View
367
Download
1
Category
Preview:
Citation preview
у
ШШИСТЕРСТЮ ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ УССР ХАРЬКОВСКИЙ АВТОМОБИЛЬНО-ДОРОЖНЫЙ ИНСТИТУТ
мм. КОМСОМОЛА УКРАИНЫ
На правах рукописи
^КАМАЛЬ^АДЙ
УДК 625.855.3.0.33.3
СДВИГОУСТОЙЧИВОСТЬ АСФАЛЬТОБЕТОНА В УСЛОВИЯХ ЖАРКОГО И ЗАСУШЛИЮГО КЛИМАТА
специальность 05.23.05 -Строительные материалы и изделия
Д и с с е р т а ц и я на соискание ученой степени каццидата технических наук
Научный руководитель: д-р т.н., и.о.проф.
В.А.Золотарев
Харьков 1984
2 -
О Г Л А В Л Е Н И Е Стр,
1. ВВЕДЕНИЕ 2. СОСТОЯНИЕ ЮПРОСА
2.1. Климатические условия республики Чад ю 2.2. Состояние автомобильных дорог в республике
Чад 14 2.3. Анализ условий работы асфальтобетонных
покрытий и характер их разрушения в условиях жаркого климата.... 20
2.4. Существующие представления о пзгтях повышения сдвигоустойхшвости асфальтобетон -ных покрытий при повышенной температуре.... 24
2.5. Основные факторы, влияющие на сдвигоус-тойчивость асфальтобетонных покрытий 32
2.6. Существующие критерии и методы оценки сдвигоустойчивости асфальтобетонных покрытий 42
2.7. Задачи исследования 49 3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРВДОСЫЛКИ
3.1. Анализ процессов развития деформаций сдвига асфальтобетонов при повышенных температурах ЗО
3.2. Формирование сдвигоустойчивых структур асфальтовых бетонов 34
3.3. Реологическая модель асфальтового бетона 58
- ^ - Стр. 3.4. Обоснование методов определения проч
ностных и реологических характеристик асфальтовых бетонов 67
4. ВЫБОР ОБЪЕКТОВ И МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ 4.1. Характеристика материалов и состав
смесей принятых для исследования 78 4.2. Методы исследования 82 4.2.1. Стандартные методы 82 4.2.2. Метод определения сдвигоустойчивости
асфальтобетона при кручении с вертикальным и боковым давлением 82
4.2.3. Определение сдвигоустойчивости при трехосном сжатии 89
4.2.4. Определение прочностных характеристик асфальтовых систем 91
4.2.5. Методики исследования реологических характеристик асфальтобетона 92
4.2.6. Определение реологических показателей асфальтового бетона 101
4.2.7. Методика определения кинетики уплотнения асфальтобетона 107
5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ 5.1. Физико-механические свойства асфальтовых
бетонов н о 5.2. Влияние состава асфальтового бетона на
его сдвигоустойчивость 128 5.3. Влияние свойств вяжущего на сдвигоусто-
чивость асфальтовых бетонов 156 5.4. Планирование эксперимента и математичес
кая модель сдвигоустойчивого асфальтобетона. 163
- 4 -Стр.
5.5. Выводы по главе 17з 6. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ
АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ 6.1. Обоснование показателей реологических
свойства 173 6.2. Особенности деформирования сдвигоустой
чивых асфальтовых бетонов во времени 178 6.3. Параметры деформационных свойств сдви-
гоустойчивых асфальтовых бетонов Т88 6.4. Предельные состояния сдвигоустойчивых
асфальтобетонов 200 6.5. Выводы по главе 207
7. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ 7.1. Совершенствование технологии приготов
ления асфальтовых бетонов 208 7.2. Исследования уплотняемости сдвигоустой
чивых асфальтовых смесей 21? 7.3. Выводы по главе 222
8. ПРОИЗВОДСТВЕННАЯ ПРОВЕРКА РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДОВАНИЙ И ОБОСНОВАНИЕ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНХТИ 8.1. Опытное строительство асфальтобетонно
го покрытия. 224 8.2. Технико-экономическая эффективность
применения каркасного асфальтобетона 226 ОБЩИЕ ВЫВОДЫ .228 ЛИТЕРАТУРА , 2,32 ПРИЛОЖЕНИЯ , .247
- 5 -
I. В В Е Д Е Н И Е
В республике Чад автомобильные дороги занимают исключи -тельно важное место в деле развития народного хозяйства страны. Преобладающая часть перевозок грузов и пассажиров в республике осуществляется автомобильным транспортом. На долго автомобиль -ного транспорта приходится около 9Ъ% общего грузооборота Q J . Поэтому строительство автомобильных дорог составляет одну из важнейших задач хозяйства страны.
В настоящее время развитие производительных сил, расширение экономических, научных и культурных связей между африкан -скими государствами требует создания международных внутриафри-канских дорожных связей, строительства новых и реконструкции имеющихся дорог.
В 70-х годах был проведен ряд региональных конференций по вопросам развития дорожной сети. Их участники пришли к выводу о необходимости первоочередного развития магистралей междуна -родного значения. Причем, предпочтение отдавалось строитель -ству автомагистралей, учитывая, что постройка одного километра автодороги с твердым покрытием обходится в среднем в 30-35 тыс долларов, а железной дороги в 40-75 тыс.долларов ( в зависи -мости от рельефа местности) С 2 ] .
Под эгидой экономической комиссии ООН для Африки десят -ки комиссий и ряд проектных организаций провели значительную работу по изучению возможностей расширения сети автодорог. Их предложения получили одобрение Организации Африканского Цдин -ства. Было решено начать строительство трансафриканских авто -
- 6 -магистралей, подключив к ним затем национальные сети автодорог.
Утверждены проекты и ведется строительство следующих трансафриканских автомагистралей: I) Транссахарской, соединяющей Алжир, Мали и Нигер; 2) Трансафриканский широтной - Нигерия - Кения (Лагос-Момбасса); 3) Западноафриканской, состоя -щей из двух линий: Северной - Дакар - Нджамена и южной Дакар -Лагос. Для того чтобы по магистралям могли двигаться автомашины разных марок, мощности и габаритов, при их строительстве будут соблюдаться единые стандарты. Предусматривается также создание централизованных служб снабжения горючим, технического обслуживания и обслуживания водителей и пассажиров в пути.
Вопрос о строительстве Транссахарской дороги рассматри -вался совместно представителями Алжира, Туниса, Марокко, Судана, АРЕ, Мали, Мавритании, Нигера, Нигерии, Верхней Вольты,Чада. Принято решение строить автодорогу через центральную часть пустыни. Изыскания на трассе выполнялись за счет Программы развития ООН (ПРООН). Протяженность автомагистрали 2900 км,в том числе по территории Алжира - 1427 км, республики Мали -675 и территории республики Нигер - 357 км. Остальную часть магистрали составят ее разветвления в указанных странах,а также в Марокко и Тунисе [2J.
В 1977 году региональная конференция стран Западной Африки высказалась за создание путей сообщения, соединяющих страны региона с Центральной Африкой и проходящих от Дакара к побережью Гвинейского залива. Потребность в них вызвана расширением экономических связей между большой группой стран западного региона, а также развитием глубинных районов прибрежных госу -дарств. Особую заинтересованность в прокладке автомагистрали Нджамена - Дакар - Лагос проявили Верхняя Вольта, Мали, Ни -гер. Чад, не имеющие выхода к морю. Дорога улучшит связь между
- 7 -прибрежными странами, такими как Гамбия, Сьерра-Леоне, Берег Слоновой Кости, Гана.
Автомагистраль Дакар - Нджамена станет северным участком главной дороги Ццжамена - Дакар - Лагос. Она пересечет семь стран: Сенегал, Мали, Верхнюю Вольту, Нигер, Нигерию, Камерун и Чад [2].
Отсутствие широкой сети современных дорог является одним из главных торлозов развития чадской экономики. Страна вынуждена тратить 20^ своего национального дохода на транспортные издержки.
Слабость, неразвитость транспортной системы Чад является следствием колониального господства. Строя шоссейные дороги, колонизаторы исходили преяще всего из своих интересов.
За последние годы на кредиты Европейского фонда развития и Меяу у народ ной ассоциации развития (ИДА) были построены шоссе мезвду Нджаменой и Бонгор (102 км) и между Нджаменой и Массагет (150 км) [з].
Строительство и содержание требует больших капиталовложений. Поэтому государство обращается за помощью к международ -ным, государственным организациям и частным фирмам. По пятилет нему плану экономического развития на создание сети современ -ных шоссейных дорог ассигнуется 12% всех ассигнования,запла -нированных на развитие экономики страны. Сейчас разрабатывается проект строительства автомагистрали с твердым покрытием про тяженностью 686 км, которая свяжет г.Нджамену с городом Сар -хе близ границы с ЦАР. Строительство финансирует ФВД. Кредиты на строительство дороги Нджамена - Абеше получены от междуна -родной ассоциации развития и Европейского фонда развития L3j.
Выполненный анализ показывает, что в настоящее время большее предпочтение отдают строительству асфальтобетонных покры -
- 8 -тий, чем цементобетонным.
Широкое применение асфальтобетона обусловлено многими его положительными свойствами, к которым относятся: достаточная механическая прочность, способность к упругим и пластическим де -формациям, хорошее сцепление автомобильных шин с асфальтобетон-ным покрытием, возможность получения ровной поверхности, гигиеничность асфальтобетонных покрытий, высокая демпфирующая спо -собность, сравнительная простота ремонта покрытий, а также возможность широкой механизации работ при приготовлении асфальте -бетонных смесей и устройства покрытий.
При строительстве автомобильных дорог в условиях жаркого климата к асфальтобетонным покрытиям предъявляются требования достаточной сдвигоустойчивости и долговечности. Необходимо от -метить, что асфальтобетон не всегда удовлетворяет этим требованиям, особенно в отношении сдвигоустойчивости. Игнорирование этих требований приводит к появлению пластических дефорлаций в виде сдвигов, волн, наплывов.
В настоящее время проблема сдвигоустойчивости в странах с жарким и сухим климатом является особо острой. Одна из основных задач при строительстве асфальтобетонных покрытий - это проблема увеличения сдвигоустойчивости асфальтобетонных покрытий.
Вопросам изучения сдвигоустойчивости асфальтобетона посвящены исследования П.В.Сахарова, Н.Н.Иванова, М.И.Волкова, И.А. Рыбьева, Н.В.Горелышева, В.М.Гоглидзе, Л.Б.Гезенцвея, И.В.Королева, В.А.Золотарева, Г.К.Сюньи, Б.И.Ладыгина, В.Н.Кононова, М.Дюрье, Л.В.Нижбоера и др. Одно из основных направлений по созданию сдвигоустойчивьк асфальтобетонных покрытий заключается в применении асфальтобетонов с повышенным содержанием щебня определенного качества. Полагают, что сдвигоустойчивость таких асфальтобетонов повьш1ается за счет включения в работу под нагруз-
- 9 -
кой минерального остова, образованного крупными зернами щебня. Задача повышения сдвигоустойчивости решается путем повьш1ения плотности минерального остова и повышения когезионных свойств асфальтобетона,
Целью настоящей работы является разработка на основе установления закономерностей деформирования и разрушения асфальте -бетонов сдвигоустойчивых их типов и видов, а также способов устройства сдвигоустойчивых асфальтобетонных покрытий для районов с жарким и сухим климатом.
Работа выполнена на кафедре дорожно-строительных материа -лов и строительства и эксплуатации дорог Харьковского автомо -бильно-дорожного института им. Комсомола Украины под руковод -ством проф., д.т.н. О.Т.Батракова и и.о.проф., д.т.н. В.А.Золотарева.
На основании выполненных исследований выпущены рекомендации по рациональным составам асфальтобетонов применительно к условиям их эксплуатации в республике Чад.
Автор выражает глубокую признательность сотрудникам вышеуказанных кафедр за весьма полезные дискуссионные советы и помощь, оказанную на различных этапах исследования и внедрения.
- iO - •
Г Л А В А 2. СХТОЯНИЕ ВОПРОСА 2.1. Климатические условия Республики Чад
Территория Чад расположена в Центральной Африке. В целом климат Чада относится к тропическому типу, однако с севера на юг можно вьщелить три типа климата: пустынный и полупустынный, сахельский, влажно-тропический климат Щ .
Пустынный и полупустынный климат в стране является преоб -ладающим. Он характеризуется следующими данными: низким количеством осадков (до 50 мм в год), осадки выпадают очень редко и нерегулярно; высокими температурами воздуха в дневное время (+40°-42°С в июне-сентябре месяцах) и резкими снижениями температуры ночью (ниже +10°С). Круглый год эта часть страны находится под воздействием крайне сухого континентального тропического воздуха - северо-восточного пассата. Очень велини суточные амплитуды температуры ( в среднем +20°С, в отдельные дни до +30°-40°С). Перепад температур составляет 35°, что приводит к резким изменениям температурных напряжений в элементах конструкции дорожных одежд.
Сахельский климат охватывает"всю центральную часть страны. Количество осадков невелико (от 200 до 800 мм в год).Здесь се -зон дождей очень короткий: июнь-октябрь в г.Нджамене и -июль-сен тябрь в Г.Мао. Минимальные температуры возрастают постепенно: в январе +13°С, мае +24°С, в апреле +41°С, а в августе в пери -од дождей 30°С.
Влажный тропический климат характерен для всего южного райо
- 11 -на страны. В этом районе экваториально-муссонный климат с чет -КИМ делением года на два сезона: сухой зимний (с октябре-ноября по апрель-май), когда преобладающей воздушной массой является тропический воздух северо-восточного пассата и дождливый летний ( с мая-июня по сентябрь-октябрь), когда на территории Чад протекает юго-западный экваториальный муссон, приносящий влажный экваториальный воздух со- стороны Гвинейского залива. Осадки очень велики (до 1000 мм) и носят чаще всего ливневый характер. Осадки вызывают разливы, которые размывают дороги и изолируют многие села.
Минимальные температуры воздуха колеблются в пределах от .+23°С в апреле до +14°С в январе. Максимальные температуры сое тавляют +38°С в марте и +30°С в августе. Такие изменения температур очень сильно влияют на конструкцию дорожных одежд. Пе -репады температур необходимо учитывать при проектировании рациональных конструкций дорожных одежд \р].
В многочисленных научно-исследовательских работах зарубежных исследователей, в частности французских [б, 7 ] , о природе Чада подчеркивается, что жара является специфической чертой чадского климата. Разумеется, что такой жаркий климат значительно влияет на условия эксплуатации автомобильных дорог с асфальтобетонными покрытиями.
Измерение температуры асфальтобетонных покрытий автомобильных дорог и городских улиц в республике Чад до сих пор не проводилось, поэтому вопросы исследования летнего температурного режи ма и определение продолжительности действия высоких температур имеют большую актуальность и практическое значение.
Исследования температурного режима покрытий первым в СССР проводил Б.И.Ладыгин [з] . Позднее эти работы были продолжены его учениками Я.Н.Ковалевым, К.Ф.Шумчиком, И.К.Яцевичем [9»10]
- 12 --на территории Белорусской ССР.
Б.И.Ладыгиным Гз! была предложена эмпирическая зависимость температуры покрытия от температуры воздуха применительно к уело ВИЯМ Саратовской области.
где "^h - температура асфальтобетонных покрытий, °С; "^^ - теьшература воздуха, °С. Формула 2.1 была получена на основе статистических данных
сопоставления температуры воздуха и температуры асфальтобетонных покрьп'ий лишь для определенного района. Поэтому она может быть использована для расчета температуры покрытия, так как исследо -вания, проводимые в данной работе относятся к району г.Нджамена, расположенного в центральной части страны, где климат является сахельским.
Температура покрытия может быть также определена по фощуле Л.И. Горецкого (II) : -, /
где 1 здух " максимальная среднесуточная температура воздуха, °С;
vJp - суммарный поток солнечной радиации, Вт/м^ Y - коэффициент поглощения ( У - 0,89); ^ ц - коэффициент теплоотдачи наружной поверхности
покрытия, Вт/М^.К ( ан = 15-20 Вт/М%) К о ~ термическое сопротивление покрытия, м к/Вт
В табл. 2.1 приведены данные средней месячной температуры воздуха (по данным метеорологической станции в г.Нджамена) и рассчитанные по формуле (2.1) температуры покрытия в районе Нджамене, в период с мая 1963 года по апрель 1976 годаГб!.
- 13 -Т а б л и ц а 2.1
Измерение температуры воздуха и покрытия по месяцам для района г.Нджамена
Месяцы Среднемесячная температура воздуха и покрытия, +°С
1 воздуха f покрьгоия
I П ш 1У у
У1 УП УШ IX х:
XI хп
21 24 35 40 42 40 32 30 30 28 25 20
34 38 52 59 62 59 48 41 46 43 39 33
Температура поверхности сильно повышается обычно с марта по июнь, когда максимальная интенсивность солнечной радиации совпадает с высокой температурой воздуха. В этот период температура покрытия достигает максимальной величины 62°С.
Анализ климатических условий Чада позволяет сделать вывод, что высокая летняя температура является причиной, приводящей к существенному снижению сдвигоустойчивости асфальтобетонных покры тий.
При движении современных автомобилей в асфальтобетонных покрытиях возникают деформации и разрушения в виде сдвигов, волн, наплывов. Эти деформации и разрушения ухудшают ровность асфаль -
- 14 -тобетонных покрытий и плавность продольного и поперечного профиля проезжей части дорог. Это не только вызывает неудобства для движения, но и уменьшает срок службы дорог.
Поэтому исследование асфальтобетонных покрытий, работающих в условиях жаркого климата Чад,является актуальным.
2.2. Состояние автомобильных дорог в республике Чад
Сегодня в республике Чад, как и в большинстве стран Африки, в основном используют дорожную сеть, созданную колонизаторами и состоящую преимущественно из грунтовых дорог. При этом следует иметь в виду, что свойства грунта на этих дорогах не -одинаковые. Некоторые дороги, например, в Сахаре, проходят по плотному грунту, часто скалистому, либо латеритам. Песчаные же дороги трудно проходимы. В долинах рек нередко имеются две параллельно проложенные дороги: для сухого сезона и дождливого.
Сеть автомобильных дорог Чад составляет 32 тыс. км. Однако лишь 255 км дорог имеют твердое покрытие. До 1968 года рее -публика не имела дорог с асфальтобетонным покрытием, за исклю -чением около 20 км дорог в Нджамене. Протяженность основных грунтовых дорог Чад составляет 30000 км. Кроме того, насчитыва ется 20000 км второстепенных грунтовых дорог и 5295 км так называемых проселочных дорог. В дождливые сезоны, которые про -должаются почти полтора года, дороги Чад становятся непроходи -мыми. В этот период движение замирает даже на национальных до -рогах Щ .
- 15 -Основные магистрали ведут от Нджамена на юго-запад, в Каме
рун и ЦАР, на северо-восток через Абеше в Судан. По мере разви -тия экономических связей между Чад и соседними странами возра -стает роль перевозок по этим дорогам.
Наиболее развита дорожная сеть в южных и центральных районах, в то время, как большие территории на востоке и северо-вос токе, имеющие значительные потенциальные возможности для экономического развития, практически лишены дорог.
В Чаде, как и в большинстве государств Африки, автомобильные дороги подразделяют на два класса: дороги П класса (грунтовые) с расчетной скоростью 30 км/час; дороги 1 класса (грунте -вые) с расчетной скоростью 60 км/час и национальные дороги (с асфальтобетонным покрытием) с расчетной скоростью 80 км/час. Ши рина проезжей части составляет 5-6 м. Обочины на дорогах П клас са отсутствуют, а на остальных составляют по 1-1,5 м. Дорожная одежда дорог П класса состоит из уплотненного грунта и несущего слоя из латерита толщиной 10 см. На дорогах I класса на уплот -ненном земляном полотне устраивают латеритовое основание толщиной 20 см и покрытие из песчаного шлама. На национальных дорогах одежда состоит из 20-30 см латеритового слоя - основания, двухслойного пропитанного битумом слоя покрытия и 2,5 см слоя износа из щебня, обработанного битумом LI2J.
Для производства асфальтобетона применяют обычно природные пески, щебень местных карьеров, а минеральный порошок и битум, импортируют из-за границы, в основном из Франции [l3J.
Вдоль рек или рзгчьев часто встречаются большие запасы при -родного песка и гравия разных размеров. Модуль крупности песка колеблется в пределах 1,0-2,5. Основные характеристики, приме -няемых песков, следующие:
- ивдекс пластичности 5-20
- 16 -
- плотность, кг/м® - I 900-2 100 набухание - 2,5%
- водонасыщение - 7,0-13% - количество фракций < 80 мкм - 10-ЗС^. Щебень, получаемый дроблением массивных горных пород магма
тического, осадочного и метаморфического происхождения, имеет высокую прочность. Максимальный размер частиц не более 60 мм. Гранулометрический состав щебня приведен в табл. 2.2 [l3j.
Т а б л и ц а 2.2. Гранулометрический состав щебня
Размеры I ! ! ! ! отвер- 1 60 ! 40 ! 20 ! 10 ! 5 стий.мм t t I I ! 1 1 1
2 ! I ! 0,4 10,08 I ! !
Полные проходы сквояь сита,% 100 80-100 65-90 40-75 30-60 20-45 15-37 10-20 2-15
Износ в полочном барабане > 35%, Коэффициент микро Дюваля < 20 Минеральный порошок известняковый или цементная пыль имеют
следующую гранулометрию |l3j. Т а б л и ц а 2.3
Размер отверстий, мм j 0,2 0,08
Полные проходы сквозь сита, % 100 80
В производстве асфальтобетона в стране получили распространение нефтяные битумы марки 80/100, 60/70, и 40/50. Основные характеристики приведены в табл. 2.4.
Т а б л и ц а 2.4
j Марка оитума По каз ат ели • ттгт:^! 1 ;
i 40/50 ! 80/100 I.Глубина проникания иглы при 25°С 38-44 82-97
iV -Продолжение таблицы 2.4.
т ^
2. Температура размягчения, °С 3. Температура хрупкости, °С 4. Сцепление в присутствии воды,%
60 48 -14 -17 90 90
Для приготовления асфальтобетона применяют битума в количестве 5-8^ от массы минеральной части, а минерального порошка -5-9%. Составы, применяемых асфальтобетонных смесей, приведены в табл. 2.5 JI3].
Т а б л и ц а 2.5
!
Типы асфальте- j Содержание с фракции с размером зерна
эолее, мм iJCXv/tlcl t 1 2 1
! < 2
0/8 10-25 30-50 б-Ю O/IO 25-35 55-70 5-9 0/12 32-42 57-72 4-8 0/14 40-50 60-75 4-8
Основные показатели физико-механических свойств смесей,получаемых на основе указанных битумов, приведены в табл. 2.6.
