измеряются как смещение относительно неподвижного слоя асфальтобетона в пределах до 50 мм.

В 1974-1976 гг. было проведено исследование в целях оценки качества укатки покрытия неразрезным ведомым вальцом перед началом изготовления этих вальцов Рыбинским заводом дорожных машин. Экспериментальные работы проводили в грунтовом канале Союздорнии на специализированном стендовом оборудовании, допускающем установку ведомых вальцов различных типоразмеров по диаметру, ширине, массе. Стенд был установлен на тяговой тележке, обеспечивающей продольное перемещение вальца со скоростью поступательного движения V до 1 км/ч, скоростью поворота вальца в плане V_п до 10 км/ч. Кроме того, он был оснащен нагружающим устройством, позволяющим получить линейную нагрузку до 2000 Н/см. Поворотное рычажное устройство стенда давало возможность делать разворот вальца на угол поворота a_пов до 90° как при поступательном движении вальца, так и при вращательном движении на месте с одновременным динамометрическим замером сопротивления повороту и с записью осциллографом скорости V, V_п и скорости вращения вальца w (с^-1). В качестве контрольного исследовали разрезной валец, из которого путем заклинивания двух половин получали неразрезной. Производилась укатка крупнозернистого асфальтобетона с начальной температурой 160°С.

Испытания показали, что при укатке неразрезным вальцом по сравнению с разрезным возникает большой дополнительный сдвиг от неоднородностей покрытия на ширине 1,3 м при прямом ходе, реверсе, юзе, блокировке; от роста a_пов в плане до 45°; от жесткости асфальтобетона. Установлено, что дополнительный сдвиг является главным отличительным фактором в работе двух вальцов. Усилия поворота по ГОСТ 5576-74 для механического рулевого привода составляют не больше 60 Н, тогда как на практике достигали 300Н. Для оценки работы вальцов имеет значение тот факт, что дополнительный сдвиг по величине значительно превосходит нормальный, поэтому он в основном и подвергался анализу.

Установлено, что нормальный сдвиг, как правило, возникает при качении прямого хода вальца с оптимальной скоростью. Резкое увеличение скорости прямого хода, например, при реверсе, приводит к дополнительному сдвигу. Точно также и при повороте на нормальный сдвиг качения накладывается дополнительный сдвиг поворота и увода. Все виды дополнительного сдвига относятся к сдвигу скольжения.

Механизм возникновения сдвига и работы вальцов подчиняется законам трения. В работе вальцов обоих конструкций существуют критические точки и зоны генерирования максимального сдвига, пределы и порядок смешения различных видов трения (см. рисунок). Остаточному сдвигу на стадии текучести материала предшествует волна упруго-вязкого сдвига: математически сдвигообразование описывается уравнениями энергетического состояния системы "машина-уплотняемый материал" по типу реверса, верными для всех режимов. Так, поворот неразрезного вальца происходит одновременно двумя способами: одна половина тормозится, другая разгоняется. Поворот разрезного вальца происходит таким же образом, но поскольку его половины вращаются независимо друг от друга, происходит меньший сдвиг асфальтобетонного слоя от вальца. Составляющие суммарного сдвига при повороте возникают независимо от своего привода, а при реверсе они вызывают дополнительный расход топлива. Значения сдвига суммируются в фазе и противофазе.

Схема эпюр сдвига и скоростей в зависимости от угла поворота вальцов: 1,2 - неразрезной и разрезной ведомые вальцы, прямой ход t_ск ³ 0; 3,4 - промежуточное положение, нормальный сдвиг; 5,6 - дополнительный сдвиг, начало блокировки неразрезного вальца; 7,8 - блокировка обоих вальцов, w = 0; 9,10 - неразрезной валец блокирован, разрезной вращается в обратную сторону

На рисунке даны эпюры сдвига разрезного и неразрезного вальцов при V, V_n, w в развитии процесса поворота при непрерывном изменении a_пов в плане от 0 до 45°. Знаками "+" и "-" обозначены соответственно фазы сдвига и направления скоростей.

Учитывая полученные при анализе соотношения неразрезного и разрезного вальцов теоретической ширины В_н/В_р = 2; дополнительного сдвига по площади эпюр Ф_н/Ф_р = 2; сопротивлений сдвигу, передающихся на руль, Р_н/Р_р = 2; дополнительного расхода топлива при образовании дополнительного сдвига от неразрезного вальца и от разрезного в соотношении 2; при достижении оптимума сдвига при повороте и соотношении скоростей V/V_n = 2 при прочих равных условиях можно установить зависимость относительных сдвигов исследуемых вальцов как t_н = 2t_р.

Сдвиг по своей структуре сложен и представляет сумму сдвигов, соответствующих градиенту изменения трения качения f_кач от 0,12 до 0,03 для начала и конца укатки и трения скольжения f_ск - от 0,3 до 0,15 соответственно. Абсолютный сдвиг  выражается следующей формулой:

где - соответственно сдвиг качения, скольжения, увода, прямого хода, дополнительный и поворота.

Из векторного треугольника, стороны которого равны коэффициентам трения /2/, по теореме синусов

вытекает соотношение

t_сум = (1 - 14)t_кач

при a_пов = 45°, f_{ск max} = 0,3 и f_{кач min} = 0,03.