Т а б л и ц а 2.6
Показатели смесей
Т
Марка битума 80/100
"Z 60/70
^ 40/50 — 5 —
I. Испытание по Марпалу: - уплотняемость, % 96-98 - ползучесть, мм 4
96-98 4
96-98 4
18 -
Продолжение таблицы 2.6 ! ! \
- устойчивость при 60°С, кг 800 900 1000 2. Испытание по методу Дюрье:
- прочность на сжатие при 18°С, Ш а ^ 6,0 7,0
- уплотняемость, % 92-94 92-94 92-94 - коэффициент водоустойчивости 0,75 0,75 0,75
Из приведенных данных о материалах и качестве асфальтобетонных смесей трудно судить о сдвигоустойчивости асфальтобетона в условиях жаркого и сухого климата. В некоторых странах Запада,в частности во Франции, откуда поступают битум и минеральный порошок, были разработаны требования к битумоминеральным материалам, используемьм в дорожных одеждах этого региона.
По нормативным документам, используемым во Франции [_14] для приготовления асфальтобетона, отвечающего высоким требова -ниям предусматривается применять: асфальтобетон типа В 0/10 с гранулометрией 0/10 или асфальтобетон типа В 0/14. Для их при готовления применяют дробленные горные материалы следующих фракций: асфальтобетон типа В 0/10( 0/2, 2/6, 6/1о), асфальтобетон В 0/14, (0,4, 4/6, 6/14).
Составы смесей . приведены в табл. 2.7. Т а б л и ц а 2.7
Составы зернистых и полузернистых асфальтобетонов
! Крупность 0-10 мм j крупнее I мм
i крупнее 2 мм !
Крупность 0-14 мм j крупнее б мм ! 1 крупнее 2 мм
полузернистых! зернистых 25-35 j 35-45 55-70 t 60-75
т 40-50 } 50-60
60-75 Т 60-75
- 19 -При приготовлении таких смесей применяют песок, дроблен -
ный в соответствии с указанной гранулометрией. Минеральный порошок (5-9^) известняковый должен содержать частиц менее 0,08-80^, а количество частиц 0,2-0,08 до lOOfo. Битум применяют марки 60/70 или 80/100, а также 40/50.
Физико-механические свойства асфальтобетона типа В 0/10 и В 0/14 приведены в табл. 2.8.
Т а б л и ц а 2.8
Показатели физико-механических свойств 1 ! ! В 0/10 i ! 1
1 ! В 0/14 1
I. Плотность по методам "LCPC", % максимальная 94 95 минимальная 90 91
2. Прочность на сжатие, Ш а с битумом 80/100 ьр 5,0 с битумом 60/70 бр Ф с битумом 40/50 7fi 7,0
3. Коэффициент водоустойчивости 0,75 0,75 4. Плотность по Маршалу, %
максимальная 95 96
Как видно из приведенных данных требования к качеству асфальтобетона, применяемого в республике Чад, мало отличаются от требований, которые предъявляются к асфальтобетону во Франции. Однако условия работы асфальтобетона в республике Чад существенно отличаются от климатических условий Франции. Следовательно, вопросы выбора, применения, оценки качества асфальтобетона в странах с жарким и сухим климатом остаются неизученными. Следует также отметить, что методы оценки качества асфальтобетона
- 20 -как в странах Западной Европы р б , 16, 17] , так и в СССР (ГОСТ 9128-76) не моделируют условия работы покрытия и не позволяют прогнозировать его сдвигоустойчивость для стран с жарким и су -хим климатом.
2.3. Анализ условий работы асфальтобетонных покрытий и характер их разрушения в условиях жаркого климата
Основной особенностью асфальтобетона, как дорожно-строи -тельного материала, является сильная зависимость его прочности и деформативных свойств от температуры. При высокой летней тем пературе вязкость битума, содержащегося в асфальтобетоне, по -нижается,. связи между минеральными частицами ослабевают, что влечет за собой уменьшение прочности. С изменением показателей прочности изменяется и деформадионное поведение асфальтобетона. При повышении температуры пластичность материала значительно повьш1ается. Именно в таком состоянии на асфальтобетонных покры тиях появляются сдвиговые деформации в виде волн и наплывов. Эти деформации особенно часто возникают в местах фиксированных остановок транспортных средств (перекрестки, остановка автобусов) и на транзитных участках дорог в связи с изменением скорости движения.
Основная причина такого поведения покрытия - неправильный выбор для конкретных условий работы типов и видов асфальтобе -тонов по сдвигоустойчивости, что во многом обусловлено отсут -ствием надежных критериев для ее прогнозирования. Но даже при оптимальных составах асфальтобетона непрерывный рост интенсив-
- 2i -
ности и повышение нагрузок на ось автомобиля при циклиеском воздействии неминуемо приводит к накоплению остаточных деформаций. Эти дефекты являются источником других видов разрушения, так как неравномерное изменение ровности приводит к росту коэффициента динамичности и возникновению дополнительных динамических нагрузок с интенсивностью, зависящей от величины неровности и скорости движения IJB].
Наблюдение за работой асфальтобетонных покрытий на дорогах республики Чад показывает, что характерными дефоряациями и раз рушениями асфальтобетонных покрытий являются: сдвиги (волны,наплывы, колеи), выкрашивание (выбоины) и просадки |^7].
Характерные виды разрушений, встречаемые в республике Чад, показаны на рис ,2.1.
В работе JJ9] подчеркивается, что сдвиги являются основным видом деформации асфальтобетонных покрытий на дорогах с тяжелым, интенсивным движением в условиях жаркого климата. Согласно ре -зультатам обследования дорожных покрытий, проведенных в СССР в условиях жаркого климата^срок службы нежестких дорожных одежд с асфальтобетонным покрытием в ряде случаев составляет лишь 7-10 лет. Наряду со снижением срока службы покрытия резко ухудшаются технико-эксплуатационные качества покрытий из-за их не -ровности.
Наличие деформаций в виде волн, наплывов, сдвигов на до -рожных покрытиях приводит также к ухудшению условий управляемости и устойчивости автомобиля, а также и комфортабельности движения, вследствие чего водители должны снизить скорость: ;Движе -ния автомобиля до безопасной в данных дорожных условиях. Многие водители не могут справиться с этой задачей, что приводит к уве личению количества происшествий на неровных дорогах.
Профессор В.Ф.Бабков [20] одной из причин возникновения
- zz -
Рис. 2.1. Виды разрушений, встречаемые на дорогах республики Чад.
- 23 -дорожных происшествий считает внезапный выезд автомашины с участка, имеющего ровную поверхность, на участок с меньшей ровно -стью. Удары колес о неровности дорожной одежды возрастают при -мерно пропорционально квадрату скорости. Поэтому неровности иногда допустимые на малоскоростных дорогах, на автомобильных дорогах высоких технических категорий значительно снижают ком -фортабельность езды для пассажиров и водителя.
Количество деформаций в виде сдвигов значительно возрастает на участках дорог с большим продольным уклоном. Результаты обследований, приведенные в работе В.М.Гоглидзе [2l| показали, что количество пластических деформаций в виде волн, наплывов, сдвигов увеличивается с увеличением уклона-дороги,
Профессор Г.К.Сюньи [22] считает, что образование сдви -гов, волн, наплывов происходит при высоких летних температурах под действием вертикальной нагрузки от колес автомобиля и горизонтальной силы, возникающей за счет тяги автомобилей при тро -гании с места, переключении скоростей, при торможении, при движении автомобиля на подъем и т.д.
В работе [J8, 23] отмечено, что одной из причин образова -ния колей на покрытии может быть его недоуплтнение. Уплотнение колесами автомобиля, рассматриваемое часто как положительное яв ление, на самом деле является пороком для любых видов асфальтобетона, кроме холодного, так как оно вызывает ухудшение попереч ного профиля покрьтия.
Местные трещины в виде сетки образуются прежде всего в местах ослабления покрытия: повышенного износа, ослабленного ос -нования, сети поперечных трещин. Это связано с повьшением в опасной зоне величины прогиба сверх допустимого предела, кроме того, может быть вызвано ударами колес при переходе через неров ности по ослабленному сечению покрытия. Сеткообразное развитие
- 24 -трещин часто является первым этапом полного разрушения покрытия в данной зоне вследствие образования выбоин.
Неравномерность возникновения трещин может бьть связана с неоднородностью уложенной в покрытие смеси, нестабильностью ее качества, а главным образом, с различной степенью сцепления с нижним слоем и разной способностью слоев к трещинообразованию, что обусловлено неодинаковыми коэффициентами линейного расширения и их деформативной способностью.
Анализ условия работы и типичных разрушений асфальтобетона в условияк жаркого и сухого климата показывает, что достаточная сдвигоустойчивость асфальтобетона в условиях повышенных темпера тур может быть достигнута на основании изучения закономерностей процесса дефоршрования и разрушения асфальтобетона с последующим использованием результатов такого изучения для направленного регулирования структуры и свойств асфальтобетонав.
2.4. Существующие представления о путях повышения сдвиго-устойчивости асфальтобетонных покрытий при
повышенной температуре
Основным путем повышения сдвигоустойчивости покрытий является регулирование структуры асфальтового бетона. Такое регулирование должно осуществляться на основе теории .этого компози -ционного материала.
Первые исследования по изучению прочности, структуры и структурообразования в асфальтовых бетонах были выполнены П.В.Сахаровым [Z4, 25].
- 25 -
Профессор П.В.Сахаров считал, что "многообразие свойств асфальтового бетона зависит от его структуры, которая в свою оче -редь является функцией свойств частей их относительных масс в единице объема готового материала, равномерности распределения правильности и тщательности производственных процессов, в особен ности, надлежащего термического режима и уплотнения".
В работах М.И.Волкова [26, 27j впервые были введены поня -тия макро-, мезо- и микроструктуры асфальтовых бетонов и рассмот рено влияние структуры на основные свойства асфальтовых бетонов.
В работах И.М.Борщ [28) и В.М.Смирнова [29, ЗО] , В.А.Золотарева [31, 32] и других представителей школы ХАДИ детально изучены отдельные стороны этой проблемы, влияние компонентов и взаимодействия между ними на свойства асфальтовых бетонов.
Дальнейшее развитие теория асфальтовых бетонов получила на основе физико-химической механики, основы которой были заложены академиком П.А.Ребиндером [ЗЗ, 34J. В соответствии с этими представлениями асфальтовый бетон рассматривается как предельно концентрированная структзфа коагуляциоиного типа. На свойства такой системы наибольшее влияние оказывает наименее прочный компонент - органическое вяжущее [Зб].
На базе физико-химической механики в работах О.Т.Батракова, И.В.Королева, В.А.Золотарева были развиты основы "пленочной" теории структурообразования в асфальтовых бетонах. По этой теории основное влияние на свойства асфальтовых бетонов оказывают пленки структурированного органического вяжущего \3б\.
M.DuxleE [37] , И.В.Королевым и О.Т.Батраковым [38, 39] было показано, что при прочих равных условиях толщина пленок прямо пропорциональна размеру частиц.
И.В.Королевым было показано, что с понижением вязкости битума толщина пленки уменьшается в таком же порядке, как и при
- 26 -уменьшении количества битума в смеси [40J.
В исследованиях И.А.Рыбьева [41] установлено "правило створа", согласно которому оптимальные значения различных свойств асфальтовых бетонов имеют место при одном и том же содержании вяжущего, т.е. находятся "в створе". Это правило мо -жет быть использовано при подборе состава сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов. В силу многообразия свойств асфальтовых бетонов оптимумы вяжущего могут совпадать при оценке сдвиго- и трещиноустойчивости асфальтобетона.
В работе [42] отмечено, что применение теплоустойчивых битумов является одним из важнейших факторов повышения теплоустой чивости, 'а, следовательно, и сдвигоустойчивости асфальтобетонов. Теплоустойчивые битумы характеризуются, прежде всего, тем,что они в меньшей степени изменяют вязкость и когезию в интервале температур, при которых работают дорожные покрытия.
Для придания асфальтобетону надлежащей деформативной устойчивости при высоких температурах битум должен одновременно иметь более высокую температуру размягчения. Следовательно,для обеспечения надлежащей теплоустойчивости и трещиноустойчивости асфальтобетона необходимо, чтобы битум имел при относительно большей глубине проникания более высокую температуру размягчения.
А.С.Колбановской [43] установлено, что наибольшей теплоустойчивостью отличаются битумы, относящиеся к I структурно1«?у типу. Эти битумы содержат более 2Ъ% асфальтенов, менее 24^ смол и более 50% углеводородов. При этом доля асфальтенов в общей сумме асфальтосмолйстых веществ составляет более 0,5. Рекомендовать эти битумы для повышения сдвигоустойчивости асфальтобетона в условиях республики Чад нельзя из-за их высокой склонности к старению.
- 2V -
И.М.Руденская |44] показала, что наиболее ценными для строительства являются битумы с широким интервалом пластично -сти (более 75°С), характеризующиеся относительно низкими зна -чениями модулей деформации при 0°С и отрицательных температу -pax в условиях кратковременно действующих динамических нагру -зок от движущегося транспорта и при статических нагрузках, а также достаточной вязкостью при повышенных температурах.Битумы с малым интервалом пластичности ограничено применимы в дорож -ном строительстве в Советском Союзе. В то же время они широко применяются в странах Западной Европы. Это обычно остаточные би тумы, устойчивые против старения.
В работе [45] описаны проведенные во Франции лабораторные исследования, которые показали, что замена битума 80/100 на битум 40/50 для асфальтобетонного покрытия позволяет при Т = +30°С увеличить число повторных нагружений в 75 раз при одина -ковых остаточных деформациях. Использование маловязких битумов 180/220 с 1965 года по 1975 год уменьшилось вдвое. За это . ^ же время использование битумов 40/50 и 60/70 возросло с 7fo до 29fo. Увеличился и объем использования битума 20/30, благодаря широкому применению в основаниях битумопесчаных смесей. Характерно, что эта тенденция наметилась во Франции, где режим ра боты покрытий, гораздо мягче, чем в республике Чад.
В Нидерландах использование битумов 180/200 за тот же период уменьшилось с 80^ до 50^, в то время как применение вязкого битума 50/60 возросло почти с ( до 46%.
В ряде стран Запада для слоев покрытия и основания применя ют одинаковые битумы с глубиной проникания между 70/100 и 100/150 (Австрия, ФРГ, частично Швейцария). В других странах для повьш1ения сопротивления деформированию в летнее время в по
- 28 -
крытиях применяют более вязкие битумы, чем в основаниях. Так в Великобритании в смесях для покрытий используют битум 40/60, для нижних слоев покрытия - 40/60 и частично 80/120 и 170/230 В Италии в верхних слоях покрытий применяют битум 80/100, в нижних слоях покрытий и асфальтобетонных основаниях - 80/100, или 180/220. Для устройства покрытий из литого асфальта во всех странах (ФРГ, Франция, Нидерланды, Австрия) применяют вязкие битумы 20/30, 35/40 и 40/50 \ А Ь ] ,
Таким образом, во всех странах Запада имеется тенденция ис пользования более вязких битумов. Вязкие битумы повышают сопротивление пластическому деформированию и износостойкости асфальтобетонных покрытий.
Такие же битумы импортируются из Франции, ФРГ, Италии в республику Чад.
В работе В.А.Золотарева |4б1 анализ показателей стандарт -ных свойств, группового состава и соотношения компонентов иссле дуемых битумов показывает, что битумы, окисленные из украин -ских нефтей БН 60/90 П-го структурно-реологического типа, имеют близкие показатели с остаточным французским битумом БН 60/90. Эти битумы отличаются высокой устойчивостью против старения, что крайне важно для района с жарким климатом.
Профессор Л.Б.Гезенцвей [42] отмечает, что важным услови -ем получения асфальтобетонного покрытия, устойчивого против сдвиговых деформаций в летнее время, является правильный выбор битума в зависимости от климатических условий, интенсивности движения автомобилей, типа асфальтобетона, характера используемых минеральных материалов.
Особое значение для повьш1ения сдвигоустойчивости асфальтобетона приобретает использование активированных минеральных порошков. По своим свойствам и влиянию на свойства асфальтобе-
- 29 -тона активированные порошки резко отличаются от обычно приме -няемых неактивированных. Исследования Л.Б.Гезенцвей и А.М.Алиева [47, 48] показали, что применение активированных минеральных порошков, позволяющих существенно снизить количество свободного битума в асфальтобетоне и усилить его структурные связи, обеспечивает резко'ё повышение сдвигоустойчивости покрытий в условиях жаркого климата. Прочность асфальтобетонов при темпера-^туре б5-75°С резко повышается в сравнении с прочностью асфальтобетонов, полученных на основе однотипных неактивирован -ных минеральных порошков. Битумоемкость асфальтобетона снижается на 15-27% в зависимости от вида поверхностно-активных ве -ществ, использованных для активации порошка.
Значительный интерес представляет исследование многощебенистых асфальтовых бетонов.
В работах Н.Н.Иванова, А.И.Ганжулы, Н.В.Горельш1ева,Г.К.Сю-ньи и др. 1^9, 50, 51, 52, 22) показано, что : повысить сдвиго-устойчивость асфальтобетона можно путем увеличения коэффициента трения минерального остова, который создает каркас, способный сопротивляться сдвигающим усилиям, а введение в смесь битума уменьшает коэффициент трения. Названные исследования послужи ли теоретической основой для дальнейшей разработки технологии асфальтобетонов с повышенным содержанием щебня.
Возможность применения асфальтобетонов с повьш1енным содер жанием щебня заложена в методах проектирования гранулометрического состава по плотным кривым, разработанным Н.Н.Ивановым Г521. Предложенные Н.Н.Ивановым кривые гранулометрических составов с коэффициентом сбега 0,65-0,90 ограничивают верхний предел содержания щебня в смеси 72% для крупнозернистых смесей, 65% для среднезернистых и 60% для мелкозернистых. Назначение этих пределов было обусловлено допускаемой плотностью минерального
- 30 -остова и не учитывало возможностей получения сдвигоустойчивых и шероховатых покрьп^ий.
Значительный интерес представляют асфальтовые бетоны с пониженным содержанием вяжущего, изученные Н.В.Горелышевым [53, 54|. Такие асфальтовые бетоны более жестки и менее пластичны по сравнению с обычными. Эти бетоны более температуро-устойчивЫуи, следовательно, более сдвигоустойчивы.
Большие исследования физико-механических свойств асфальтобетонов были выполнены В.М.Гоглидзе |55-58j , который показал, что при уменьшении ';Количества битума на 25-30^ существенно повышается сопротивление асфальтовых бетонов сдвигу и уменьшает -ся скорость деформирования образцов при постоянной нагрузке.Эти эффекты более ощутимы при температурах вьппе +50°С. Такой диа -пазон температур представляет особый интерес для рассматривав -мых регионов.-
При увеличении содержания вяжущего в битумной мастике до 405S "сухие" контакты постепенно исчезают. Этот вывод следует рассматривать как качественный, ввиду специфики методики, применяемой В.М.Гоглидзе. Отмечается, что увеличение содержания битума улучшает уплотняемость смесей. Этот факт отмечается и другими исследованиями. В целом результаты В.М.Гоглидзе согласуются с "пленочной теорией".
Уменьшение вяжущего при прочих равных условиях уменьшают размеры зон контактов между минеральными частицами по пленкам и уменьшает общее сцепление и сопротивление растяжению при изгибе. Таким образом, уменьшение содержания органического вяжущего в смесях повьшгает их сдвигоустойчивость.
В Англии в работе [59j указывается, что для повышения ус -тойчивости покрытий против образования колей в жаркие летние дни применяются так называемые модифицированные битумы с эпок -
- 3i -сидной смолы или других полимеров. Проведенные исследования на дорогах Англии установили, что применение модифицированного битума снижает величину остаточных деформаций примерно в два раза.
Во Франции в последние годы были проведены исследования [бО, 61, 62] с целью выявления причин возникновения деформации и понижения деформационной устойчивости дорожных одежд. Результаты исследования показали возможность повьшения устойчивости дорожных покрытий путем применения более вязких битумов, моди -фицированных добавками полимера или эластомера. Основным njrreM предотвращения деформации считают применение смесей с грануло -метрическим составом, обеспечивающим минимальную пористость ске лета, снижение нормы расхода вяжущего и повьппение степени запол нения пор вяжущим.
Для повышения устойчивости асфальтобетонных покрытий применяются также добавки тринидадского асфальта, асбестовые минераль ные порошки и др. В США для получения покръп-ия высокой прочности и деформационной устойчивости применяют специальное вяжу -щее, получаемое смешением расплавленной серы с битумом [бЗ].
В Японии проделаны опыты по применению резиновой крошки для повьш1ения прочности и сдвигоустойчивости асфальтобетонных покрытий [64J.
В Чехословакии разработан способ усиления асфальтобетонно -го дорожного покрытия слоев пластобетона на эпоксидном вяжущем:: [б5]. Использование эпоксидного пластбетона позволило избежать образования нежелательных деформаций поверхности покрытий, и обеспечить равномерное распределение нагрузки на нижележащие асфальтобетонные слои.
Показательны результаты исследований, проведенных в Герма -НИИ. По данным исследований [бб, бт] сопротивление асфальтобетон ных смесей деформированию зависит от внутреннего сцепления между компонентами.
- 32 -По данным бельгийских исследователей |б8, 69] для увеличе
ния сдвигоустойчивости асфальтобетонных смесей считается необ -ходимым повышать когезию и вязкость битумного раствора и умень шить его чувствительность к изменению температуры за счет стабилизирующего воздействия, повысить внутреннее трение минеральных заполнителей путем выбора соответствующих каменных материалов и рационального назначения их состава. Выбирать смеси такого состава (гранулометрический состав заполнителей, соотношение между минеральным порошком и битумом), чтобы даже при доуплот -нении под воздействием транспорта пористость смесей не была ниже критической.
Выполненный анализ показывает, что в настоящее время не су шествует единого способа обеспечения сдвигоустойчивости асфальтобетонного покрытия. Множество рекомендаций и приемов, как пра вило, являются частными решениями. Некоторые из них противоре -чат друг другу. Так предложения о повьш1ении плотности [61, 62J часто не согласуются с предложениями применять составы с пони -женным содержанием щебня [49, 50, 52] . Тем не менее два прин -ципиальных пути повьш1ения сдвигоустойчивости могут быть использованы в настоящее время: повьш1ение когезионной прочности пле -нок вяжущего и оптимизация структуры минерального остова.
2.5. Основные факторы, влияющие на сдвигоустойчивость асфальтобетонных покрьп'ий
В настоящее время накоплен большой экспериментальный материал по оценке сдвигоустойчивости асфальтобетона, а также влия
- 33 -
нию его состава на параметры сдвига. Однако, некоторая услов -ность испытаний и различие условий проведения эксперимента говорят о противоречивости полученных результатов.
Сдвигоустойчивость асфальтобетона зависит от его состава (количества щебня, минерального порошка и битума), количества исходных материалов и структурных связей между составляющими. На показатели сдвигоустойчивости влияет температура и скорость приложения внешней нагрузки. Проанализируем результаты работ по изучению сопротивляемости сдвигу, внутреннего трения и сцепления, в зависимости от состава асфальтобетона и условий его испытания.
Во всех работах |49, 70, 71, 72], посвященных исследова -нию влияния температуры на сдвигоустойчивость асфальтобетона, исследователи придерживаются единого мнения об уменьшении вели чины сцепления при увеличении температуры.
Однако в оценке влияния температуры на угол внутреннего трения существуют весьма противоречивые данные. С повышением температуры испытания угол внутреннего трения уменьшается.Такого мнения придерживается Э.А.Казарновская [73J. / По данным В.А.Золотарева с повышением температуры угол внутреннего трения проходит через максимум |^2, 23\ . По дан -ным Н.Н.Иванова и А.И.Ганжула при повышении температуры угол внутреннего трения практически не изменяется, сцепление уменьшается. По данным Е.Г.Таращанского, Л.С.Губача, А.В.Полетаева и Е.Г.Авруцкой [74, 75, 7б] с повышением температуры угол • внутреннего трения увеличивается, сцепление уменьшается.
Наибольший интерес представляют исследования, в которых определялись не только отдельные составляющие сопротивления сдвигу, но и комплексный показатель - предельное сопротивление сдвигу. В одной из первых таких работ А.И.Лысихиной показано,
- 34 -
что с увеличением температуры угол внутреннего трения уменьша -«
ется, а сцепление вначале увеличивается, потом, пройдя через максимум, уменьшается. Зависимость между-предельным сопротивлением сдвигу и температурой имеет максимум [y7j,
В работах В.А.Золотарева [23, 78] показано, что предель -ное сопротивление сдвигу закономерно уменьшается с ростом тем -пературы. К такому же выводу пришла и И.И.Баловнева ]_79j .
Влиянию скорости испытания на параметры сдвигоустойчивости посвящены работы ряда исследователей. С уменьшением скорости •. приложения нагрузки сцепление и угол внутреннего трения понижа ются. Это отмечают А.И.Ганжула [49j , И.Н.Иванов [б!], В.М.Гог лидзе [бб], В.А.Захаров [soj, М.И.Баловнева [72], Л.С.Губач [74j, В.А.Золотарев |23j , Хэввитт В.П. |31j,Причем по данным [73, 5lJ скорость нагружения незначительно влияет на угол внутреннего трения, а по данным [83, 82j - угол внутреннего трения от скорости нагружения практически не зависит. В работе И.И.Ба-ловневой [6lJ показано различное влияние скорости нагружения на асфальтобетоны, отличающиеся своими гранулометрическими составами: с увеличением количества щебня в смеси температура ис -пытания и скорость приложения нагрузки в значительно меньшей степени влияют на сопротивляемость асфальтобетона сдвигу. Это подтверждается работами других исследователей [84] . Падение сдвигоустойчивости и сцепления с уменьшением скорости деформирования отмечается почти всеми исследователями, изучившими пове -дение асфальтобетона при сдвиге во времени.
Увеличение количества щебня (создание каркаса из щебня)в асфальтобетонной смеси влечет за собой увеличение угла внутреннего трения практически при всех режимах испытания [80, 72, 5б]. Причем, эта закономерность подтверждается при испытании одних и
- 35 -тех же смесей различными методами [84J: бразильским, методом трехосного сжатия и косого среза. В 1934 году, практически впервые, исследуя сопротивляемость асфальтобетона сдвигу,А.Я.Гриб -ков [85J указал на роль щебня в повышении сдвигоустойчивости, считая оптимальным количество его в смеси 40-60^. Н.Ф.Почап -ским [Зб] отмечается создание устойчивого каркаса в асфальтобетоне при содержании щебня фракции 5-15 мм - 45%, В_ А.Захаре -вым [so] - 50%, В.А.Золотаревым |23] - 45-55%, В.Гёти [з?]-80%, М.И.Баловневой (72]- 65%, V.VeveiKQ [бб]- 55-65%. По данным Авласовой Н.М. [бЗ] увеличение количества щебня фракции 5-15 мм в количестве с 32 до 54% приводит к снижению сопротив ления сдвигу при Г = +50°С,, а при Т = +20°С . наблюдается лишь незначительное его увеличение. Угол внутреннего трения при этом остается постоянным.
Повысить длительную сдвигоустойчивость асфальтобетона за счет создания каркасной структуры (повышение содержания щебня) впервые было предложено Н.В.Горелышевым |89j . Внутреннее тре -ние И:зацепление в каркасном асфальтобетоне практически не за -висит от длительности действия нагрузки.
При малой скорости приложения нагрузки (или многократно повторяющихся нагрузках) величина сил сцепления, обусловлен -пая свойствами асфальтовяжущего вещества убывает и, при определенных условиях нагружения, в пределе стремится к нулю. Гаран -тированная длительная сдвигоустойчивость возможна при условии передачи сдвиговых усилий на каркас минерального остова.
Согласно В.А.Захарову при увеличении содержания щебня угол внутреннего трения и сцепления возрастает по закону близ -кому к линейному [90, 91| . Однако, для угла внутреннего трения эта зависимость выражена резче, чем для сцепления.
По данным ЧаньДинь Биу [92j , В.А.Полетаева и Е.Г.Авруц -
- 36 -кой [7б] с увеличением содержания щебня угол внутреннего трения и сцепления смеси возрастает по линейной зависимости.
Разные оценки параметров сдвигоустойчивости, которые приво дятся разными авторами, свидетельствуют о сложности и многооб -разии процесса сдвига. Изменения содержания щебня в асфальтовом бетоне изменяет его структуру и основные физико-механические показатели - прочность, деформируемость, уплотняемость. Поэтому анализ процесса сдвигоустойчивости необходимо производить с определенных теоретических позиций, которые позволяют учесть влия ние основных факторов.
На сдвигоустойчивость асфальтобетона оказывает влияние не только количество зерен щебня максимальной фракции, но и размер и форма ^ зерен. Увеличение угла внутреннего трения с повышением шероховатости зерен щебня отмечается в работах Н.Н.Иванова [93], Л.В.Низкбоера [94], В.А.Захарова jso] и ряда других исследователей.
Переход от мелкозернистого асфальтобетона к крупнозернисто му, как отмечает И.М.Борщ, приводит к повышению общего сопротив ления асфальтобетона сдвигу на 20-30%.
С увеличением размера зерен сцепление падает, так как растет толщина пленки вяжущего. К такому выводу в своих работах приходят Н.Н.Иванов и В.А.Захаров. Из работ Л.В.Нижбоера вытекает, что сцепление не зависит от размера минеральных зерен, Наиболее подробно исследован вопрос о влиянии на сопротивление сдвигу формы минеральных зерен и состояния их поверхности. Асфальтобетон, содержащий зерна щебня кубовидной формы с шероховатой поверхностью, более сдвигоустойчив, чем асфальтобетон с зернами окатанной формы [94].
Повьш1ение плотности асфальтобетона за счет более плотной упаковки минеральных зерен, приводит к увеличению угла внутрен-
- ЗУ -него трения и общей сопротивляемости сдвигу[72].Однако, повышение плотности за счет увеличения количества асфальтовяжущего веще ства приводит к снижению угла внутреннего трения [73J.
Изменение количества минерального порошка в асфальтобетоне можно осуществить двумя путями: либо изменяя соотношение П/Б (минеральный порошок-битум), либо при постоянном П/Б.
И.А.Рыбьев [41] , подробно изучая влияние количества минерального порошка (при постоянном содержании асфальтовяжущего ве щества в смеси, но различных отношениях П/Б), пришел к выводу, что увеличение содержания минерального порошка в составе ас -фальтовяжущего вещества (повышение концентрации асфальтовяжущего вещества) ведет к повьшению сцепления и снижению угла внут -реннего трения. Только при определенном соотношении битума и минерального порошка в асфальтевяжущем веществе может быть получена максимальная прочность асфальтобетона. В исследованиях Н.В. Горелышева [бз] показано, что критическая концентрация асфальте вяжущего вещества соответствует соотношению минерального порошка к битуму, как 7 : 1 . В.А.Золотаревым [23j установлено,что каждому содержанию щебня в асфальтобетонной смеси соответствует оптимальное отношение П/Б. Это послужило основой для разработки в ХДЦИ принципа соотношения структур в асфальтобетоне и их взаимосвязи.
Внутреннее сцепление в асфальтобетоне обусловливается коге-зионными свойствами битума. С повьш1ением вязкости битума резко увеличивается прочность асфальтобетона. Однако, повышение прочности при отрицательных температурах приводит к снижению дефор-мативности асфальтобетона.
С повышением вязкости уменьшается растяжимость битумов,снижается устойчивость против образования трещин. Одной из характе-
- 38 -ристик, влияющих на трещиностойкость асфальтобетона, является коэффициент линейного расширения, который с повышением вязко -сти битума увеличивается [48].
По данньм ы Ж Mlj-OOiZ-f увеличение вязкости битума до некоторого предела приводит к повышению угла внутреннего тре -ния в асфальтовом бетоне. Дальнейшее увеличение мало сказывается на показателях прочности, однако, начиная с некоторого зна -чения вязкости дальнейшее ее увеличение приводит даже к умень -шению угла внутреннего трения |94]. Следует отметить сугубо экс периментальный характер исследований. В связи с полученными результатами возникает сомнение в возможности характеризовать сдвигоустойчивость асфальтовых бетонов только одним показате -лем - углом внутреннего трения. Кроме того, при оценке влияния одного из факторов, например, вязкости битума - необходимо учитывать и влияние смежных факторов - уплотняемости, температуры и т.д.
По данным В.А.Захарова, ., А.А.Калерта и Л.С.Губача [91, 90, 74] с увеличением вязкости битума угол внутреннего трения асфальтового бетона уменьшается по линейной зависимости,а сцепление возрастает также по нелинейной зависимости.
По данным В.А.Золотарева угол внутреннего трения асфальтового бетона с увеличением вязкости битума вначале возрастает, потом уменьшается, т.е. эта зависимость имеет максимум. Сопро -тивление сдвигу с увеличением вязкости уменьшается по плавной кривой.
Таким образом, вопрос о влиянии вязкости битума на сопро -тивление асфальтового бетона сдвигу нельзя считать окончатель -но решенным, поскольку данные разных авторов плохо согласуются друг с другом.
Влияние количества битума на сдвигоустойчивость асфальте -бетона изучено, в основном, при увеличении его содержания сверх
- 39 -
оптимального количества. Так, например, в работе Л.Нижбоера [84] указывается, что увеличение содержания битума сверх опти -мального понижает угол внутреннего трения на ZO-AQffo, И.А.Рыбьев [4lJ, А.И.Ганжула fej^ В.А.Захаров [QO]» Э.А.Казарновская [73J в своих исследованиях также отмечают падение угла внутреннего трения с повышением количества битума. Сцепление асфальто бетона с увеличением содержания битума в смеси падает, имея ярко выраженный максимум [49, 80J, либо без него 194, 8Ц .
Увеличение количества битума в асфальтобетоне уменьшает его жесткость, а, следовательно, и сдвигоустойчивость. При снижении количества битума увеличивается число "сухих" контактов зерен минерального остова, что предопределяет и увеличение внутреннего трения в таких смесях.
Асфальтовые бетоны являются материалами с коагуляционным типом структуры, в котором пленки органического вяжущего игра -ют решаюпопо роль в обеспечении прочностных и деформационных характеристик. Увеличение количества вяжущего приводит к увеличению деформируемости асфальтового бетона. При этом модуль упру -гости и модуль сдвига уменьшается.С этим положением хорошо со -гласуются результаты многих исследователей 195, 96, 53, 54,39г,-.
С точки зрения "пленочной" теории это может быть объясне -но тем, что при уменьшении содержания битума уменьшается толщина пленки в зонах контакта. При этом уменьшается деформируе -мость пленки, т.е. увеличивается модуль упругости. Так как модуль упругости и модуль сдвига связаны линейной зависимостью,то при этом увеличивается и модуль сдвига и соответственно noBbraia-ется сдвигоустойчивость.
Согласно представлениям "пленочной теории", развиваемой О.Т.Батраковым ^ 5 , 38, 39, 97, 98, 99]^ пленки битума находятся в зоне действия межмолекулярных сил притяжения со стороны
- 40 -минеральных частиц, которые изменяют структуру и прочность пленок. При уменьшении толщины пленок контактируют более прочные слои.
В настоящее время для правильного представления о поведе -НИИ асфальтобетона в покрытии, принято определить зависимость изменения его свойств во времени. Свойства материала, учитывающие фактор времени, обычно называется реологическим.
Еще в 30-е годы профессор П.В.Сахаров указывал [24j на необходимость учета структурных особенностей асфальтобетона и его реологических свойств - пластичности, ползучести, релаксации на пряжений. Теоретические основы реологии асфальтобетона заложены в трудах Н.В.Горелышева, Л.Б.Гезенцвея, А.М.Богуславского, В.М. Гоглидзе, О.Т.Батракова, А.В.Руденского, В.А.Золотарева [23, 42, 46, 56, 57, 58, 78, 98, 99, Ю О ] .
По мнению авторов процессы сдвига развиваются во времени. Поэтому становится ясно, что необходимо достаточно изучать реологические параметры асфальтобетона при высоких температурах, ибо до настоящего времени мало изучено.
С практической точки зрения одним из наиболее важных реологических показателей асфальтобетона является модуль упругости [lOO, lOl]. Модуль упругости является одной из важнейших, исполь зуемых на практике, характеристик битумоминеральных материалов, имеющие первостепенное значение при инженерных работах дорожной конструкции. Располагать даннымио значениях модуля упругости битумоминеральных материалов необходимо инженеру как для того,чтобы иметь возможность рассчитать всю конструкцию в целом, так и для проведения расчетов с целью установления величин деформаций и напряжений, возникающих в слоях битумоминерального материала при различных условиях работы {lOi\.
В работе Ю.П.Ткачук {ХОЗ] достаточно широко было изучено
- 41 -
изменение реологических параметров в зависимости от типа асфальтобетона, времени нагружения, температуры испытания, содержания битума и степени уплотнения. Автором) было установлено, что с увеличением времени действия нагрузки значение модулей упругости асфальтобетона уменьшается, такое же влияние оказывает и увели -чение содержания битума в смеси. Очень большое влияние на вели -чину модуля упругости оказывает вязкость битума. Максимальное значение мгновенного и длительного модулей упругости.достигается при содержании в асфальтобетоне битума марки БЦЦ 40/60,затем при переходе к битуму марки БНД 90/130 значения модулей снижает ся, а в дальнейшем, со снижением вязкости битума, наблюдается обратный эффект - как мгновенный, так и длительный модуль упругости асфальтобетона увеличивается.
Следует отметить, что в данной работе продолжены исследо -вания школы ХДЦИ, [31, 46, 104, 105, Ю б ] .
Особую важность приобретает влияние технологических факторов, таких как уплотнение и перемешивание, на сдвигоустойчивость асфальтобетона. Анализ условий работы асфальтобетона в условиях жаркого климата показывает, что технология устройства сдвигоус-тойчивых покрытий при высоких температзфах представляет особый интерес.
Проведенные ранее работы по уплотнению асфальтобетона Н.В. Горелышевым, О.Т.Батраковым, В.О.Гельмер, И.В.Королевым, В.А.Золотаревым, И.М.БорщЕО'Япозволили выяснить влияние технологии .
приготовления и перемешивания асфальтобетона на его свой -ства.
Для регулирования уплотняемости асфальтобетона в зависимости от макроструктуры и температуры испытаний необходимо изучение этих факторов на кинетику уплотнения. Поэтому в данной работе ставится задача разработки технологии устройства сдвигоустой-
'!'• h:s:n i
- 42 -чивых покрытий на основе теории, въщвинутой О.Т.Батраковым [108].
Анализ влияния различных факторов на парметры сд]вигоустой-чивости асфальтобетона показывает, что практически по всем рассмотренным вопросам существуют противоречивые данные и противоречивые мнения различных исследователей. Это в первую очередь связано с многообразием применяемых методов исследования, недостаточной обоснованностью методов и приборов испытания, а так -же несоответствием принятых методов и схем испытания условиям работы асфальтобетона в покрытии. Следовательно, одной из важ -нейших задач при разработке методов повышения сдвигоустойчиво -сти является изыскание методов в максимальной степени отражающих условия работы асфальтобетона в покрытии и в максимальной степени распределяющих структурные особенности асфальтобетона.
2.6. Существующие критерии и методы оценки едвиго-устойчивости асфальтобетонных покрытий
В качестве критериев для оценки сдвигоустойчивости различными авторами предлагаются различные комбинации параметров сдвигоустойчивости. В частности, для описания напряженного состояния асфальтобетона в процессе сдвига используется теория предельных напряженных состояний - теория прочности Мора. Со -гласно этой теории, сдвигоустойчивость материала, обусловленная его структурно-механическими свойствами, определяется не только межмолекулярным сцеплением частиц, но и внутренним трением в соответствии с уравнением Булона
- 43 -
T=Pl9ip+c (2.3) где ЧГ "• сопротивление сдвигу;
р - вертикальное давление; Ф - угол внутреннего трения; С - сцепление.
Отсюда следует, что сопротивление сдвигу определяется внут ренним трением и сцеплением и зависит от величины нормального давления. Сдвиг в материале наступает тогда, когда возникает такое предельное напряженное состояние, при котором наибольшее касательное напряжение, вызванное действием внешней нагрузки, достигает некоторого предельного .. значения, соответствующего сопротивлению асфальтобетона сдвигу [23J.
Для оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона в дорожных по-крьгоиях проф. Н.Н.Иванов предложил модифицировать уравнение Кулона jbi]
r=Ptg(p + C,+ C2 (2.4) где C-f - структурное сцепление, не восстанавливающееся вовсе или восстанавливающееся постепенно после осуществления сдвига;
Cz- немедленно восстанавливающееся сцепление. Сцепление С ^ обусловливается протеканием коагуляцион-
ных конденсационных, молекулярных и химических процессов. Величина этого сцепления уменьшается при понижении скоро -
сти деформации и повышении температуры испытания. Сцепление С ^ обусловливается, согласно [5l| , зацепле -
нием частиц и практически не зависит от скорости деформирования и температуры испытания. Величина С^ зависит от крупности,шероховатости и плотности упаковки частиц каменного остова.
Н.В.Горелышев сформулировал условие длительной сдвигоустой чивости в виде неравенства [89j
- 44 -
f ^ Р -fclj) + Сс (2.5) где С с - зацепление зерен при сдвиге асфальтобетона.
Развивая идеи, выдвинутые Н.В.Горелышевым, о длительной сдвигоустойчивости, М.И.Баловнева L^Sj предлагает рассматри -вать угол внутреннего трения ф как суммарный угол, который складывается из угла "истинного" трения между частицами — Шур и "угла зацепления", вызванного эффектом вертикального переме -щения частиц при сдвиге -ф^и •
Н.Н.МаслоЁ [J09j, рассматривая физический смысл уравнения Кулона применительно к грунтам,, указывает на необходимость понимать под выражением г и О Ф ту часть сопротивляемости сдвига, которая зависит от вертикального давления, где И) суммар -ный угол трения, зависящий от истинного трения и зацепления, а С - та часть сопротивляемости сдвигу, которая не зависит от вертикального давления.
Ю.В.Соколов Uio] считает критерием сдвигоустойчивости неравенство
tolj > J (2.6) где Jf - коэффициент сцепления колеса автомобиля с покрытием.
В.М.Гоглидзе [sfl , В.:А.Захаров [зо], Л.Нижбоер [94j и другие предлагают оценивать сдвигоустойчивость асфальтобетона, основываясь на теории прочности Мора. В этом случае условие прочности можно записать в виде:
2 ^ [fe-4)4^^4)l stnip=С (2.7) где (^ и ^ - - главные напряжения.
Возможность использования биноминального закона трения -скольжения Б.В.Дерягина, выведенного на основе молекулярньк представлений о природе трения при изучении поведения асфальто-
- 45 -вых материалов в процессе сдвига, была исследована В.А.Золотаревым [Зб, I S ] , согласно [Зб| сопротивление сдвигу зависит от коэффициента внутреннего трения и сил сцепления
Х=)МР + То (2.8) или
Х=^(^^^о) (2.9) где t'o ~ прочность на сдвиг в отсутствие вертикального давления;,
Го - прочность материала на растяжение. Силы сцепления обусловливаются прочностью прилипания вяжуще
го к поверхности минерального материала - адгезией и прочностью самого вяжущего в тонких слоях - когезией. Сила сцепления равна прочности асфальтовых материалов на разрыв ( Го )» с повьшени-ем которой растет сдвигоустойчивость.
Наличие нескольких концепций по проблеме сдвигоусто^^чивости асфальтобетона предопределило и множество методик ее определе -ния. Лабораторные испь^ания асфальтобетона на прочность при ежа тии не отражают его состояние в покрытии. Этот показатель весь -ма условен. Он косвенно характеризует коррозионную устойчивость асфальтобетона в покрытии. Показатели сдвигоустойчивости асфальтобетона в нормативных документах отсутствуют.
В настоящее время предложен ряд методов по оценке сдвигоустойчивости асфальтобетона и определению характеристик iD и С
При использовании метода сжатия - растяжения [93, 48j, по мнению Н.Н.Иванова, Л.Б.Гезенцвея, для определения угла внутреннего угла трения Ю и сцепления С можно воспользоваться формулами ;
SLn»j)= -^ (2.10)
- 46 -где Iv - предел прочности при сжатии, определяемый на цилиндрических образцах, диаметр Сд которых равен высоте П ;
% - предел прочности при растяжении, определяемый бразильским методом, путем приложения разрушающей нагрузки по образую -щей цилиндра.
Однако, при испытании асфальтобетонных образцов при темпе -ратуре +50°С по бразильскому методу В.И.Страгисом [84| было установлено, что сопротивление растяжению практически не зави -сит от гранулометрического состава смеси. В процессе испытания происходит смятие образца в точке приложения нагрузки, поэтому возможно предположить, что в испытываемом образце возникает более сложное напряженное состояние, чем простое растяжение.
В соответствии с методом косого сдвига приложение сдвигающего усилия на образец под углом [lllj » нормальные О и каса тельные Ь напряжения определяются по формулам:
(3--^CQS'c^ г-|-5Ш^о6 (2.12) где г - сжимающее усилие;
Г - фактическая площадь сдвига; оС - угол, составляемый плоскостью сдвига с горизонталь
ной плоскостью. С изменением угла наклона сэС , получают различные соотно
шения б и L , на основании которых вычисляют ш и С Однако, при испытании образцов в условиях косого среза по мере разрушения образца изменяется параллельность между срезывающими частями.
При одноплоскостном сдвиге 1109, 100, 72J вертикальная и сдвиговая нагрузки прикладываются под прямым углом. Испытания образца с помощью этого метода позволяют определить те же прочностные характеристики ( ф и С ) образца, что при испытании в стабилометрах. Испытывая образцы методами однопло -
- 4v -скостного сдвига, можно определять параметры сдвига у матерная лов, обладающих незначительным сцеплением (например, угол внутреннего трения и сцепления минерального остова асфальтобетона). Одноплоскостные сдвиговые приборы проще стабилометров по конструкции и удобнее в эксплуатации, однако они не отвечают условиям работы в покрытии и не позволяют учесть зернистость бетона при определении сдвигоустойчивости.