Из уравнения пучка прямых выводится влияние V и V_n на теоретическую ширину неразрезного вальца. Проведенные исследования показали, что в момент блокировки при w = 0 имеются критические точки поворота вальца, которые при V = 2,6 км/ч и V_n =1,5; 2,5; 4,0 км/ч соответственно определяют теоретическую ширину неразрезного вальца В_н (мм):

В_н = 3,45/К,

где 3,45 - постоянная величина /2/;

К - коэффициент пропорциональности, К = 0,0023, 0,00385; 0,0059.

Эта зависимость отражает требование V >> V_n для нормального сдвигообразования при повороте, или, что то же самое, В_н << В_р.

Все перечисленное позволяет сделать следующие выводы. Конструкция неразрезного вальца не уступает в отдельных случаях разрезной конструкции ведомого вальца моторных катков статического действия по качеству уплотнения укаткой. Благодаря простоте конструкции изготовление неразрезного вальца экономически целесообразно.

Условиями качественного уплотнения неразрезными ведомыми вальцами являются качественное предварительное разравнивание и уплотнение, небольшое количество поворотов при уплотнении, использование вальца на финишных операциях с ограниченной маневренностью и универсальностью.

Оптимальный диапазон работы неразрезного ведомого вальца узок и ограничен углом поворота a_пов £ 12°.

Этому соответствуют установленные в процессе исследования зависимости между сдвигообразованием, геометрией и режимами уплотнения укаткой с применением неразрезной конструкции.

ЛИТЕРАТУРА

1. Бабков В.Ф., Безрук В.М. Основы грунтоведения и механики грунтов. М., "Высшая школа", 1978.

2. Веселов Е.М. Исследование ведомых вальцов самоходных катков статического действия с гладкими вальцами с целью создания неразрезного ведомого вальца. Изд-во РЗДМ. Москва-Рыбинск, 1978.

3. Работа автомобильной шины. Под ред. В.И. Кнороза. М., "Транспорт", 1976.

КИНЕМАТИКА ДВИЖЕНИЯ КАТКА ПРИ РЕВЕРСИРОВАНИИ И ЕЁ ВЛИЯНИЕ НА РОВНОСТЬ ПОВЕРХНОСТИ

Л.И. ЛИНЕЙЦЕВА
(ЛПИ им. М.И. Калинина )

Как показали наблюдения, в процессе укатки асфальтобетонных покрытий в местах реверсирования катков, всегда появляются местные неровности, которые зачастую превышают допустимые нормы. Их появление обусловлено вертикальными и горизонтальными силами, действующими на поверхности контакта вальца и уплотняемого материала.

Горизонтальные силы имеют инерционную природу, поэтому для оценки этих местных деформаций поверхности и разработки рекомендаций по их снижению необхо-

……………………………………………………………………………

муфты и интенсивное торможение катка, скорость уменьшается, а отрицательное ускорение возрастает тем значительнее, чем интенсивнее торможение.

Доля времени свободного качения для разных катков составила 0,15-0,85 общего времени замедления. Время свободного качения определяется быстротой срабатывания механизма включения муфты реверса на обратный ход и реакцией оператора при механическом приводе.

В точке С буксование муфты продолжается и потому ведомые диски остаются неподвижными, скорость катка становится равной нулю, а отрицательное ускорение резко снижается до нулевого значения (точка d). В точке е начинается движение катка в обратном направлении, при этом ускорение резко повышается до максимальной величины (точка f). Буксование муфты реверса прекращается, ускорение резко снижается и вскоре достигает некоторой величины (точка т), которая может быть принята за постоянную. Происходит окончательный разгон катка, его скорость стабилизируется, а ускорение принимает нулевое значение. Отношение времени движении при буксующей муфте к общему времени разгона составляет 0,20-0,85.

Основными факторами, влияющими на кинематические параметры процесса реверсирования, являются тип и конструкция трансмиссии. В зависимости от этих факторов максимальное замедление при торможении катка, которое в основном и влияет на образование неровностей, может находиться в пределах от 0,2g до 0,45g (g - ускорение силы тяжести).

Была установлена связь между горизонтальными силами, которые возникают при торможении катка, и величиной неровностей. Последняя имеет вид волны и характеризуется впадиной и гребнем. Гребень образуется вследствие действия горизонтальных сил, развивающихся при торможении. Установлено, что в начале обратного движения, несмотря на значительные ускорения, а следовательно, и горизонтальные силы, высота гребня практически не изменяется. Проведенные исследования позволили установить различие воздействия ведомых и ведущих вальцов катка. К началу реверсирования перед ведомыми вальцами волна смеси больше, чем перед ведущими. При плавном реверсировании деформации сдвига от воздействия ведущих и ведомых вальцов почти одинаковые. Однако при резком реверсировании сдвиг смеси от воздействия ведущих вальцов значительно больше, чем от ведомых.

В итоге установлены допустимые максимальные значения горизонтальных сил при торможении, при которых значения высоты гребня волны после закатки последующими проходами не выходят за допустимые пределы. Эти горизонтальные силы должны быть не больше 150 Н/см в начале укатки, когда температура смеси близка к 120°С, и не больше 250-300 Н/см в конце уплотнения, когда температура смеси снижается до 75-80°С.

На основе этих данных, с учетом того, что максимальные ускорения при замедлении движения катка могут достигать 0,45g, и зная параметры катков, всегда можно легко установить допустимость их применения на отдельных этапах укатки.