Испытания образцов на кручение [ 112, из] показывают, что на поверхности образца возникают только касательные напряже -ния, а в сечениях, перпендикулярных оси, нормальных напряжений не возникает. При этом все образующие поворачиваются на один и тот же зпгол, а квадраты, нанесенные на поверхность, перекаши -ваясь, обращаются в ромбы, что свидетельствует о деформации чистого ^ сдвига.
В работе [зз] отмечается, что при испытании на сдвиг еле . дует выполнять следующие условия: сдвиг должен быть чистым и однородным, при деформировании должна иметь место явно выраженная поверхность сдвига, что позволяет определить величины сдвигающих напряжений; схема испьи-ания и условия их выполнения должны соответствовать условиям работы асфальтобетона в покрытии.
При испытании на кручение можно получить различные значе -ния сопротивления сдвигу при изменении угла скручивания образ -цов диаметром 01 под действием крутящего момента M i
где Jp - момент инерции сечения, Q - диаметр образца.
Следует отметить также работы |114, 83J , в которых с целью выявления реологических свойств асфальтобетона для оценки сдвигоустойчивости используется метод многократного приложения на -грузки.
- 48 -Наибольшее распространение для оценки сдвигоустойчивости
получило трехосное сжатие Г74, 80, 94\ . Приборы, работающие по принципу трехосного сжатия, позволяют определить параметры сдви га iP и С в условиях, в наибольшей степени моделирую -щих условия работы асфальтобетона в покрытии. Образец находится в состоянии всестороннего сжатия: боковое давление создается жидкостью, а вертикальное - штампом. Сдвиг в образце происходит вследствие неравенства главных напряжений О д и W 5 .Объемное напряженное состояние, создаваемое в материале при этом методе испытаний, предполагает образование свободной поверхности сдвига в образце, в отличие от фиксированной по методы |jllj« 1,.: Некоторые исследователи, отмечая преимущество испытания образцов методом трехосного сжатия [84, 21, 80j считают, что этот метод испьтания в наибольшей степени моделирует поведение мате -риала в покрытии и дает наиболее достоверные результаты. Однако, приборы для такого испытания достаточно сложны и их стандарти -зация невозможна. Кроме того, условия термостатирования, при испытании методом трехосного сжатия, не позволяют испытывать об -разцы при высоких положительных температурах.
Другие исследователи Г109, II5J отдают предпочтение метощя одноплоскостного сдвига из-за относительной простоты испытания и воспроизводимости получаемых характеристик. Метод одноплоскостного сдвига позволяет оценить сдвигоустойчивость материала при высоких положительных температурах в широком диапазоне скоро -стей деформирования. Однако при таких испытаниях слабо раскры -ваются ст^ктурные особенности материала.
Выполненный анализ показывает, что существующие в настоящее время приборы не позволяют^ дать объективную оценку сдвигоустойчивости. Они или не отвечают условиям работы асфальтобетона в покрытии, или не раскрывают структурные особенности асфальтобето на.
- 49 -
Задачи исследования 1. Разработка теоретических положений, обосновывающих эф
фективные пути повышения сдвигоустойчивости асфальтобетона. 2. Разработка теоретических основ и методики оценки сдви
гоустойчивости асфальтобетона в условиях кручения при всесто -роннем сжатии, отражающих особенности его работы в покрытии.
3. Изучение закономерностей влияния зернистости и плотности минеральной части, а также свойств вяжущего на параметры сдвигоустойчивости и реологические свойства асфальтобетона при высоких положительных температурах.
4. Разработка составов асфальтобетона и технологии их приготовления, обеспечивающих повьшеннуго сдвигоустойчивость асфальтобетона за счет повышения их каркасности.
5. Разработка технологии строительства сдвигоустойчивых асфальтобетонных покрытий в условиях повышенных температур.
6. Разработка рекомендаций по рагдиональным составам ас -фальтобетонов применительно к условиям по эксплуатации в рее -публике Чад.
- 50 -
Г Л А В А 3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ СДВИГО-УСТОЙЧИВОСТИ АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ В РЕГИОНАХ
С ЖАРКИМ И ЗАСУШЛИВЫМ КЛИМАТОМ 3.1. Анализ процессов развития деформаций сдвига асфальтовых
бетонов при повышенных температурах
Асфальтовые бетоны являются композиционными материалами с предельно-концентрированной структурой коагуляционного типа [42^ . Предельно-концентрированной такая структура может быть названа потому, что содержание органического вяжущего не превышает 5-7% по массе минеральной части, а воздуха 4-6% по объему материала. Тип структуры определяется наличием органического вя жущего, свойства которого в области положительных температур, рассматриваемых в настоящей работе, приближаются к свойствам структурированной вязкой жидкости.
Минеральные частицы в таких системах разделены пленками структурированного органического вяжущего. Хотя вяжущее составляет небольшую долю от массы минеральной части, влияние вяжущего на физико-механические свойства системы весьма существенно, Это определяется тем, что пленки и прослойки вяжущего являются наиболее слабым компонентом системы, который в наибольшей мере изменяется под влиянием нагрузок и температур [35, 97J. При воздействии нагрузок в асфальтовых бетонах возникает слож -ное напряженное состояние, которое приводит к появлению дефор -маций сжатия - растяжения и сдвига.
При деформациях сжатия происходит упругое сжатие пленок и минеральной части, а также процесс выжимания пленок из зон кон -
- 51 -тактов между минеральными частицами. При действующих на асфальтобетонные покрытия дорог нагрузках, которые обычно невелики и не превышают 5...6 МПа, сжатие минеральной части невелико, так как модуль упругости каменных мате^алов, порядка десятков ты -сяч Ш а . Поэтому сжатие развивается в основном за счет вытес -нения пленок и прослоек органического вяжущего из зон контактов и в меньшей мере за счет упругого их сжатия.
Толщина пленок невелика и составляет один-два процента от размера дисперсных минеральных частиц {_ 38 J . Поэтому пленки на ходятся в зоне действия межмолекулярных сил притяжения со сто -роны минеральных частиц[_ S6,',97,"II6, 117, lisj . Эти силы имеют электрическую природу и всегда являются силами притяже -ния£ 116 , 117 , 118 , 119 , 120 , 121 , 122 ] . Они изменя гот структуру пленок, упрочняя ее. Возможность изменения структуры пленок свякзана тем, что она определяется, как в больший -стве органичесшх жидкостей, сравнительно слабыми межмолекуляр ными и водородными связями.
Для пленок органического вяжущего характерно проявление свойств как твердых тел, так и жидких тел. Пленки проявляют свойства упругости и вязкости. Процесс выжимания пленок и про -слоек из зон контактов имеет вязкий характер и медленно разви -вается во времени,
При растяжении, в силу тех же причин, дефоряации состоят в основном из деформаций растяжения пленок. Поэтому величина деформаций растяжения намного больше, чем для кристаллических твердых тел, которые составляют минеральную часть.
Пленки и прослойки являются наименее прочным элементом ко-агуляционной структуры. Разрушение материала происходит по плен кам и прослойкам и также имеет вязкий характер. Критическая деформация, при которой происходит разрушение материала,
- 52 -для асфальтовых бетонов больше, чем для кристаллических твердых тел,
Развитие деформаций сдвига в асфальтовых бетонах, как ком -позиционных материалах, имеет ряд особенностей. При малой величине деформаций сдвига механизм сдвига аналогичен процессу сжатия и также определяется физико-механическими свойствами пленок.
При больших деформациях сдвига, когда происходят необратимые смещения частиц минерального материала друг относительно друга, значение пленок и прослоек возрастает. В этом случае пленки играют роль своеобразной^си1азки, облегчающей сдвиги частиц.
Таким образом, асфальтовые бетоны при деформировании про -являют упругие свойства, носителями которых в основном является минеральная часть, и эластические свойства, которые проявляются в виде значительных по величине обратимых дефорлаций и характеризуются медленным развитием во времени. Асфальтовые бетоны проявляют также вязкие свойства, которые определяются, в основном, вяжущим.
Основными свойствами асфальтовых бетонов является упру -гость, вязкость, предел прочности и соответствующие им деформации. Показателями этих свойств являются мгновенный и эластический модуль упругости или сдвига, коэффициент вязкости и крите -рии прочности - предельные нагрузки и деформации. Показатели прочностных и деформационных свойств зависят от многих факто -ров, среди которых следует вцделить содержание, свойства органического вяжущего и температуру,
Так как реологические свойства отражают особенности структуры материала, то влияние органического вяжущего на эти пока затели сходно,
При увеличении количества вяжущего модуль упругости и мо -
- 53 -дуль сдвига вначале возрастают, а потом убывают. Увеличение модуля объясняется тем, что вначале, при малых нормах вяжущего, увеличения его количества, приводит к увеличению числа коагуля-ционных контактов, связности и монолитности образца. Дальней -шее увеличение вяжущего приводит к увеличению толщины пленок и прослоек в зоне контактов между минеральными частицами и увели чению их деформируемости под нагрузкой.
Коэффициент вязкости, который отражает особенности развития деформаций во времени, с увеличением содержания вяжущего убывает. Это связано с тем, что при увеличении вяжущего формируется более толстая и менее структурированная пленка вяжущего. Увеличение вязкости вяжущего приводит к соответственному увели чению модулей упругости и сдвига, а также коэффициента вязко -сти.
Так как по мере развития деформаций частично изменяется и структура материала, вследствие выжимания слоев рыхло-связан -ного вяжущего в зонах контакта между минеральными частицами,то коэффициент вязкости является переменной величиной, зависящей от величины деформаций или времени приложения нагрузки,
Для описания влияния количества вяжущего на показатели прочности и деформируемости О.Т.Батраков предложил сходные зависимости, которые для сопротивления растяжению при изгибе 1с имеют вид.
ll-/i,l^xp(AB-C6^yi]^ 3.1) где лГоэ А iC - параметры зависимости;
3 - содержание вяжущего. Эта зависимость имеет максимум, который соответствует оп
тимальному содержанию вяжущего [_124, 125|. С точки зрения настоящего исследования наибольший интерес
представляет влияние температуры на реологические показатели.
- 54 -Температура практически влияет только на свойства одного из компонентов асфальтового бетона - органического вяжущего. По современным представлениям структура органических вяжущих определяется их групповым составом и сравнительно слабыми межмолекулярны -ми и водородными связями между ними. Воздействие температуры увеличивает тепловые колебания молекул и ассоциатов, что приводит к разрушению связей между ними и изменению структуры вяжу -щего, которое отражается на реологических параметрах. Характер изменения этих параметров в зависимости от температуры сходен. Наиболее сильно изменения тевшературы сказывается на коэффици -енте вязкости.
Для описания этой зависимости предложен ряд формул, больши нство из которых базируется на известной форлуле Эйринга-Эндрей-да [l20, 121, lOl]. r^^ -J
где / - абсолютная температура; 2^ - кажущая энергия активации; /i - универсальная газовая постоянная; ^i^ - вязкость при полностью разрушенной структуре. Экспоненциальный характер зависимости коэффициента вязко -
сти от температуры сохраняется в уравнениях Фогеля-Фульгера-Там мана, Андраде, Цотертона, Сглита, Корнелиссона и др. Ul'^» I22J.
3.2. Формирование сдвигоустойчивых струтстур асфальтовых бетонов
Важнейшим этапом формирования сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов является уплотнение асфальтобетонных смесей при устройстве покрытий. От эффективности уплотнения зависит возможность
- 55 -реализации показателей, которые заложены в структуре материала и определяются свойствами компонентов их количеством и взаимо -действием между ними.
При приложении уплотняющих нагрузок в материалах возникают силы сопротивления. Чем больше величина этих сил, тем меньше эффективность уплотнения. Согласно О.Т.Батракову сопротивление, возникающее лри уплотнении, может быть разделено на три груп -пы [35, 12б].
Первая группа сопротивлений зависит от структуры материала-дисперсности минеральной части, числа контактов между минеральными частицами, содержания и свойств органического вяжздцего.Уплотнение горячих асфальтобетонных смесей производится при темпе ратурах +150...+80°С. При таких температурах структура органического вяжущего в наибольшей мере разрушена. Свойства вяжущего в этом случае в наибольшей мере приближаются к свойствам жидкости. Эта группа сопротивлений зависит только от величины деформаций при уплотнении, которые определяют структуру материа ла, но не зависят от скоростей и ускорений материала при уплотнении. Эту группу сопротивлений можно называть структурной.
Вторая группа сопротивлений зависит от интенсивности фор -мирования структуры материала при уплотнении, которая определяется скоростью деформирования материала в процессе уплотнения. Эта группа сопротивлений является вязкой. Природа вязкого сопротивления вначале и конце уплотнения различна.
Вначале зшлотнения вязкое сопротивление определяется пере -носом количества движения при взаимных сдвигах и зацеплении частиц. В конце процесса уплотнения, когда возможности взаимных сдвигов частиц ограничены, оно определяется процессом выжимания пленок и прослоек жидкой фазы из зон контактов между минераль -ными частицами.
- 56 -Содержание и свойства жидкой фазы влияют на вязкое сопро
тивление особенно сильно. Влияние органического вяжущего наиболее сильно на втором, заключительном этапе уплотнения,когда окончательно формируется структура материала. Так как на свойства органического вяжущего сильно влияет и температура, то она так же сильно влияет на эту часть сопротивлений.
Третья группа сопротивлений является инерционной. Величина этих сопротивлений прямо пропорциональна массе уплотняемого материала и его ускорениям. Поскольку обычно уплотнение в произ -водственных условиях производится с малой скоростью, то и ускорения невелики и эта группа сопротивлений существенной роли не играет.
Уплотнение в лабораторных условиях производится с помощью прессов с постоянной скоростью подачи поршня. Ускорения при этом равны нулю и инерционные сопротивления роли не играют.
Одной из задач уплотнения является установление зависимо -сти между определяющим параметром уплотнения - нагрузками и объемной массой материала.
В простейшем случае исходное дифференциальное уравнение уплотнения может быть представлено в виде
^ = -аГтах-ГУке'^^ (3.3) где ^ - объемная масса материала;
р - нагрузка; (jrr^Q^ - максимальное значение объемной массы, которое может
быть достигнуто, при неограниченном увеличении нагрузки; А" - коэффициент уплотняемости. Это дифференциальное уравнение отражает следующую картину
уплотнения. Уплотнение является затухающим процессом, на что указывает минус в правой части,т.е. приращение объемной массы
- 57 -тем меньше, чем больше приращение нагрузки, что характерно для всех процессов первого порядка. Приращение объемной массы зависит от уже достигнутого значения плотности. Чем больше это значение, тем меньше величина приращения. Свойства материала учи -тываются при этом величинами Q ^ ^ И К
Интегрирование (3.3) с учетом начальных условий приводит к выражению
где y^f - начальное значение объемной массы материала. При неограниченном возрастании нагрузки Р значение
объемной массы стремится к максимально возможному значению Утах • ^'^^ значение объемной массы для рассматриваемых мате
риалов со структурой коагуляционного типа может быть достигну -то, когда из пор материала будет выжат весь воздух и материал будет состоять только из минеральных частиц и вяжущего, которое при реальных нагрузках далее не уплотняются. В этом случае
где ^^ах - максимальное значение объемной массы; /\ - удельная масса минеральной части; 3 - содержание вяжущего в долях по массе.
Рассмотренный случай является гипотетическим. При знжчи -тельном увеличении нагрузки, еще до полного выжимания воздуха, начнется процесс обламывания и разрушения щебенок и выжимания из материала вяжущего.
Чем больше в асфальтовых бетонах мелких фракций, тем сильнее при уплотнении проявляются вязкие свойства и тем эффектив -нее применение статических методов уплотнения. При преобладании в асфальтовых бетонах крупных фракций щебня на первом этапе более эффективно применение вибрационных методов уплотнения.
- 58 -Вопрос о влиянии типа гранулометрии (непрерывная или пре
рывистая) на уплотняемость изучен недостаточно. Задачей экспериментальных исследований является проверка зависимости (3.5), уточнение ее и определение уплотняемости сдвигоустойчивых ас -фальтобетонов, в зависимости от типа гранулометрии.
3,3. Реологическая модель асфальтового бетона
Реологическая модель асфальтового бетона необходима для определения реологических параметров материала, которые определяют его прочностные и дефорлационные свойства. Собственно реологической моделью является дифференциальное уравнение, которое связывает напряжения и перемещения и их производные по времени с реологическими параметрами, отражающими основные свойства ма териала [J^Tj ,
Асфальтовые бетоны являются сложными композиционными материалами, реологические свойства которлх отражают свойства ком -понентов и процесс взаимодействия между ними. Поэтому, как по -казано выше, для асфальтовых бетонов характерны свойства как мгновенной упругости, так и замедленной, эластической упруго -сти. Мгновенная упругость определяется, в основном, свойствами минерального материала. Эластическая, замедленная упругость,которая зависит от вязкости, определяется, в основном, деформа -циями пленок структурированного вяжущего.
При деформациях пленок органического вяжущего изменяется структура и свойства пленок. Так, например, при сжатии уменьшается толщина пленки и сопротивление сжатию определяется более
- 59 -прочными и вязкими ее слоями, которые расположены ближе к по -верхности минеральных частиц и находятся в зоне более интенсивных сил межмолекулярного взаимодействия.
Из механических показателей прочности и деформируемости наиболее чувствительным является коэффициент вязкости. Поэтому можно ожидать, что коэффициент вязкости будет переменной величиной, которая зависит от деформаций и времени. Определение реологических параметров возможно произвести на основе рассмотрения реологической модели.
Рассмотрим реологическую модель, которая учитывает эти свойства,
На рис. З Л представлены два механических аналога реоло -гической модели. За основу взята стандартная реологическая трехэлементная модель, в которой однако демпфер имеет переменный коэффициент вязкости. В зависимости от условий задачи можно счи тать, что коэффициент вязкости зависит либо от величины дефор -маций, либо от времени.
Учесть изменение коэффициента вязкости можно с помощью ли -нейных спектров релаксации, либо с помощью интегральных операторов [l28, 129, ISOJ.
Однако более простые и наглядные результаты можно получить, полагая коэффициент вязкости непрерывной функцией параметра.
Реологическое уравнение для моделей А и Б на рис,3.1 соответственно имеет вид
2(£)^^(£.t^=E.0^^B^^^S (3.6)
где ё> - напряжение; Ь - относительная деформация;
i . 60 -
время; Ец/1 - условно-мгновенный модуль упругости; С^ - эластический модуль упругости;
hju-- переменный коэ#ициент вязкости. Эти уравнения различаются только постоянными коэффициента
ми при втором и третьем членах. Такие модели называются подобными, а в случае равенства коэффициентов - эквивалентными |I28J
а; <s^ ^ ;
'м 7 1Г I е
лт
//
<Г в-
г(ю
Рис. 3.1. В дальнейшем рассматривается модель (З.б). В случае постоянной нагрузки ( ^^^CO/ISL ) , после пре
образований (3.6) можно получить
где 0/*j. - полная величина относительной деформации модели при бесконечно большом времени действия нагрузки.
&н -
(3.8)
(3.9) Если после приложения постоянной нагрузки через время
замерить относительную деформацию Of и скорость относительных
- 6I -oL£i
деформаций "^Tf ^ " " момент времени, то коэффициент вяз кости можно определить по формуле
г (^/—ш± (ЗЛО)
Повторяя эту операцию в различные моменты времени можно определить зависимость коэффициента вязкости от величины относи -тельных деформаций либо времени действия нагрузки.
Если такую операцию выполнять после снятия нагрузки, то ве личину коэффициента вязкости также можно рассчитать по (ЗЛО), положив О ^ = 0.
В реологии коэффициент вязкости иногда определяется из со-отношения р
где Р - нагрузка при сдвиге; tU - параметр зависимости. Величина /V служит мерой отклонения от ньютоновского
течения при сдвиге. Значению fU - I отвечает ньютоновское тело, /Z-< I - разрушающаяся структура; /t/^ I - упрочняющаяся.
Однако запись в форле (3.10) имеет более общий характер, поскольку она справедлива не только при сдвиге и относится не к простейшей модели, а к более сложной. Выполняя расчеты по (3.10) в разные промежутки времени, можно установить зависимость между коэффициентом вязкости и временем.
Характер развития деформаций во времени определяется осо -бенностями изменения коэффициента вязкости в зависимости от относительной деформации. Материалы с коагуляционным типом структуры весьма чувствительны к дефорлациям. Даже в области малых относительных деформаций как при приложении нагрузки, так и при разгрузке, деформации изменяют структуру и свойства материала. В настоящее время имеется мало данных для описания зависимости
- 62 -коэффициента вязкости от величины деформаций, применительно к свойствам асфальтовых бетонов. В работе А.К.Бируля и О.Т.Батракова имеется указание о том, что зависимость изменения коэффи -циента вязкости от величины деформаций близка к линейной |I3I,I3^ .
t^2o'^'^^^ (З.Ш где h„ - начальное значение коэффициента вязкости;
^ - угловой коэффициент прямой, который имеет размерность коэффициента вязкости;
и - развивающаяся дефорлация. Если процесс деформирования протекает с упрочнением струк
туры, что,например, имеет место при сжатии с ограниченной возможностью бокового расширения, то ^ ^ О, В том случае, если процесс деформирования приводит к постепенному разрушению материала, что может иметь место при растяжении,<^<^С 0.
Если справедлива зависимость (3.II), то при постоянной нагрузке 6=CC>/tSI, интегрируя (З.б) с учетом начальных уело -ВИЙ (с5=-С/|/ при и = 0 , где Sj^ - условно-мгновенная деформация), после преобразований можно получить следующее вы -ражение для относительных деформаций
(3.13) Это же вьфажение после несложных преобразований может быть представлено в виде
(3.14)
- 63 -
где 0(i^ - полная относительная деформация;
«• C^ t^hA tg\ (5/jf - условно мгновенная относительная деформация
с <о См ^ 'р^ (3.16) ^mctK"' ^lo-f-^^n. (3.17)
Величина hmcfK является максимальным коэффициентом вяз кости, который достигается при максимально возможных деформациях при данной величине нагрузки.
Смысл полученных выражений состоит в том, что при возра -стающем коэффициенте вязкости относительные деформации затухают быстрее, так как вязкость системы возрастает.
Уравнения (3.12) и (3.14) трансцендентные. Таким образом, учет нелинейных свойств системы, даже в простейшем случае, когда коэффициент вязкости изменяется по линейному закону (3.II), приводит к значительному усложнению решения. Закон изменения относительных деформаций во времени является гораздо более сложным.
В ряде частных случаев этот закон дефорлирования может быть упрощен. Так, например, в начале загружения относительная деформация О близка к условно-мгновенной относительной дефор мации, а величина "^— невелика.
Yfnayc Для таких малых промежутков времени, раскрывая экспоненту
в ряд и ограничиваясь первыми двумя членами ряда из (3.14), после преобразований можно получить:
- 64 -
6- &п.^((^пгСм)^ '"'^'^ ^ti^S^fL^MJ lU^cfK (3.18)
Таким образом, вначале загружения дефорлации развиваются по закону близкому к линейному, т.е. возрастают прямо пропорционально времени, прошедшему с начала загружения. При t "*" О,
-Характерно, что такой же закон дефо|»шрования имеет место и при постоянном значении коэффициента вязкости. Это сходство объясняется тем, что в течение сравнительно коротких промежутков времени коэффициент вязкости изменяется сравнительно незначительно. Характерно, однако, что относительные деформации развиваются по такому закону, как если бы коэффициент вязкости имел максимальное значение.
В конце процесса деформирования при постоянной нагрузке в этом случае относительные деформации сис
темы можно вычислить по приближенной формуле
6^^U-(6f^-ti^)e г-^ (3.19)
При "Z- "^ ^^ 6 "^ c^tu Значительный интерес представляет область упругих деформа
ций. Дорожные конструкции рассчитываются методами теории упругости на упругие деформации. Реализовать в эксперименте этот случай проще всего при разгрузке.
Если нагрузка снята ((5 = 0) то, как следует из (З.б), относительные деформации восстанавливаются по закону
(5=<5д^е * (3.20) в первые моменты после разгрузки также приближенно справед
лив линейный закон
- 65 -
6^^6^^ ("f- -j^J (3.21) Характерно, что в этом случае относительные дефорлации
восстанавливаются так, как если бы коэффициент вязкости имел начальное значение. Это объясняется тем, что при сравнительно малых промежутках времени после разгрузки изменение коэффициен та вязкости сказывается мало, на развитии деформаций.
При значительных промежутках времени при разгружении относительные деформации восстанавливаются по закону
Cf=6^e " ^ (3.22) Можно ожидать, однако, что значение реологических парамет
ров при нагружении и разгрузке будет различными. Если коэффи -циент вязкости по мере развития относительных деформаций уменьшается, т.е. оС в (3.II) меньше нуля, то в полученных выражениях (З.б), (3,9) знак оС нужно изменить на обратный.
В этом случае необходимо соблюдать осторожность, так как полученные при этом выражения справедливы лишь при относитель -ных деформациях: , меньших критических значений Step (£/г^о^c*/^J
Применительно к рассматриваемой модели (рассматривается случай растяжения) это означает, что демпфер выключается из работы (сопротивление его равно нулю) и вся нагрузка передается на пружины.
Поскольку они деформ^1руются мгновенно, то дефорлации мгновенно возрастают, что характерно для разрушения тела при растяжении.
Полученные зависимости планируется использовать для опре -деления реологических параметров при экспериментальных исследованиях.
Целесообразно рассмотреть также случай, когда коэффициент
- 66 -вязкости зависит от времени. Такой подход в ряде случаев ока -зывается более удобным, особенно при разгрузке, в области упругих деформаций. Это объясняется тем, что в обаасти упругих де -формаций, после снятия нагрузки, время изменяется в более широких диапазонах, чем деформации.
Примем, что коэффициент вязкости h зависит от времени по закону , ^
г'-1'^М (3.23) где f?^ - начальная вязкость;
& - параметр, который характеризует интенсивность изменения модуля.
При 3 ^' О имеет место упрочнение структуры материала, при З - ^ О ее разрушении.
Обратимся к уравнению (3.6) и рассмотрим случай, когда приложенная к модели нагрузка постоянна.
Тогда решение уравнения (3.6) с учетом начальных условий имеет вид Г г . ^ГЮ,
(- f.^' = / «.24>
При малых значениях показателя степени экспоненты справедливо приближенное равенство
£- -JT-t (3.25) О''
Одной из задач экспериментальных исследований является изучение реологических свойств сдвигоустойчивых асфальтовых 'j6eTo-нов, и, в частности, особенностей вязкого деформирования при повышенных температурах.
- 6V
3,4. Обоснование методов определения прочностных и реологических характеристик асфальтовых бетонов
Основными методами определения реологических характеристик асфальтовых бетонов являются испытания балочек на изгиб и ци -ливдров на кручение.
Испытание балочек позволяет определить модули и коэффициент вязкости при нагружении и разгрузке, в области упругих деформаций. При этом можно довести материал до разрушения и опре делить также предельные деформации и напряжения при разрушении.
При кручении образцов можно определить модуль сдвига ( у который связан с модулем упругости В известным соотноше -нием Е
'Z(i-^JU) (3.26) где JU - коэффициент Пуассона.
Кроме того, доведя материал до разрушения, можно опреде -лить предельное сопротивление сдвигу, а также сцепление и угол внутреннего трения в материале.
Таким образом, один вид испытаний дополняет другой и кроме того дает возможность определить реологические характеристики двумя разными способами, что дает возможность сопоставить оба метода. Рассмотрим эти методы подробней. Наибольшие экспериментальные трудности при этом связаны с испытаниями при повышенных температурах.
Рассмотрим случай, когда реологические параметры определя-ютгся при изгибе прямоугольной балки на двух опорах. Балка загружена сосредоточенной статической силой Р в середине про-
й / лета, т.е. при Х- у п . Статическое нагружение позволяет не
- 68 -учитывать силы инерции самой балки*
Рис. 3.2. Схема балки Будем полагать, что для балки справедлива гипотеза плоских
сечений. Материал балки деформируется по приведенному вьше закону (З.б).
гШ^'^^Ф-чй^^^^^^ (3.27)
Значения коэффициента вязкости f7 в (3.27) будем пола -гать переменным.
Рассмотрим случай, когда коэффициент вязкости зависит от величины деформаи;ий и времени действия нагрузки.
Высоту балки обозначим через fl- ; расстояние до нейтральной оси г1/2 . . Продольные (в направлении оси Z- ) деформа -ции крайних волокон балки, если справедлив закон плоских сече -НИИ, будет определяться формулой [l30]
S^fdi J (3.28) где К - кривизна балки в данном . сечении.
Подставляя (3.28) в (3.27) получим
ди
- 69 -
Умножив это выражение па 2 и интегрируя по всей площа-поперечного сечения балки г можно получить:
J^^h^^^<^^^^^^'JF ^J(^M^^idFtJ^^icJF (3.30)
Выполняя интегрирование, получим:
KE„E^J^£„1^3=(EM^E^)0^1^ , (3.31)
где J - момент инерции балки; М - изгибающий момент. Если принять, что прогибы былки малы по сравнению с проле
том, то выражая кривизну балки через вторую производную проги -ба, получим окончательно
^м CBJ^Z Е>^ ^j^i- jf = (£м i-£s)M+^ л (3.32) Рассмотрим частные случаи загружения. Если балка была загружена посредине пролета постоянной на
грузкой /J , которая выдерживалась в течение длительного времени, а потом была снята, то дифференциальное уравнение прогибов имеет вид
^V _ _ (3.33)
В общем случае, если коэффициент вязкости является функцией времени
^ ^ ^ ^ / ' (3.34) ТО решение уравнения можно получить методом разделения переменных.
Для этого следует положить
y(X,-lr)-^(x)yCi) (3.35)
- 70 -где yp^/'^J - функция, описывающая прогибы балки;
^L'^J - функция только координаты X; uC^'J - функция только времени.
Подставляя (3.35) в (3.33), получим после преобразований
Закон изменения деформаций балки во времени можно определить, решая дифференциальное уравнение (частные производные заменены полными),
^%М- (3.37) Вид и характер решения зависит от закона изменения коэф
фициента вязкости от времени. В простейшем случае, когда коэффициент вязкости не зави -
сит от времени, получим следующее выражение
^[•6J^ Се ^ J (3.38) где С - постоянная интегрирования, которая определяется из начальных условий.
Если считать, что условно-мгновенные деформации после снятия нагрузки восстанавливаются мгновенно, то остающаяся, эла -стическая часть деформаций восстанавливается по закону
Рассмотрим случай, когда коэффициент вязкости изменяется во времени по закону.
^^^o^jij (3.40) где fj - начальное значение коэффициента вязкости при t =0:
^ - коэффициент, который характеризует интенсивность изменения коэффициента вязкости во времени.
- Vi -
в этом случае восстановление эластических деформаций балки происходит по закону .
Если коэффициент вязкости изменяется во времени по закону (3.23) , то восстановление эластических упругих деформаций балки происходит по закону
Хараютерно, что при малых промежутках времени после снятия нагрузки деформации балки восстанавливаются по линейному закону
Угловой коэффициент этой прямой зависит только от начального значения коэффициента вязкости, нагрузки, пролета и момента инерции балки и не зависит от эластического модуля упругости,
Смысл выражений (3.41) и (3,42) состоит в том, что восстанавливающиеся деформации затухают быстрее, чем при постоянном значении коэффициента вязкости.
В случае загружения балки постоянной нагрузкой условно-мгновенные дефорлации работы равны
pj.\
Если возможно выделить условно-мгновенные деформации, то из (3.44) может быть определен условно-мгновенный модуль
Полные деформации после затухания осадок
''« /г = ^"^^
- 72 -Если известен условно-мгновенный модуль, то из (3,46) мо -
жет быть определен эластический модуль. Решение (3.32) складывается из общего решения(т,е, когда
правая часть (3,32) равна нулю) и частного решения, т.е. когда правая часть значима. Частное решение описывает деформации балки при бесконечно больших промежутках времени после загруже -ния; общее - процесс развития деформаций балки во времени.
Рассмотрим случай, когда изгибающий момент изменяется по линейному закону
M^Y't ; (3.47) где V - скорость изменения момента.
Такой случай можно реализовать, если нагрузка на балку изменяется по линейному закону.
В этом случае деформации балки изменяются по закону
Экспоненциальный член с течением времени балки возрастает и деформации балки растут пропорционально квадрату времени загруже ния.
Наиболее надежные результаты при определении реологических свойств асфальтовых бетонов могут быть получены при кручении, когда обеспечивается чистый сдвиг.
Однако, практическая реализация такого напряженного состояния в эксперименте встречает трудности. На результаты существен но влияют закрепления торцов образца, что заставляет увеличи -вать длину образца. Кроме того, в дорожных конструкциях чистый сдвиг не реализуется.
Лучшее приближение к реальным условиям может обеспечить кручение при боковой и вертикальной загрузке стержня.
- 73 -Такой метод наиболее удобен для определения предельного
сопротивления сдвигу, которое можно выразить через сцепление и угол внутреннего трения.
T:nf^^C^<^^fj (3.49) где С - сцепление;
^ - угол внутреннего трения; (З* - вертикальная или боковая нагрузка.
Учитывая реологические особенности асфальтовых бетонов мож но полагать, что сцепление и угол внзггреннего трения будут за -висеть от величины деформаций сдвига и нагрузок. Установление этой зависимости является одной из задач экспериментальных исследований.
Одной из задач исследования является определение прочностных и деформационных показателей сдвигоустойчивых асфальте -вых бетонов. Одним из методов исследования является метод кручения цилиндрических образцов асфальтового бетона(18, 23j. При этом возникает чистый сдвиг. В поперечных сечениях (рис. 3.3) образца (параллельных плоскости ^^^ ) возникают только ка сательные усилия 7f . Нормальные компоненты напряжений равны нулю. Поперечные сечения не искривляются и остаются плоски -ми. Касательные напряжения, возникающие в этих сечениях, прямо пропорциональны расстоянию от оси симметрии цилиндра 0 2
2-= Щ^ (3.50) где vjD - момент инерции относительно оси Oz-
Угол закручивания на единицу высоты образца
где S - модуль сдвига; ^" ^C^tJfJ (3.52)
где ^ - модуль упругости; ^ - коэффициент Пуассона.
- 74 -При известном крутящем моменте, зная угол закручивания мож
но определить модуль сдвига, а если известен коэффициент Пуассона, то и модуль сдвига.
Преимуществом такого испытания является четкая расчетная схема, которая дает возможность определить дефорлационные и проч ностные характеристики материала. Однако такая схема не свободна и от некоторых недостатков. Основным недостатком такого метода испытаний является то, что напряженное состояние образца отли чается от напряженного состояния материала в покрытиях автомо -бильных дорог.
Одежды автомобильных дорог рассчитываются методами теории упругости как слоистые системы. С точки зрения обеспечения сдви гоустойчивости наибольший интерес представляет напряженно-деформированное состояние верхней части покрытия, где сдвигающие на -пряжения и деформации сдвига максимальны.
Как показывает анализ решений теории упругости при воздействии осесимметрической равномерно-распределенной по площади кру -га, на которую производится расчет дорожных конструкций, все нор мальные компоненты напряжений являются сжимающими.
Объемная деформация материала также является деформацией сжатия.
Величина объемной деформации Л у может быть определена по формуле ф 2 ^ .
Д Г= £ ^Ч^ } (3.53) где
^ся= jr^^^<^E^<^ej (3.54) Для материалов с коагуляционным типом структуры, к которым
относится асфальтовый бетон характеристики деформируемости (модуль упругости и сдвига) и прочности (предельные сопротивления)
- 75 -зависят от вида напряженного состояния.
При всестороннем сжатии деформации развиваются вследствие выжимания пленок структурированной жидкой фазы из зон (контактов между минеральными частицами, а также из сжатия пленок и частиц. При этом увеличиваются площади контактов между частицами по плен кам связанного органического вяжущего, что приводит к изменению микроструктуры материала. Это отражается на величине показателей деформи^емости - модулях упругости и сдвига, которые должны иметь иные значения, чем при другой схеме напряженно-дефорлирован ного состояния (объемном расширении, например О.Т.Батраковым [J3l] предлагалось рассчитывать такие слои дорожных одежд на объемные деформации.
Для того, чтобы приблизить метод испытания на кручение к ус ловиям работы асфальтобетона в покрытии, необходимо обеспечить сходную картину напряженно-деформированного состояния в обоих слу чаях. Это может бьгоь реализовано путем дополнительного нагруже -ния образца по торцам и боковой поверхности (рис. 3.4), Нагрузка на торцы образца может быть создана механическим путем, на боковую поверхность с помощью сжатого воздуха. При загружении тор -цов цилиндра равномерно распределенной нагрузкой Of в обра -зще( возникает простое напряжение сжатия. Главные напряжения при этом
(i^-^t;<iz-0; ёа=0 (3.55) 1^гг^0 (3.56)
При загружении боковой поверхности образца, равномерно-распределенной нагрузкой ^ напрягкения
(ог-О :ё>^-бв=~Рз ; ^гг"^ (3.57) Знак "минус" в(3.55)13.57)указывает на то, что напряжение
являются сжимающие. Нормальные напряжения Со£ j<e>^-0 j ^ = 0
являются главными.
- V6 -Представляет интерес определение октаэдрических касательных
напряжений, которые в рассматриваемом случае вызывают разрушение образца.
%.^^-(<it-h) (3.58) Октаэдрическое напряжение, как известно, близко к максималь
ному касательному, которое в данном случае равно
Таким образом, боковое нагружение испытываемого образца уменьшает как октаэдрическ.ое, так и касательное напряжение,т.е. образец в этом сЯучае как бы упрочняется. Объемная деформация при этом 1-2/и ,у.-±Ш.(^,,р, (З.бО)
Так как эта деформация является деформацией сжатия, то для рассматриваемых материалов происходит упрочнение. Поэтому можно ожидать, что и модуль упругости и модуль сдвига будут зависять от вертикальной и боковой нагрузки. Эти положения подлежат экспериментальной проверке путем создания конструкции прибора, разработки методики исследования и установления закономерностей изменения сопротивления сдвигу асфальтобетонов разных структурных типов в зависимости от всестороннего давления.
- 77 -
Рис. 3.3, Схема испытания на кручение с вертикальной / 1^ /у^ боковой пригрузкой / (ог /
Рис. 3.4. Обозначение напряжений в полярной системе координат
- 78 -
Г Л А В А 4. ВЫБОР OBbEIffOB И МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ 4.1. Характеристика материалов и состав смесей
принятых для исследования
Для проведения экспериментальных исследований сдвигоустой-чивости асфальтобетона были приняты следующие материалы:
Щебень фракции 10-3 мм - щебень гранитный Запорожских месторождений, серого цвета, мелкозернистый, зерна щебня в пылеватой рубашке, форма щебня кубовидная, лещадных зерен не более lOfo,
Т а б л и ц а 4.1 Гранулометрический состав щебня
Отверстия на 1 f !
Размеры отверстий сит,мм сит ах,%
1 f ! 15 ! i 10 j 5 i 3
! 1 Дно
Частные Полные
I I
4 5
77 82
13 95
5 100
Средняя плотность - 1393 кг/м^. Дробимость щебня в сухом состоянии - ICffo. Щебень пригоден для асфальтобетонов различных типов; марка по дробимости /"1200".
Щебень фракции 10-20 мм - Запорожского карьера, серого цвета с пылеватой рубашкой на зернах, форма зерен щебня близка к кубовидной, лещадок до 15%.
Плотность - 1495 кг/м^; дробимость щебня в сухом состоянии 11%; щебень пригоден для асфальтобетонов , различных типов; марка по дробимости " 1200".
- V9 -Т а б л и ц а 4.2
Гранулометрический состав щебня
Остатки ситах,%
на! Размеры отверстий сит, мм Остатки ситах,%
на! 20
1 • 15 i 10
*
1 ! 5
I ! 3
! 1 дно
Частные Полные
3 3
16 19
37 56
39 95
3 98
2 100
Высевки гранитные. Кременчужского карьера, получены в результате дробления серого кристаллического гранита. Щебенки кубовидной формы, высевни чистые, с легким налетом самых мелких фракций.
Т а б л и ц а 4.3 Гранулометрический состав высевок
Остатки j Размеры отверстий сит,в мм ситах,% 5 1
} 3 j l , 25 !0,63 jO,3I5 1 0,14 jo,071 j< 0,071
а • • • I
Частные 14 Полные 14
24 25 38 63
23 10 3 I 0 86 96 99 100 100
Плотность - I486 кг/м^. Высевки пригодны для изготовления асфальтобетонных смесей всех типов.
Минеральный порошок - известняковый Каракубского месторождения, плотность в уплотненном состоянии - 1840 кг/м^, истинная плотность порошка - 2630 кг/м^. Пористость по объему 30^, гра -нулометрический состав минерального порошка приведен в таблице4.4
Т а б л и ц а 4.4 Гранулометрический состав минерального
порошка Остатки на ситах. % I ^^^^Р^ отверстий сит, в мм,
! 0Л6 ! 0,074 ! < 0.074 Частные I 26 73 Полные ^ I 27 100
- 80 -
При исследовании параметров сдвигоустойчивости были приняты асфальтобетоны на вязких дорожных и строительных битумах.Для получения более вязкого битума исходный Мозырский нефтяной би -тум марки БЦД 60/90 был окислен до вязкости битумов марок БВД 40/60 и ВИД 20/40.
Свойства битумов приведены в табл. 4.5. Т а б л и ц а 4.5
Г Наименование ! пп{ показателей ! I ! 60/90
Т Марка битума БВД , 40/6U j 20/40 i
I. Глубина проникания иглы при 25°С,в град 80-72
2. Температура размягчения по КШП в °С 47
3. Растяжимость при 25°С в см 100 8°с 3,5
4. Температура хрупкости в °С -15
5. Температура вспышки в °(не ниже 220
6. Сцепление с мрамором или песком
выдерживает по об -разцу №1
41-45 32-36 53-55
50,5 53,5
100
-10
90,5
-15
54-55
100
-18
38-41
55-56
100
•18
ввдержи- вьщержи- выдер- выдер-вает вает живает живает
П р и м е ч а н и е . Битум БЦЦ C-I получен смешением 30% битума БЦД 20/40 и 70% битума 60/90. Битум' БЦД С-2 получен смешением 70% битума БЦД 20/40 и 30% БЦД 60/90.
- 8i -Для выполнения экспериментальных исследований были приняты
мелкозернистые асфальтобетонные смеси с разным содержанием щебня, представляющие гранулометрические типы А, Б, В, Г, как пре рывистой и непрерывной гранулометрии.
Гранулометричес1шй состав минеральной части асфальтобетонных смесей рассчитывали в соответствии с ГОСТ 9128-76 по пре -дельным кривым плотных смесей [J35J . При этом соотношение щебня (фракции более 5 мм) и растворной части было 20:80; 40:60; 50:50; 60:40; 70:30.
Гранулометрические составы минеральной части асфальтобетона с непрерывной гранулометрией, принятые для исследования,приведены в табл. 4.6,
Т а б л и ц а 4.6
Типы смесей
Частные остатки на ситах с размером отверстий в мм г I I5-I0JI0-5 J5-3 13-
! ! ! 'Т PR 1,25-jО,63-!0.315-10,14- in П74 0,63 0,315 6,14 !0,014 р^'^^^^
• « • *
C-I5-0 - - 29 21 14 II 8 5 12 C-I5-20 II 9,0 23 17 II 9,0 6 4 10 C-I5-40 23 17 17 13 8 7,0 5 3 7 C-I5-60 29. 21 14 II 8 5 4 2 6 C-I5-60 34 26 II 9 6 4 3 2 5
Гранулометрические составы асфальтобетонных смесей ; с преры вистой гранулометрии приведены в табл. 4.7.
Т а б л и ц а 4.7 Типы— смесей
частные остатки на ситах с размером отверстий в мм ! I5-I0! 10-5 ! 0,63-0,315 |0,315-0Л4 !0Л4-0,074|<0.074
32 22 24 10 4 8 20 23 25 17 6 9 32 22 - 23 15 8
А Б А
- 82 -
4.2. Методы исследования 4.2.1, Стандартные методы
Основные показатели физико-механических свойств асфальте -бетонных смесей определялись в соответствии с ГОСТ 12801-77, "Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Методы испьп'аний" |I36J.
Приготовление и уплотнение асфальтобетонных образцов выполнялось в соответствии с "Руководством по строительству дорожных асфальтобетонных покрытий " L?-37J.
Асфальтобетонные смеси типа "В" уплотняли на прессе давлением 40 МПа, типа "А" и "Б" - комбинированным методом (вибрирование на виброплощадках в течение 3 минут с последующим доуп -лотнением на прессе под давлением 20 МПа).
4.2.2. Метод определения сдвигоустойчивости асфальтобетона при кручении с вертикальным и боковым давлением
Рассмотрение методов оценки сдвигоустойчивости асфальтобетонов показало, что в настоящее время нет единой методики испытаний на сдвиг. Все методы различаются по расчетным схемам ис -пытания, что привело к противоречивости результатов, полученных различными исследователями. Во многих случаях результаты, полученные этими методами, не позволяют прогнозировать сдвигоустой чивость. Все они позволяют определить внутреннее трение и сцепление, а также предельное сопротивление сдвигу в материалах.Однако сложный механизм процессов сдвига и внутреннего трения в
- 83 -асфальтобетоне обусловленный с одной стороны, молекулярной природой трения - скольжения, а с другой - крупностью минеральных зерен, гранулометрией, окатанностью зерен и т.д. обусловливает практическую зависимость показателей внутреннего трения при любых действующих на асфальтовый материал факторов и вызывает сомнение в целесообразности использования" угла или коэффициента внутреннего трения в качестве критерия сдвигоустойчивости L Зб]. В связи с этим предложена методика определения сдвигоустойчивости асфальтобетонных смесей при кручении. Кручение в случае отсутствия вертикальной нагрузки (нестесненный сдвиг) в малой сте пени моделирует действительное напряженное состояние асфальте -вых покрытий в процессе сдвига при высоких температурах под колесом автомобиля. Совместное воздействие нормальных и касательных напряжений, моделирует в определенной степени условия работы материалов в дорожном покрьп'ии. Однако даже в этом случае, отсутствие бокового давления, т.е. реакции окружающего дорожный участок асфальтобетонного покрытия, явно искажает процесс сдвига.
Метод, основанный на испытании асфальтовых образцов в условиях трехосного сжатия,в большей степени приближает эксперимент к реальному процессу сдвига под колесом автомобиля. Однако этот метод сложен, а схема испытания остается далекой от реальных условий работы асфальтобетона в покрытии.
Одной из задач настоящей работы заключается в разработке метода испытаний, наиболее достоверно отражающего в лаборатор -ных условиях особенности работы асфальтобетона в покрытии.
С этой целью для испытания образцов на сдвиг были приняты следующие методики:
- сдвиг при кручении с вертикальным давлением; - сдвиг при кручении совместно с боковым давлением; - сжатие с боковым давлением.
- 84 -Попыткой избежать указанных выше трудностей и приблизить мо
делирующий эксперимент к реальному поведению асфальтовых материалов в покрытии является предлагаемая здесь методика определения параметров сдвигоустойчивости в условиях бокового давления.Ука -занный метод является модификатдией метода, предложенного В.А.Золотаревым.
Сдвиг при кручении совместно с боковым давлением осуществ -лялся на приборе сконструированном в ХДДИ, снабженным специаль -ным устройством. Схема рабочей камеры приведена на рис. 4.1.
Предлагаемое устройство представляет собой стальную камеру с исследуемым образцом.
Рис. 4.1. Схема рабочей камеры давления с образцом: 1,3 - диски захвата; 2 - вал; 4 - крышка камеры давления; 5 - стакан; б -болт; 7 - дно контейнера; ii - штуцер; 9 - палец; 10 - прокладка.
- 85 -Стакан камеры давления (5) изготовлен из отрезка трубы дли
ной 180 мм с внутренним диаметром Н О мм и толщиной стенки 10 мм. К нижнему торцу стакана приварено днище (7), к верхнему фланец. Сверху камера давления перекрывается крышкой, состоящей из вала (2), дисков захвата (I, 3), пальцев (9) для передачи крутящего момента и резиновой прокладки (10), обеспечивающей герметичность камеры. Крышка камеры давления крепится к корпусу болтами. Ста -кан камеры давления имеет штуцер (В) для подсоединения в коми -рессору, с помощью которого в камере создается давление воздуха.
Исследования сдвигоустойчивости в условиях бокового давле -ния проводились на цилиндрических образцах размером 40 х 140 мм. Образцы формовались совместно с верхним и нижним металлическими вкладышами при нагрузке равной 30 МПа в течение 3 мин. Верхний и нижний вкладыши имеют ребра, которые обеспечивают надежное сое -динение их с образцом и предупреждают повороты образца относи -тельно вкладышей.
Методика испытаний следующая. На нагретые до определенной температуры образцы одевают резиновую рубашку, что предотвращает непосредственное воздействие воздуха на образец, и помещают в камеру. Образец помещают так, чтобы его верхний вкладыш совпал с нижним диском захвата крышки камеры. Между верхним вкладышем образца и нижним диском захвата ставят резиновую прокладку. После тщательной проверки образца, герметично закрывают крышку каме ры. Затем рабочую камеру устанавливают на станине прибора для кручения. При этом камеру жестко крепят к стальной раме.
Испытания образцов в камере давления производятся в следующем порядке; после термостатирования в течение двух часов камеру с образцом соединяют с HHJKHHM диском прибора болтами. При этом вал, имеющийся в крышке стакана, позволяет соединять образец с фланцем прибора при любом расположении крутящей системы прибора.
- 86 -Крышка камеры с валом выполнена таким образом, что обладает очень незначительньм трением при вращении вала (около 80 г при испы -тании без давления, при боковом давлении трение достигает 160 г).
Камера с образцом вьщерживается в приборе 3-5 минут до испытания для поддержания постоянной регулируемой контактным термометром температуры, К камере присоединяют трубопровод от коми рессора. После проверки крутящей системы прибора подключают компрессор. С помощью регулируемой системы в камере создается рабочее давление воздуха, контролируемое по манометру. Сжатый воздух из камеры выходит с малым расходом. Для компенсации давления, выжимающего вал из крышки камеры устанавливается груз требуемой массы с помощью рычажного пресса. Образцы подвергаются сдвигу при кручении с постоянной скоростью нагружения. На -гружение осуществляется с помощью конусного бункера с дробью.Пос ле разрушения образца или при прекращении эксперимента останав -ливагот подачу дроби и сбрасывают давление в камере.
Крутящий момент определяется по формуле
М = Р Я (4.1) где г - вес дроби, разрушивщей образец;
|С - радиус шкива установки. Предельное напряжение сдвигу рассчитывают по формуле
Lroax ~ \д/ (4.2) где W - момент сопротивления образца.
Боковое давление, создаваемое в камере, и вертикальное давление, сообщаемое образцу, могут достигать 0,5 Ш а . Температура испытания колеблется в пределах 20...70 С; точность измерения напряжения сдвига до +0,01 Ш а .
- 87 -Каждому боковому и вертикальному давлению соответствовало
определенное сопротивление образца сдвигу, это позволяет по -строить график w g ^ O c A (рис. 4.2).
Угол наклона прямой характеризует угол внутреннего трения. Отрезок отсекаемой на абсциссе этой прямой, определяет величи -ну сцепления в асфальтобетоне.
Для определения iP и С можно пользоваться формулой: t = ^ 6 ' ' + c (4.3)
где А;^^ - неизвестные параметры; С - равно Ьо при (Э ~ О
Формулы для определения А и VU выводятся из следующих соображений.
Продифференцируем формулу (4.3)
Отсюда tp= а г с Ц k\i(o (4.4)
(4.5) Пользуясь уравнением Дерягина Б.В. для определения трения
можно получить *Т С = "jjp (4.6)
прологарифмируем уравнение (4.3) для двух значений Х^ и L^ .
Пусть известно L^ при (О^ и L2 при. О о Составим уравнение для определения двух неизвестных CQ И П
%-Со = Аб,^ (4.7) Jil~Co - k^Oi (4.8)
~ 88 -
т, / ^
мпа, /
^^^ f^ /
^3 / \ / ^
^3 / " ^г
Га ^ - ^ yV^
^^ i
Гу V Сз
Л^о 1 1
к 1 '
б^ <5^ (55 (5Г/^/7аг Рис. 4.2j. Графическое определение сцепления и
угла внутреннего трения.
- 89 -Т.-Со \
Из формул (4.7) и (4.8) можно определить Отсюда 4 Сп-С^А-СоУП-^ЛСол
(4.10) Т.-а
или = .^ (4.П)
4.2.3. Определение сдвигоустойчивости при трехосном сжатии
Этот метод применяют для исследования прочности асфальтобетона на сдвиг, а также для определения внутреннего трения и сцепления. По многочисленным данным, схема испытания при трехосном сжатии достаточно полно соответствует характеру работы асфальтобетона в покрытии ^23].
При испытании образца в условиях трехосного сжатия, сдвиг в образце происходит вследствие неравенства главных напряжений (Oj( и O^llSSJ.Схема испьиания образца показана на рис. 4.3.
При испытании асфальтобетонных образцов на прочность при сжатии с боковым и без бокового давления, использовали прибор на кручение, сконструированный в ХДЦИ и модифицированный авто -• ром. Прибор снабжен динамометром ДПУ-01-2, который подвешивается в конце рычага с соотношением плеч I : 8 и фиксирует усилие передаваемое на образец. Используемый динамометр позволяет определять разрушающую нагрузку с точностью до I кг. Образцы изго -товляли в виде циливдров диаметром 70 мм и высотой 130 мм.В ниж нюю часть образца запрессовывали металлические закладные детали для крепления еговкамере. Верхняя часть образца свободна.Форла образца до испытания и после испьп-ания показана на рис. 4.4,
Перед HcnbroaHHeM образец и камеру вьщерживают при . задан-
н^ 1
4
- 90 -
рк (5'7б>
V//////X//77777. и
-йИ гТ
^
U
Рис. 4.3. Схема испытания образца
Рис. 4.4. Образцы асфальтобетона до разрушения и после разрушения в условиях трехосного сжатия.
- 91 -ной температуре (50 + 2°С), таким образом, чтобы в момент закрепления камеры с образцом в установке, температура оставалась в пределах заданной. При этом верхняя часть прибора должна находиться в таком положении, чтобы нагрузка полностью передавалась на образец. Камера с образцом в установке выдерживается 2-3 мин. Предварительно выставляют динамометр так, чтобы стрелка находилась в нулевом положении.
При испытании образца с боковым давлением после закрепления камеры в установке, подключают к форме компрессор и в течение 1-2 минут выдерживают давление.
В емкость для подачи дроби помещают груз весом 10-15 кг. Затем емкость загружают дробью со скоростью 24 кг/мин. В процес се испытания по шкале динамометра следят за движением стрелки и ее максимальное показание принимают за нагрузку, разрушающую образец.
Предел прочности при сжатии образца вычисляют по формуле R — граа t + lU сж~ Г (4.12)
где ifdi.- разрушающая нагрузка; {^ - длина рычага; С- = 8 м; rtV - масса диска, tW- = Ю кг; р - первоначальная площадь поперечного сечения
2 образца, см .
Для определения внутреннего трения 0 и сцепления С использовался график в координатах боковое давление - предел прочности при сжатии.
4.2.4. Определение прочностных характеристик асфальтовых систем
Испытания, нормируемые ГОСТ 9128-76 не позволяют получить
- 92 -ряд сведений о свойствах материала, необходимых для расчета дорожных одежд.
вен 46-76 нормирует два вида характеристик: деформатив-ные и прочностные - модуль упругости, предельное сопротивление разрушению при изгибе для связных материалов и зггол внутреннего трения и сцепление для несвязных.
Однако приведенные в этом документе усредненные характеристики асфальтовых бетонов не учитывают тип асфальтобетона, вяз -кость битума. Кроме того, характеристики физико-механических свойств даны в очень широких пределах.
Основной характеристикой прочности асфальтобетона, является сопротивление растяжению при изгибе Ки5г , которую определяют при испьтании балочек размером 4 х 4 х 1бсмна изгиб при кратковре -менном и длительном действии нагрузки.
Величину сопротивления растяжению при изгибе асфальтобетона определяли на образцах-балочках с размером 4 х 4 х 1бс14Испыта -ния производились на рычажном прессе с соотношением плеч 1:8,
Предел прочности на растяжение при изгибе рассчитывали по формуле 5P-t
Rusr~ 2 ^ 1 ^ (4.13) где Р - разрушающая нагрузка, кг с;
V - расстояние между опорами, см; (V и - высота и ширина балочки, см. Для принятых размеров образца VwbT = 0,328Р.
4.2.5. Методики исследования реологических характеристик асфальтобетона
Исследование реологических свойств асфальтобетона предполагает установление взаимосвязи деформации и соответствующих им
- 93 -
напряжений с учетом временного фактора. Установление такой взаи мосвязи возможно при различных методах испытания, основными среди которых являются:
1. Исследование ползучести (при (S^^COHS't ) . При осуществлении этого метода напряжение прилагается к образцу мгновенно и поддерживается постоянным в течение всего времени испыта -ния, в процессе которого измеряется дефорлация как функция времени. Результаты измерения обычно выражаются в виде зависимости модуля упругости или податливости от времени,
2. Исследование при деформировании с постоянной скоростью нагружения (О =^CX)lvS"t)
Напряжение в образце увеличивается линейно со временем и в процессе испытания изменяется деформация как функция времени, Результатом испшания обычно является установление временной зависимости модуля упругости или податливости при определенном зна чении напряжения в испытываемом образце.
3. Исследование релаксации напряжения ()[=: COIVSty При этом методе испытания образец подвергается определенной
деформации, после чего фиксируется изменение напряжения в образце во времени. Результаты испытания обычно выражаются в виде зависящих от времени релаксационных модулей.
Любой из методов может бь^ь осуществлен при различных схе -мах напряженного состояния: сжатии, растяжении, изгибе балочек, на двух опорах или изгибе консоли, сдвиге при кручении или при трехосном сжатии.
Для иззд^ения зависимости структурно-механических свойств асфальтобетона в режиме ^ = COfl'S't от величины нагрузки, времени и температуры Ю.П.Ткачуком была разработана сравнительно простая по конструкции установка, обеспечивающая высокую точность
- 94 -эксперимента. Нагружению подвергается консольная балка размером 4 X 4 X 25 см, вертикально закрепленная на нижней плите уста -новки. Вертикальное расположение образца исключает влияние собственной массы на величину деформации, а клеевое соединение балки с плитой основания и закладной деталью вверху устраняет смятие на опорах, что обычно вносит серьезные погрешности в результаты испьтания.
Таким образом, принятая схема свободна от недостатков, которые имеют место при испытаниях балок на изгиб на двух опорах. К достоинствам консольной схемы относятся высокая точность эксперимента, возможность работать в области малых деформаций при использовании стандартной измерительной аппаратуры. Рабочий узел установки представлен на рис. 4.&.
Асфальтобетонная балка I (рис. 4.5) эпоксидным клеем крепится к плите 2, которая жестко соединяется с основанием 10. К верхнему концу балки приклеивается закладная деталь 7 из дюралю миния специального профиля, обеспечивающая приложение изгибаю -щей нагруз1Ш по оси клеевого соединения. Наиболее ответственным этапом испытания при схеме о = COtvst является момент приложения нагрузки. Время приложения нагрузки должно стремиться к нулю, но при этом возникает удар и осцилляции, которые затухают в течение более или менее длительного времени, что зависит от жесткости испытуемого образца. Увеличение продолжительности времени загружения не дает возможности исследовать область условно-мгновенной деформации. Компромиссное решение может дать применение электродвигателя Уоррена 9, обеспечивающего при всех испы -таниях стабильную скорость опускания груза, равную 120 мм/мин.
Измерение деформаций производится индуктивным датчиком 4, входящим в комплект виброизмерительной аппаратуры ВИ6-5МА.Датчики закреплены на специально смонтированной жесткой раме.Меха-
~ 95
. 4.5. Рабочий узел установки для испытания образцов на изгиб
I) асфальтобетонная балке, 2) плита, 31 шкив,
• 4 : индуктивный датчик, 5] рессора, б: 1 стоика для опирания датчика, 7: 1 закладная деталь, з: подставка для грузов, 9 ) электродвигатель Уоррена, 9,
10^ ) основание.
- 96 -ническое перемещение балки, преобразованное датчиком в электрический сигнал, фиксируется шлейфовым осциллографом H-I05. Система тарируется с помощью индикатора часового типа с точностью измерения I х 10''' мм.
Возможная максимальная температура испытания 50°С. Для задания и поддержания нужной температуры испьп-ательный стенд помещают в термостат, в котором заданная температура обеспечивается при помощи ультратермостата ТС-24. Заданный температурный режим поддерживается с помощью контактных термометров и термореле. Блок-схема установки и схема терморегулирования представлены на рис. 4.6 и 4.*7 .
Рабочие характеристики прибора: пределы нагружения - 10 гр - 1500 гр. время нагружения - 0,05 сек, трение в подшипниках и сопротивление датчика - 0,8 г. точность регулирования температзфы - 0,5°с,
„с точность измерения относительной деформации - I ' 10 . Статический модуль упругости определялся также при одноос
ном сжатии при высокой положительной температуре (+50°С) на цилиндрических образцах заформованных по вышеописанной методике.
Испьгаание производится в следующем порядке: образцы до испытания выдерживают не менее 2 часов в термокамере при заданной температуре; устанавливают образец в термокамере под рычажным прессом и поддерживают температуру образца электрообогравате -лем, центрируют датчики перемещения над образцом через плоскую пластинку, включают измерительные приборы и подбирают пределы чувствительности аппарата МКМ.
После тщательной подготовки лентопротяжного механизма самописца прикладывают нужную нагрузку на рычажном прессе. Измене -ние деформации регистрируется на ленте самописца. При этом выби-
- 9V
/ ^
^'^£20S
A — • — • l^J'^oa
Рис. 4.6. Блок-схема установки для испытания образцов на изгиб
I - образец; 2 - индуктивный датчик; 3 - усилитель ВН6-5МА; 4 - блок питания БНП-1; 5 - стабилизированный выпрямитель Б5-7; 6 - осциллогра(|) H-I05; 7 - блок питания П-133.
/ г д '9
Рис. 4.7i. Схема терморегулирования установки для испытания образцов на изгиб и растяжение
I - контактный термометр; 2 - электромагнитное реле МК7-48; 3 - магнитный пускатель; 4 - холодильный агрегат ФАК-1,5 м' ; 5 - ультратермостат ТС-24.
- 98 -рается максимальная скорость протяжки ленты в момент загруже -ния и через определенное время уменьшают скорость протяжки.
Нагрузки прикладывают ступенями, разгружая образец после каждой ступени нагружения. Принятая нагрузка составляет 0,25 МПа, ступенчатая величиной 0,05 МПа от рычажного пресса передавалась на образец через стальной штамп диаметром 7 см. Каждая ступень нагружения вьдерживалась 4 мин., 5 мин., 6 мин., 7 мин., Время действия нагрузки было равным времени отдыха. В конце времени действия нагрузки и отдыха после разгрузки образец вынимают из термокамеры и выключают электрообогреватель.
0бработ1су полученных результатов производят с помощью та-рировочных графиков, полученных при проверке приборов. Тариров ка произведена таким образом, что одному мм диаграммы соответствует 0,003 мм осадки.
Механические свойства асфальтовых материалов, как термо -пластичных, упруго-вязких систем, в значительной мере зависит от длительности действия нагрузки и от температуры. В связи с этим к ним, как и ко многим другим материалам, неприемлемо пред ставление о прочности как о пределе, выше которого материал те ряет устойчивость и разрушается, а ниже может сохранить цель -ность сколько угодно долго.
В связи с этим представляется необходимым использовать для характеристики прочностных свойств асфальтобетонных смесей по -казатель, который отражал бы как влияние температуры, так и уровня напряженного состояния. Указанным требованиям в полной мере отвечает показатель времени жизни материала, т.е. долго -временной прочности [-1-39] Под долговременной прочностью здесь понимается время, в течение которого происходит разрушение образца под действием приложенной статической нагрузки.
Для экспериментального исследования разработана следующая
- <Э9 -- методика определения показателя долговременной прочности,
а также критической деформ;щии. Образцы стандартного размера 4 х 4 х 16 см изготавливались
при давлении 30 Ш а . Балочки вьщерживались в течение 24 часов при комнатной температуре, для обеспечения протекания основных структурообразовательных процессов. После этого часть образцов, предназначенных для испытания при высоких положительных темпе -ратурах, термостатировали в камере при заданной температуре. Образцы испытывали на установке, блок-схема которой показана на рис. 4._8.
Образец устанавливают на рифли опорной площадки,фиксируют, датчик 2 в нулевом положении и включают самописец 4. Нагрузка передается на образец через грузовой рифль, соединенный тяжами с рычажным прессом (рис. 4.9^^. В момент нагружения одновременно включают секундомер для определения времени разрушения.
В процессе испытаний получают информацию о развитии деформации самописцем и она фиксируется датчиком перемещений, уста -новленных под рифлем опорной площадки.
\'^^;р^в
^^££03
Рис. 4.8. Блок-схема установки для определения долговременной прочности
I - образец; 2 - датчик перемещения; 3 - вибро-аппаратурау 4 - самописец; 5 - блок питания
- iOO -Обработку полученных результатов производят путем измерения
отклонения пера самописца от нулевой отметки на диаграммной бумаге. Перерасчет измеренной величины в реальные единицы измере -ния производят с помощью переходного коэффициента, определенного при тарировке прибора. Тарировка производится таким образом, что одному мм диаграммы соответствует деформация на образец 0,45 мм.
Рис. 4.г9'. Установка для механических испытаний бетонов на органических вяжущих
I - образец; 2 - грузовой рифль; 3 - опорная площадка; 4,5 -части рычажного пресса; б - теплоизоляция холодильной камеры НС 250/70; 7 - холодильные батареи; 8 - вентилятор; 9 - фун
дамент; 10 - емкость для дроби
-iOi -
4.2.6. Определение реологических показателей асфальтового бетона
Определение реологических характеристик в случае консольной балки
Одной из задач исследования является определение реологических параметров асфальтовых бетонов. Эти параметры должны определяться на основе реологической модели материала. Такая модель должна учитывать основные свойства асфальтового бетона-мгновенную упругость, замедленную (эластичную) упругость,а также вязкие свойства. Стандартная реологическая модель материала, принятая в настоящей работе представлена на рис. 3.1.
Обозначим длительный модуль Ем Еэ
Рассмотрим консольную балку пролетом консоли нагрузкой г , '
^ - ' , .
-I \>
I if-
(4.14) загруженную на
где
Максимальные деформации такой балки в первый момент
\-5 ЕмЗ '" ^ момент ин ерции сечения
^" 12 Отсюда условно-мгновенный модуль г l i e
(4.16)
(4.17)
i02 -
После затухания деформаций (при Х-"
Отсюда длительный модуль ,
''* ) прогибы балки
(4.18)
(4.19) Зная деформации в первый момент времени С|\л ^ деформа -
ции после затухания во времени (JQ , можно по (4.17) и 4,19) рассчитать Ь м и ttj^ .По (4.14) тогда можно определить величину
(4.20)
Деформации такой балки при загружении развиваются следую -.им о а р а з д ^ ^ ^ ^ ^ ^ j - _ ^ ^
3 EvgJ ЗЕэЗ Или, учитывая (4.18)
evp _ tp Гм ,
(4,21)
6-6, 8 ЗЕэЗ El%v.LJ^t ех|р - tp Ем .
Обозначим, для сокращения записи
£,= где Тогда
'9 зЕэа - эластическая (замедленная) деформация
(4.22)
(4.23)
ехр tbE м J (4.24) U '-р м J 6э Логарифмируя, получим окончательно выражение для периода ре
лаксации Х р р к
1,=- ' • ' в этом выражении -
t с.р^] (4.25)
t s - эластический модуль, определяет с я по (4.2)) Е м " условно-мгновенный модуль определяется по (4.17)
- 103 -
Для определения эластического модуля и э необходимо предварительно определить условноггдлительный модуль Ьу9- "° (4.19).
Ьй - деформации (прогибы) балки после затухания нагрузки.Они определяются из эксперимента. Берется последнее значение деформаций при наибольшем t Ь э - максимальная эластическая деформация. Для ее определения берут и м по первому отсчету. После этого рассчитывается величина £ з п° формуле (
О э ^ ( J ^ ^ C M (4.26) Коэффициент вязкости W рассчитывается по формуле.
В случае одноосного сжатия реологические характеристики определяются следующим образом.
При приложении к такой модели нагрузки ^ мгновенно деформируется пружина с модулем Сум . Потом происходит постепенное сжатие пружины с модулем Еэ- и демпфера и с коэффициентом вязкости ^ . При снятии нагрузки мгновенно разжимается пружина с модулем uyiv\ • После этого медленно разжимается пру жина Еэ- » преодолевая сопротивление демпфера П , с которым она жестко связана.
Для стандартной трехэлементной модели реологическое урав -нение имеет вид (3.6)
На основе этой реологической модели могут бшръ определены реологические параметры материала.
Рассмотрим метод их определения при статическом загружении, который является наиболее простым и удобным. В этом случае нагрузка (o^C^tlbi либо (о^О (при нагружении и разгрузке соответственно). Но тогда Ц ^ г ^ п ^ уравнение (3.6) можно зш ростить.
- 104 -
Рассмотрим случай, когда реологические параметры определяются на рычажном прессе при нагружении цилиндрических образцов высотой п
Относительная деформация в этом случае равна
6о = -Ц- (4.29) где Q - полная деформация образца высотой И . Подставляя ( 4.29) в 4.28) получим
b^^bVM (3 = — Еум Д^+ — ^ Н С (4.30) Наиболее "чистый опыт" в эксперименте может бьгоь получен
лишь при разгрузке образца. В этом случае нагрузка снята. Осо -бенности приложения нагрузки (неизбежные удары, трение в шарнирах рычажного пресса и т.д.) не играют роли и не влияют на процесс деформирования. Деформации образца восстанавливаются сво -бодно, ничем не стесненные (например, трением в шарнирах прес -са).
Рассмотрим процесс разгрузки. При этом О - О iL- 1
Рассмотрим подробнее вопрос о том, какая именно деформация имеется в виду в уравнении (4.32). Этот вопрос важен для пра -вильной обработки диаграмм нагрузка-время, из которых могут бьп-ь получены значения реологических параметров.
Мы рассматриваем процесс когда нагрузка в момент времени t = О была снята.
= -4-Еэ6 (4-3" отсюда р. р-
- 105 -Согласно реологической модели в этот момент пружина [ум
(рис. 3.1) распрямляется. В "чистой" реологической модели она распрямляется мгновенно и далее развиваются только эластические деформации. Если же деформации "условно мгновенны", то распрям -ление пружины происходит за некоторый конечный, но малый проме -жуток времени. После этого деформации пружины Lt)M никак не влияют на систему П (см. рис. 3.1).
Поэтому (4.32) имеет ввиду эластические деформации, кото -рые будем обозначать индексом "Э".
С учетом этого обстоятельства перепишем (4.32) в виде ш Еэбэ f ~Щ^1 ^4.33)
Таким образом, задача сводится к определению О и Ьум,Сэ. Для этого необходимо, однако, ввделить условно мгновенную и эластическую деформацию, так как только зная их можно рассчитать модули.
Рассмотрим вопрос, как ввделить эти деформации на диаграм -мах время-раст яжение (рис. 4,10).
Типовая диаграмма изображена на рис. 4.10. На начальном уча стке восстановления осадков вьщелим линейный участок, т.е. про -ведем линейкой прямую*
Построение показано на рис. 4.10 КА-бум = условно-мгновенной деформации. Полная упругая деформация ВС'^'б^^бум'^Оэ-Она состоит из условно-мгновенной и эластической.
Отсюда эластическая деформация бэ'^^К-^Ьщ (4.34)
Условно-мгновенный и эластический модули ty«~ йуц ' Ь э - (Г^ (4.35)
Здесь С ^ - нагрузка, которая была приложена к образцу; П - высота образца.
•106
Рис. 4.IU. Схема-диаграмма время-растяжение.
Разобьем эпюру восстановления деформации на участки длиной X (см. рис. 4.10). Величина этого интервала может быть различной. Будем замерять в каждой точке этого интервала значение восстанавливающихся деформаций Ozi» Эластическая деформация в
- iOV -каждой точке определится по (4.34).
Коэффициент вязкости вычислим по формуле
ti=h C&A-^eJ '^г-Ь-л с ^С (4.36)
'2 где Lt^ - эластическая деформация в момент времени х.д ;
62. - то же Х^ . Точно такое построение можно выполнить для нагружения.
4.2.7. Методика определения кинетики уплотнения асфальтобетона
Важным технологическим показателем качества битумо^мине -ральньтх смесей является их уплотняемость. Важность его определяется тем, что он является одним из критериев, по которому на стадии лабораторных испытаний можно судить о рациональности подобранной минеральной смеси. Уплотняемость можно характеризи -вать коэффициентом уплотнения или отношением объемной массы уплотненной смеси к объемной массе рыхлого материала. 1{оэффициент уплотнения необходим также для определения расхода материалов при устройстве слоев дорожной одежды.
Стандартной методики исследования уплотняемости минераль -ных смесей в лабораторных условиях не существует, поэтому на ка федре строительства дорог ХАДЙ разработана установка, позволяю щая параллельно с изменением уплотняющей нагрузки непрерывно контролировать толщину слоя, объемную массу, коэффициент уплотнения.
Установка, приведенная на рис. 4.II, состоит из цилиндричес кой формы (3), диаметром 100 мм с двумя вкладьшами (2), между которыми помещается уплотненный материал. Уплотняющая нагрузка прикладывается к вкладышам с помощью пресса П-250. Для непре -рывного измерения и записи нагрузки пресс оборудован силоизмери-
- i08 -
тельной системой, состоящей из датчика усилия (I) и усилителя сигнала тензорезисторного датчика типа ПА-1.
С усилителя сигнал поступает на один из каналов самопишуще го прибора Н-338. На втором канале самописца регистрируется из менение толщины слоя, которое измеряется индуктимным датчиком перемещения (5) с точностью 0,01 см.
ч :<-'л'^'*и
о •>
/fepeMeHHoe со про тадле^ае
Усилитель /тгензо метра чеагии ПМ
сомопищущи^ прибор Н'ЗЗЬ
Рис. 4.п.. Установка для определения уплотняемости и модуля упругости материалов
Испытание проводится в следующем порядке. Отбирают навеску ранее подобранной и тщательно перемещенной смеси в количестве 1800 г и помещают в форму. Форму с нижним вкладышем устанавливают на плиту гидравлического пресса и вставляют в нее верхний вкладьш. Устанавливают на я[улевую отметку датчики перемещения и усилия и включают измерительные приборы. Производят измерение толщины слоя в рыхлом теле. Включают лентопротяжный механизм са
- i09 -мописца и прикладывают нагрузку к верхнему вкладышу формы. Из -менение толщины регистрируется на ленте самописца автоматически, параллельно с изменением нагрузки. Уплотняющую нагрузку плавно увеличивают до тех пор пока она не достигнет 10,0 Ш а , а затем выдерживают давление 3 мин., не вынимая из формы материала,прикладывают следующую нагрузку до 15,0 Ш а .
Таким образом, через каждые 5,0 Ш а , увеличивают давление до максимально рассчитанной уплотняющей нагрузки.
Обработку полученных результатов производят путем измере -ния отклонения пера самописца от нулевой отметки на диаграммной бумаге. Пересчет измеренной величины в реальные единицы измерения производят с помощью тарировочных графиков, полученных при проверке приборов. Тарировка произведена таким образом, что одному мм диаграммы соответствует нагрузка 0,9 09 кг, передаваемая на образец соответственно деформация составляет 0,062 мм.
Зная площадь основания образца S » начальную высоту образца IUQ , и вес образца, определяют объемную массу асфальто-бетонаУ.
Зная объемную массу скелета образца, можно определить объемную массу образца при каждой уплотняющей нагрузке,исполь -зуя соотношение
K)fo'=\l4^ (4.37) Коэффициент уплотнения определяется по формуле
_ X где )( - средняя плотность;
YQ - плотность в процессе нагружения. Пористость асфальтобетонных образцов определяют по формуле
h-(i--§,} ,(4.39) где Уцл - истинная плотность асфальтобетона.
К ц = -v! (4.38)
- iiO -
Г Л А В А 5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЬЕ ИССЛЕДОВАНИЯ
5.1. Физико-механические свойства асфальтовых бетонов
Для экспериментальных исследований были приняты мелкозернистые асфальтобетонные смеси непрерывной гранулометрии типов А, Б, В, Г. Исследовались также свойства смесей с прерывистой гранулометрией типов А и Б. Мелкозернистые смеси были выбраны вследствие большей их однородности.
Для приготовления смесей применялся битум БИД 60/90. Содержание щебня и битума изменялось в широких пределах. Результаты определения физико-механических свойств представлены в табл.5.1-5,4.
Влияние содержания щебня. Этот вопрос представляет значительный интерес, так как изменение содержания щебня является одним из основных путей повышения сдвигоустойчивости асфальтовых бетонов в условиях жаркого климата.
Как для смесей с непрерывной гранулометрией, так и для смесей с прерывистой гранулометрией увеличение количества щебня при водит к некоторому уменьшению средней плотности. Однако, это уменьшение незначительное. Существенной разницы между уплотняе -мостью смесей непрерывной и прерывистой гранулометрией не имеется. Можно, однако, отметить несколько большую плотность и луч -шую уплотняемость смесей непрерывной гранулометрии. Это может быть объяснено и более плотным составом минерального остова.
Для регионов с жарким и засушливым климатом, которые рас-
- ш -сматриваются в настоящем исследовании, показатели водонасыщения и набухания не имеют решающего значения при выборе оптимальных составов смесей. Решающее значение в этом случае приобретают показатели механических свойств.
Т а б л и ц а 5.1. Физические свойства асфальтовых бетонов
непрерывной гранулометрии
Индекс смеси
Содержание j битума, % \ МП
Б ^Водонасы-;щение, i W ^
\Набухание, 1 Н , ^
3*) кг/м®
C-I5-20 5 1,92 4,3 0,33 2360 6« 1,60 2,3 0,4 2370 7 1,37 0,8 0,3
0,22
2380
C-I5-40 5 1,44 5,35
0,3
0,22 2370 6 1,20 1,33 0,4 2380 7 1,02 1,33 0,8 2390
C-I5-50 5 1,20 3,8 0,56 2360 б^ 1,00 1,73 0,51 2370 7 0,85 0,99 0,66 2380
C-I5-60 5 0,96 4,16 0,61 2340 б^ 0,80 1,73 0,52 2350 7 0,68 0,87 0,84 2360
П р и м е ч а н и е . C-I5-20 - смесь мелкозернистая с крупностью щебня 15 мм и с содержанием щебня 20%; C-I5-40 - тоже с содержанием щебня 40%. Звездочками обозначено оптимальное количество битума.
Для смесей с непрерывной гранулометрией увеличение содержания щебня с 20% до 60% приводит к закономерному уменьшению сопротивления сжатию как при 20°С, так и при 50°С. Показатели проч-
- il2 -ности при сжатии асфальтобетона с каркасной структурой (содержание щебня 50-605^) на 30-40% меньше, чем для асфальтовых бето -нов с базальной структурой (содержание щебня ZO-AQffo). Это имеет место в широком диапазоне изменения содержания битума 5-7%) и хорошо согласуется с ранее полученными многочисленными данными по этому вопросу! 19, 23 . Вероятно, высокие показатели проч -ности малощебенистых смесей стали причиной достаточно широкого их применения в последнее время в странах Западной Европы [J-' » 141, 142, 143, 1 4 ^ .
Для смесей с прерывистой гранулометрией картина более сложная (рис. 5.1, 5.2). В этом случае сильно сказывается влия ние вяжущего (табл. 5.3, и 5.4).
Однако, в соответствии с известной теорией прочности искус ственных строительных конгломератов Г145 объективные данные о свойствах материалов можно получить, сравнивая системы с оптимальным содержанием вяжущего. Оптимальное содержание вяжущего для смесей с непрерывной гранулометрией равно 6%, а для смесей с прерывистой гранулометрией типа А - 5,5%, а типа Б - 6,5%.
Таким образом, оптимальное содержание вяжущего в обоих рас сматриваемых случаях близки, а показатели прочности существенно различны. Прочность, как при 50°С, так и при 20°С, вьш1е для асфальтобетонов с прерывистой гранулометрией даже для смесей типа Б. (рис. 5.1). При этом смесь типа Б с прерывистой гранулометрией не является оптимальной по своему составу IJ46J , так как она отличается низкой плотностью минерального остова. Тем не ме нее, даже такие смеси обеспечивают высокие механические свой -ства, благодаря наличию в ней каркаса из минеральных зерен.Более совершенным каркасом, как показано Н.В.Горелышевым [J46J ха -рактеризуется сжесь типа А.
- из
'^О за Си^,о/
Рис. 5.1. Зависимость прочности асфальтобетона / гссж / от содержания щебня /С^/для смесей: I - непрерывной; 2 - прерывистой гранулометрии.Битум БЦД 60/90
Рис.5.2. Изменение прочности при сжатии / к,сж / от содержания битума / Cs / для смесей типа А,Б, - I - непрерывной; 2 - прерывистой гранулометрии, тип А, тип Б.
- 114 -
Т а б л и ц а 5.2 Механические свойства асфальтовых бетонов
непрерывной гранулометрии
! ма,% 1 К20 1 К50 1 D ^ j ^Яо j К50
C-I5-20 5 4,2 1,2 3,18 0,75 3,6
б^ 5.4 1,7 4,62 0,85 3,2 7 3,4 1,3 3,22 0,94 2,6
C-I5-40 5 3,8 1,2 3,27 0,84 3,3 б« 4,4 1,6 4,01 0,90 2,9 7 3,4 1,3 3,1 0,92 2,9
C-I5-50 5 3,5 1,0 3,03 0,87 3,4 б* 4,4 1,3 3,84 0,87 3,2 7 3,4 1.0 3,22 0,95 3,4
C-I5-60 5 2,2 0,6 2,13 0,85 3,7 б« 4,3 1,2 3,81 0,83 3,7 7 2,2 0,8 2,04 0,95 2,6
Для рассматриваемого региона большой интерес представляет влияние содержания щебня на коэффициент температурной чувстви -тельности асфальтобетона. Этот коэффициент для смесей с оптималь ньм содержанием вяжущего не зависит от содеркания щебня, так как он полностью определяется качеством температурной чувствительности битума, что хорошо согласуется с данными |_ 23, 74, 7бТ.
Влияние содержания битума. Битум оказывает наибольшее влияние на свойства асфальтовых бетонов, как материалов со структурой коагуляционного типа.
- ii5 -Это влияние сказывается как на уплотняемости смесей, так и
на показателях прочности асфальтовых бетонов. Наиболее сильно влияние содержания битума сказывается при повьш1енных температурах, когда структура битума в наибольшей мере разрушена. Увеличение содержания битума приводит к улучшению уплотняемости и повышению плотности.
Для каждого типа выбранных смесей, как непрерывной, так и прерывистой гранулометрии, определялось оптимальное количество битума по стандартной методике подбора составов, согласно 113б] по показателям прочности при сжатии.
Т а б л и ц а 5.3 Физические свойства асфальтобетонов
прерывистой гранулометрии ! иодержание ! ~Т ! ьодонасы- ! riaoyxa -Индекс ! битума, % ! Ti кг/м ! щение. И/ ! ние Н, % . I БЦОГ б0/'90 I " \ % ^^ \
C-I5-54
C-I5-43
5 2330 5,47 2,5 5,5^ 2330 3,64 2,06 6,0 2320 2,50 1,38 6,5 2340 2,20 1,06 7,0 2360 1,5 0,98 5 2260 8,7 3,3 5,5 2290 6,05 3,05 6,0 2290 5,54 2,85 6,5* 2310 3,6 1,56 7,0 2300 2,1 1,20
П р и м е ч а н и е . Звездочками отмечено оптимальное содержание битума.
Результаты исследований показывают, что показатели прочности при сжатии для всех смесей при температурах испытаний +20 и
- ii6 -50°C имеют максимум (рис. 5,2). Наибольшая прочность при сжатии при +20 и +50°С имеет место при содержании битума 5-6% и отвечает требованиям ГОСТ 9128-76 для смесей с непрерывной гра -нулометрией. Показатели прочности при сжатии в водонасыщенном состоянии для смеси с прерывистой гранулометрией также имеют мак симум при 5,5% битума. Оптимальное содержание битума для смесей типа А с прерывистой гранулометрией соответствует 5,5% при +20°С и +50°С, тогда как для смесей типа Б оно находится в пределах 6,5%. Это различие объясняется тем,что смесь с содержанием щебня 43% отличается большей удельной поверхностью минеральных зерен, чем смеси с содержанием щебня 54%, и при недостаточном содержании битума они не обеспечивают оптимальной прочности.
Т а б л и ц а 5.4 Механические свойства асфальтовых бетонов
прерывистой гранулометрии
Ивдекс смеси
i Содержа (Ние ои-1 тума
j предел прочности при сжатии, iviiia \.^^го Ивдекс смеси
i Содержа (Ние ои-1 тума 1 Rzo I к го ! К^
5,0 5,2 1,4 4,75 0,91 3,7 5,5 5,3 1,8 5,075 0,93 2,9
C-I5-54 6,0 5,2 1,4 4,7 0,89 3,7 6,5 4,8 1,3 4,43 0,92 3,7 7,0 4,4 1,2 4,05 0,92 3,7 5,0 3,8 0,8 2,85 0,73 4,7 5,5 4,1 0,9 3,25 0,74 4,7
C-I5-43 6,0 4,2 1,0 3,75 0,88 4.2 6,5^ 4,6 1,7 3,78 0,81 2,9 7,0 3,9 1,6 3,85 0,97 2,7
В табл. 5.4 звездочками отмечено оптимальное количество битума.
- ilV -Одним из основных показателей,характеризующих свойства би
тума, является адгезионная способность,предопределяющая водоустойчивость асфальтобетона.В этом отношении особенно интересно проследить изменение свойств асфальтобетона в водонасыщенном состоянии при изменении количества вяжущего.
На основании полученных данных был проведен расчет некото -рых коэффициентов,позволяющих судить о влиянии битума на проч -ность асфальтобетона.Основные показатели приведены в табл.5.5. Подсчеты показали,что с увеличением содержания битума,плотность асфальтобетона растет,а водонасьш1ение уменьшается;величины ( B"*"W ) , определяющая содержание жидкой фазы, уменьшает с я пропорционально количеству битума (рис. 5.3).
Т а б л и ц а 5.5 Влияние битума и жидкой фазы на физико-механические
свойства асфальтовых бетонов
Тип грану Содержание битума, Б %
i показатели прочности при сжатии лометрии , тип А
Содержание битума, Б %
1 ^ -W}-/ Rzo
1 Js' Прерывистая
5,0 5,5
10,5 9,1
4,463 4,17
1,218 1,331
1,838 2,383
6,0 8,5 3,77 1,533 2,383 6,5 8,7 3,14 1,331 2,176 7,0 8,5 2,678 1,038 2,018 5,0 9,3 2,63 1,210 1,38
Непрерывная
5,5 6,0
8,8 8,3
3,72 3,113
1,257 0,968
2,272 2,206
7,0 7,8 2,025 0,605 1,733
Относительный показатель характеризует прочность материала при сжатии, приходящуюся на единицу массы вяжущего.При
118 -
(S^W), о/ /о
ff.e
8.3
7.0 so s.s do в.в ^<^,%
Рис. 5.3. Изменение водонасьщения / YV / асфальтобетона в зависимости от содержания вяжущего / Cs / для смесей I - прерывистой; 2 - непрерывной гранулометрии
л?/7а
as
Рис. 5.4. Изменение прочности асфальтобетона / 1^ж / мости от содержания битума / С б / при
1-тип А (0,63 - 0,074) 2-тип А (0,315 - 0,074)
^^^%
в зависи-
- 119 -постоянном зерновом составе асфальтового бетона величина)(В пропорциональна количеству битума. Так как плотность асфальтового бетона изменяется в сравнительно узких пределах (табл. 5.1; 5.3), то величина У Б пропорциональна толщине пленки вяжущего на MHHepafibHbix частицах.
Для смесей с прерывистой гранулометрией этот показатель с увеличением содержания битума уменьшается. Для смеси с непрерывной гранулометрией он имеет максимум при содержании вяжущего 5,5%. Аналогичная картина имеет место и для показателя прочно -сти при +50°С. В этом случае для смеси с прерывистой гранулометрией максимум имеет место при содержании битума 6,0%, а для смеси с непрерывной гранулометрией 5,5%.
Таким образом, в области повышенных температур имеется оп -тимальная толщина пленки вяжущего.
Показатель ^2х>/Х(^'^^) отражает влияние толщины пленки жидкой фазы (воды и битума). Для обоих типов смесей для этой величины также имеет место максимум.
Это явление можно объяснить следующим образом. Увеличение содержания битума связано с двумя процессами. С ростом содержания битума возрастает до определенного момента количество и пло щадь контактов между минеральными частицами, что приводит к увеличению. прочности системы. Однако увеличение содержания битума приводит /.также к увеличению толщины пленки органического вяжущего на минеральных частицах, что приводит к увеличению деформируемости и уменьшению прочности [35, I24J . Наличие максимума при изменении количества битума наблюдается и для сопротивления растяжению при изгибе [J^^»
Взаимодействие органического вяжущего с минеральной частью зависит от удельной поверхности и размеров частиц последней. Наибольшее влияние на величину удельной поверхности оказывает
f = ^
- 120 -наиболее мелкая составляющая - минеральный порошок. Толщина битумной пленки, однако, возрастает с увеличением размера частиц.
Толщину пленки битума можно определить, если известна удельная поверхность. Удельная поверхность минеральной части асфальтобетона была подсчитана по формуле, предложенной DuzlCH [147].
Z=:j~(o.1?6+0,33g+255HZe+155fj (5.1) где б.QfSJ (-."У - содержание фракции соответственно крупнее 10 мм; 5-10 мм, 0,315-5 мм; 0,074-0,315 и меньше 0,074 мм.
Расчетная толщина пленки для оптимального содержания битума определялась по формуле И.В.Королева [99]
^У (5.2) где Б - количество битума по отношению к весу минеральной ча -сти, %;
^ - удельная поверхность зерен минерального материала, м^/кг;
Y^ - плотность битума, >)^ = I г/см^; Д' - переводной коэффициент, К = 1 0 . Результаты расчетов по (5.1) и (5.2) представлены в
табл. 5.6. Как следует из данных табл. 5.6, толщина битумной пленки
увеличивается с увеличением количества щебня в смеси как с не-_^ прерывной, так и с прерывистой гранулометрией. Толщина пленки на смесях типа А с непрерывной гранулометрией в 1,45 вьш1е, чем толщина пленки в смеси тип А с прерывистой гранулометрией. Именно с меньшей толщиной битумной пленки и большей степенью структурирования битума в смесях с прерывистой гранулометрией связана и большая прочность асфальтобетонов на их основе.
Удельная поверхность минеральной час толщина битумной пленк
Непрерывная гранулометрия Наименование показателя
!"
количественное значение показателей для смесей
! Т C-I5-0 I C-I5-20 \ C-I5-40 {C-I5-50 jC-
Количество минерального порошка,^
Удельная поверх -ность минеральной части, м /кг
12 9,6 7,2
19,5 15,66 11,8 9,77
Расчетная толщина битумной пленки, мкм 3,07 3,83 4,66 5,63
- 122 -Учитывая полученные данные при испытании асфальтобетонных .:
смесей двух типов гранулометрии и результаты исследования про -цесса структурообразования в асфальтобетоне с прерывистой гранулометрией [l48, 149] целесообразно установить изменения прочности такого вида асфальтобетона в зависимости от прочности асфальтового раствора, приготовленного на битуме разной вязко -сти битума.
Были проведены исследования асфальтобетона прерывистой гранулометрии типа А, включающего щебень крупностью 15 мм и раствор ную часть, представленную в одном случае фракцией ••(0,63-0,074) мм, а в другом фракцией 0,315-0,074 мм.
Использование двух составов растворной части преследовало цель установить оптимальную гранулометрию асфальтобетона с пре -рывистой гранулометрией. В первом случае отношение между мини -мальнъм размером зерен щебенистой составляющей и максимальным размером зерен растворной части составляло 8, а во втором - 16. Для установления влияния растворной части на прочность бетона на первом этапе были определены прочность бетона из растворной части двух типов (табл. 5.7). Согласно полученным данным песчаный асфальтобетон с максимальной крупностью зерен 0,63 мм характеризуется комплексом оптимальных свойств при содержании битума 8,5%, а бетон с максимальной крупностью зерен 0,315 мм -10%. При этом значения прочности при 20 и 50°С у двух типов бетона практически одинаковы. В то же время повьшенный расход битума для бетона оптимального состава (крупность 0,315 мм) свиде,: тельствует о большой пористости его минеральной части. Это может бьть связано с малым набором фракций, приводящий к недоста точно плотной упаковке зерен.
Этот недостаток песчаного бетона (растворной части с размером зерен 0,315 мм) существенно сказывается на прочности асфаль-
Влияние содержания битума на физико-мех песчаных асфальтовых бетонов (раст
Индекс смесей Содержа -ние битум ма БНД 60/90 2Г/ кг/м^
Физике-механические хар J J
Песчаный (0.63-0,074) мм 7,5 I9I0
8,5^ I9I0 9,5 1870 12 1620
Песчаный (0,315-0,074) мм 9 1950
10* 1900 II 1870 12 1580
9,5 0,5 3,8 8,5 0,48 4,5 5,5 0,35 4,1 1,63 0,13 4,0
9,8 0,65 3.6 8,7 0,55 4,3 4,7 0,47 3,5 2,26 0,14 3,1
П р и м е ч а н и е . Звездочками отмечено оптимальное к битума.
- 124 -
тобетона с прерывистой гранулометрией типа А (содержание ра -створной части 46^). Действительно, табл. 5.8 при одинаковом содержании битума (5,5%) оптимальном по пределу прочности на сжатие, водонасьщение бетона с растворной частью кр/пности 0,315-0,074 мм практически вдвое больше чем бетона с раствор -ной частью крупности 0,63-0,074 мм. Тоже относится и к пока -зателю прочности при 50°С (рис. 5.4). Это свидетельствует о существенном вкладе растворной части в формирование прочности асфальтобетона и показывает, что при установлении оптимальных составов смесей с прерывистой гранулометрией большое значение имеет не только количество растворной части, но и ее качества плотность и прочность.
Влияние прочности растворной части на прочность асфальтобетона может быть проиллюстрировано данными табл. 5.9. В ней приведены показатели прочности асфальтобетона, полученного сме шением щебенистой и растворной составляющей, предварительно об работанных битумом разной вязкости.
В соответствии с результатами определения битумоемкости по методу И.В.Королева было установлено, что количество битума, необходимое для формирования оптимальных свойств щебенис -той части равно 3,5/ , а растворной части 8,5%.
Таким образом, при найденном ранее оптимальном содержании битума для всей смеси равном 5,5%, обеспечивалось и оптимальн ное его содержание для каждой составляющей.
Согласно приведенным данным введение битума 40/60 в щебенистую составляющую приводит к повьш1ению прочности при 20°С на 7%, а при 50°С на 9%.
Введение в щебенистую часть битума 20/40 приводит к росту прочности при этих температурах соответственно на 44% и 26%. Введение же битума 40/60 в растворную часть увеличивает проч-
Влияние содержания битума на физико-механи асфальтовых бетонов типа А с разной рас
Тип асфальтобетона
Марка битума
j Содержа j |Ние ои-| |тума,% j кг/м^
' !
Н;У. Горячий, тип А (зерна 0,63-0,074мм) 60/90
5,0 5,5^/
2330 2330
5,2 3,8
0,93 0,45
6,0 2320 2,5 0,35 6,5 2340 2,06 0,26 7,0 2360 1,5 0,34
Горячий, тип А (зерна 0,315-0,074мм' 60/90
5,0 5,25
2240 2250
9,9 8,2
1,6 1,3
5,5?! 2260 7,8 0,96 5,75 2270 7,2 0,99
П р и м е ч а н и е . Звездочками отмечено оптимально количество битума
- 126 -ность при 20 и 50°С соответственно на 47^ и 46^, а битуь а 20/40 на 56% и 82%.
Таким образом, несравненно большее влияние на общую проч -ность асфальтобетона оказывает прочность растворной части. Это обусловлено тем, что растворная часть создает пространственный коагуляционный каркас, связывающий в единое целое (монолит) все составляющие асфальтобетона. В то же время щебенистая часть спо собствует образованию пространственного минерального остова.
Сочетание двух видов каркаса макро- и микро-структурного обеспечивает общую высокую прочность асфальтобетонов с преры -вистым типом гранулометрии.
Установленная закономерность определяющего влияния раствор ной части на прочность бетона открывает возможности регулирования свойств асфальтобетонов введением битумов разной вязкости на растворную и щебенистую часть.
Для проверки этого предположения были изучены асфальтобе* тонные смеси с прерывистой гранулометрией типа А на битумах разной вязкости. Битумы разной вязкости получены смещением в различных соотношениях битума БВД 60/90 с битумом БНД 20/40.
Влияние вязкости битума на свойства асфальтобетона хорошо прослеживается по пределу прочности при 50°С (таблица 5.10).По мере перехода от битума БНД 60/90 к битуму БНД 20/40 прочность асфальтобетона растет. Для асфальтобетона,приготовленного на битуме БЦЦ 60/90 по традиционной технологии, она равна 1,6 Ш а , а для асфальтобетона,приготовленного на этом же битуме по раздельной технологии (предварительное смещение битума со щебнем и растворной частью с последующим смещением двух составляющих-1,1 Ша.
В случае предварительной обработки щебня битуглом БНД 20/40 (3,5%) прочность асфальтобетона при 50°С возрастает, однако не
- i2V -Т а б л и ц а 5.9
Влияние вязкости битума на физико-механические свойства горячего асфальтового бетона типа А с прерывистой
гранулометрией
Марка битума jКоличество 6HJ |тума в % в j У/ 3 i кг/м j Kt h^ Rsoj
МПа
БНД 60/90 щебне 3,5^ растворе 8,5 2250 5,9 1,08 3,4 I.I
БНД 20/40 Щ-3,5 БНД 60/90 Р-8.5 2320 4,58 0,57 4.9 1,1 БНД 60/90 Щ-3,5 БНД 20/40 Р-8,5 2320 4,12 0,67 5,3 2,0 БНД 40/60 Щ-3,5 БНД 60/90 Р-8,5 2320 5,5 0,70 3,6 1,2 БНД 60/90 Щ-3,5 БНД 40/60 Р-8,5 2320 4,45 0,64 5,0 1,6
достигает того значения, которое характерно для асфальтобетона на равном по вязкости битуме, приготовленном по обычной технологии. Принципиальное изменение свойств наблюдается при предвари -тельной обработке битумом БНД 20/40 растворной части. При этом прочность асфальтобетона при 50°С не только превышает прочность асфальтобетона, приготовленного по традиционной технологии,но и достигает прочности асфальтобетона, приготовленного с использо -ванием только битума ВИД 20/40.
Таким образом, прочность пленки вяжущего на щебенистой составляющей асфальтобетона не играет решающей роли в обеспечении прочности на сжатие асфальтобетона, а прочность растворной части в этом отношении является определяющей. В связи с этим пред -ставляется возможньм направленно регулировать свойства асфаль-
- 128 -тобетона, вводя на различные его компоненты вяжущее разного качества.
Т а б л и ц а 5.10 Влияние состава битума на физико-механические показатели
асфальтовых бетонов типа А (C-I5-54)
!количество !битума, % 41 S I Н . 1 & ' i " "Йа Марка
битума
БВД 60/90 О
БДЦ 20/40 БНД 60/90
С БНД 20/40 БНД 60/90
С БНД 20/40
О БНД 60/90
Р БНД 20/40 БНД 60/90
Р БНД 60/90 БНД 20/40
Р
5,5
3,5 8,5
8,5 3,5
5,75
Щ-3,5 Р-8,5 Щ-3,5 Р-8,5
Щ-3,5 Р-8,5
2330
2330
2330
2330
2320
2320
2320
3,8 0,45 5,4 1,6
5,05 0,64 4,2 1,6
5,0 0,88 4,9 1,7
4,8 0,81 4,6 2,1
5,0 1,08 3,4 1,1
4,58 0,57 4,9 1,4
4,12 0,67 5,3 2,0
П р и м е ч а н и е . Индексом "О" отмечен обычный битум, "С" - составленный, Р - при раздельном введении
5.2. Влияние состава асфальтового бетона на его сдвигоустойчивость
Для оценки влияния состава асфальтового бетона на сдви -
- 129 -
гоустойчивость необходимо учитывать комплекс свойств, связанных с этим явлением. Основной задачей при этом является выбор сдви-гоустойчивых бетонов в условиях жаркого и засушливого климата.
Сдвигоустойчивость определялась при кручении с вертикальным давлением, при крзгчении с боковым давлением и при трехос -ном сжатии. Изучение сдвигоустойчивости производилось на мелкозернистых асфальтобетонных смесях как непрерывной, так и пре -рывистой гранулометрии на битуме БНД 60/90. Испьгоания проводились на цилиндрических образцах диаметром 70 мл и высотой 90 мм с площадью поперечного сечения 40 см . Температура испытаний была принята равной +50°С. Такая температура в наиболь -шей мере отвечает климатическим условиям республики Чад. Испытания при более высоких температурах, которые также могут быть характерны для республики Чад, связаны со значительными экспериментальными трудностями и могут привести к ненадежным резуль татам.
При испытаниях вертикальное давление на образец принима -лось равным 0,0; 0,06; 0,125 Ш а ; боковое давление 0,0; 0,15; 0,25 МПа.
Шизико-механические свойства асфальтобетонов с различным типом гранулометрии, определяемые по стандартньм методикам,не всегда дают возможности выявить преимущество одного состава над другим с точки зрения обеспечения сдвигоустойчивости.
Влияние количества битума на сдвигоустойчивость. Одним из путей повьш1ения сдвигоустойчивости асфальтобетона является оптимизация состава, в частности, рациональное назначение количе ства битума.
Результаты испытаний асфальтобетона на сдвиг и на сжатие при высоких температурах ( 1 = 50°С) для смесей с непрерывной и прерывистой гранулометрией приведены в табл. 5.II и 5.12) по-
- 130 -
г, М/7а
0.35
030
о.гв
0.20
0./S
J j i
Т-50°С
/ ^
A^.S S.O 5.6 в.О Cs.
Рис. 5.5. Зависимость сопротивления сдвигу /С / о т содержания битума / Cg / д л я смеси
Тип А - при I - прерывистая гранулометрия; 2 - непрерывная гранулометрия.
М/7а
0.2S
О.20
О./б
Т^бО^'С 2 ^
у
МО MS 5.0 S.S Рис, 5.6. Зависимость сопротивления сдвигу / 6 /от содержания
битума / Св / для смесей Тип Б при: I - прерывистая гранулометрия;
2 - непрерывная гранулометрия.
- I3i -казывают, что показатели прочности при различном содержании битума имеют максимум, который определяет оптимальное содержание битума в смеси (рис. 5.5, 5.6).
Т а б л и ц а 5.II Изменение показателей прочности асфальтобетона от содержания
битума для смесей с непрерывной гранулометрией Т s 5 0 С
Индекс смеси Количество битума БВД 60/90 Сопротивление сдвигу Т. Ш а
"S" IT
Прочность при сжатии f^fi^Ma.
C-I5-0
C-I5-20
C-I5-40
5,5 0;21 1,24 6,0 0,23 1,36 6,6 0,22 1,45 7,0 0,20 1,63 7,5 - 1,50 8,0 - 1,40 8,5 - 1,22 9,0 - 1,15 4.5 0,15 -
5,0 0,18 1,19 5,5 0,27 1,32 6,0 0,26 1,73 6,5 0,23 1,28 7,0 - 1,17 4,0 0,20 -
4,5 0,23 -
5,0 0,25 1,12 5,5 0,28 1,38 6,0 0,23 1,22 6,5 - 1,20 7,0 - 1,07
- 132 -Продолжение таблицы 5.II
•2 ! 3 ! 5
C-I5-50
C-I5-60
4,0 0,11 -
4,5 0,15 -
5,0 0,24 1,43 5,5 0,31 1,63 6,0 0,27 1,33 7,0 - 1,02 3,5 0,16 -
4,0 0,25 -
4.5 0,18 1,09 5,0 0,16 1,33 5,5 - 1,22 6,0 - 1,12 7,0 — 0,83
Т а б л и ц а 5.12 Изменение прочности асфальтобетона от содержания битума для смесей с прерывистой гранулометрией при Т =+50°С
Индекс смеси !количество ! иопротивление ! ПрочностьГпрй ! битума, ! сдвигу, ! сжатии А"^, Ш а !(БНД 66/90)! г / Ш а ! ^ ^
C-I5-54
C-I5-43
4,5 0,284 1,43 5,0 0,333 1,88 5,5 0,353 1,43 6,0 0,279 1,33 6,5 - -
7,0 - 1,22 5,0 0,153 0,81 5,5 0,280 0,88
- 133 -Продолжение таблицы 5.12
"2 ! 3 Г 6,0 0,290 1,03 6,5 0,270 1,70 7,0 - 1,60 7,5 - 1,55
Из приведенных данных следует, что оптимальное количество битума, из условия обеспечения наибольшего предела прочности при сжатии, соответствует для смесей с непрерывной гранулометрией (C-I5-0) - 1%\ C-I5-20 - 6^; C-I5-40 - 5,5^; C-I5-50 - 5,5%; C-I5-60 - Ъ%\ для смесей с прерывистой гранулометрией C-I5-54 - 5,5% и C-I5-43 -б>5%.
Оптимальное количество битума из условий обеспечения наибольшей прочности при сжатии и сдвиге не совпадает. В больший -стве случаев при сдвиге оптимальное количество битума меньше, чем при сжатии. Разница между этими оптимальными количествами достигает \%. Прочность при сдвиге для смесей с прерывистой гранулометрией больше, чем для смесей с непрерывной гранулометрией.
Это связано с тем, что механизм разрушения асфальтобетона при сжатии и сдвиге различен. При сжатии разрушение происхо -дит главным образом вследствие бокового выпирания образца и возникающих при этом деформаций растяжения.
Согласно положениям физико-химической механики разрушение при этом происходит по пленкам органического вяжущего, как наиболее слабому элементу коагуляционной структуры. Поэтому количество коагуляционных контактов и их свойства решающим образом сказываются на процессе разрушения. При уменьшении содер -жания щебня в смесях с непрерывной гранулометрией количество
- 134 -мелких частиц возрастает. Соответственно увеличивается количество коагуляционных контактов и возрастает прочность при сжатии.
Это подтверждается данными табл. 5.II, согласно которой наибольшим сопротивлением сжатию обладают смеси непрерывной гранулометрии с малым содержанием зе^на: (C-I5-0 и C-I5-20).
Определенное значение при этом имеет и однородность смеси. Разрушение образцов зависит от неоднородности минеральной части. Наличие неоднородностей приводит к концентрации напряжений, которые приводят к разрушению образца. Уменьшение со -держания щебня в смесях с непрерывной гранулометрией приводит к повышению однородности и увеличению прочности при растяже -НИИ.
Несколько иной механизм разрушения имеет место при сдвиге. Деформации сдвига происходят вследствие взаимного смеще -ния частиц. При значительном смещении частиц, наблюдается явление дилатансии - поперечного расширения, которое связано с возникновением растягивающих напряжений и соответствующих им деформаций. Для возникновения явления дилатансии, однако, необходимо, чтобы смещение частиц при сдвиге были соизмеримы с размерами частиц наиболее крупной фракции - т.е. щебня.
Чем больше размер крупной фракции и чем больше ее содержание в материале, тем больше величина предельных деформаций сдвига. Это подтверждается многочисленными опытами по сдвигу различных зернистых смесей, в том числе и с коагуляциоиной структурой - асфальтобетонных [l9, 23, 53, 74] . Согласно этим данным, чем крупнее размер зерен, тем больше предельное сопротивление сдвигу. Возможность смещения частиц минераль ного материала при сдвиге друг относительно друга зависит от взаимодействия их в зоне контакта.
- 135 -Наличие пленки органического вяжущего при высоких положи -
тельных температурах облегчает взаимное смещение частиц. При некотором критическом содержании крупных зерен влияние пленки вя -жущего на прочность асфальтобетона оказывается решающим. Так большая толщина пленки в асфальтобетоне с 60% щебня приводит к снижению его сопротивления сдвигу (табл. 5.II).
Предельное сопротивление сдвигу зависит от двух параметров прочности сцепления и угла у внутреннего трения. При прочих равных условиях сцепление определяется количеством и видом вяжуще -го, а также особенностями структуры асфальтового бетона, в ос -новном его дисперсностью. При увеличении содержания мелких фракций в асфальтобетоне возрастает количество коагуляционных коитак тов и соответственно возрастает сцепление. Увеличение вязкости вяжущего и его количества до определенного предела также увели -чивает сцепление.
Влияние структуры асфальтового бетона на сцепление в опреде ленной мере соответствует влиянию его на сопротивление сжатию, рассмотренному выше. Это сходство определяется сходством процесса разрушения материала при сжатии и сдвиге материалов, у кото -рых имеет место только сцепление.
Влияние структуры на угол внутреннего трения более сложно.С одной стороны развитие структуры коагуляционного типа, увеличе -ние содержания вяжущего и уменьшение его вязкости - облегчает смещение минеральных частиц относительно друг друга. При преобла Дании крупной фракции, либо при увеличении размеров крупных частиц, особенно :.коагуляционной структуры,сказывается менее резко. Угол внутреннего трения при этом увеличивается.
Таким образом, развитие структуры коагуляционного типа приводит к двум противоположно направленным процессам - увеличению сцепления и уменьшению угла внутреннего трения. Увеличение содер
- 136 -жания щебня в асфальтовых смесях уменьшает сцепление, но увеличивает внутреннее трение.
Поскольку предельное сопротивление сдвигу зависит как от сцепления, так и от угла внутреннего трения, то влияние на предельное сопротивление сдвигу степени развития структуры коа гуляционного типа зависит от вклада этих составляющих.
В.А.Золотарев показал, что оптимальное количество битума, которому соответствует максимальное значение коэффициента внутреннего трения, обеспечивает формирование пленки асфальтовяжу-щего, обладающей значительным внутренним трением. При увеличе -НИИ количества битума вьш]е оптимального увеличивается количество свободного битума. При этом уменьшается прочность и дефор -мируемость прослоек асфальтовяжущего, по которым происходит скольжение более крупных зерен минеральной части при сдвиге,сни жается прочность на разрыв, следовательно, и снижается коэффи -циент внутреннего трения.
Ряд исследователей отмечали, что при повышенном содержании битума и высоких положительных температурах, битум выполняет роль смазки между зернами щебня, которая уменьшает угол внутрен него трения.
На рис. 5.7 представлена зависимость между оптимальным со держанием щебня и битума. Из этих данных следует, что оптимальное содержание битума при сжатии вьш1е, чем при сдвиге. С увеличением содержания битума оптимальное содержание щебня уменьша -ется. Особо резкое уменьшение наблюдается при содержании битума 05,5 - 6,0%.
Это можно объяснить, рассмотрев подробнее роль щебня в формировании сдвигоустойчивости асфальтобетона.
Сравнение результатов стандартных испытаний и испьтоаний на сдвиг показывают, что при довольно высокой прочности на сжатие
i3v
5.5
50
^•5
МО
/1 и
/
^ = » е — = ^
£0 МО ^щ.% Рис. 5.7. Зависимость между оптимальным содержанием щебня / Сщ /
и битума / СБ / для асфальтового бетона с непрерывной гранулометрией, I - сжатие; 2 - сдвиг
^О зо МО ^^ ^<^.%
п^ Рис. 5.8. Зависимость сопротивления сдвигу 6 и предел прочности при сжатии /tcAf от содержания щебня / Ощ / на
асфальтобетон с непрерывной гранулометрией при I - ^j-= О Ша; 2 - 6^-= 0,15 Ша; 3 - Ц,.
- 138 -асфальтобетон с содержанием щебня 20^ обладает меньшей сдвиге -устойчивостью, чем асфальтобетон с повышенным содержанием щебня (40-50^). Это объясняется малым внутренним трением в асфальтобетоне с ZQffo щебня.
Характер изменения прочности асфальтобетона с непрерывной гранулометрией от содержания щебня, приведенный на рис. 5.8,показывает, что оптимальное содержание щебня, обеспечивающее вы -сокую прочность при сдвиге, колеблется в пределах 40-50%.При таком большом содержании щебня в асфальтовых смесях формируется прочный каркас из щебня.
При увеличении содержания щебня имеют место два конкурирую щих явления: формируется каркас, приводящий к увеличению внут -реннего трения и сопротивления сдвигу. При этом увеличивается содержание обвмного битума, растет толщина битумной пленки, и снижается сцепление. Внутреннее трение при этом несколько умень шается, так как битумные пленки облегчают возможность взаимного смещения частиц.
Оптимальному содержанию щебня соответствует наиболее эффек тивное сочетание свойств каркаса битумных пленок и асфальтовяжу щего. Оптимум битума соответствует оптимальному соотношению между сцеплением и внутренним трением. При увеличении количества щебня Bbmie оптимального, свойства асфаиьтобетона все в большей мере зависят от свойств пленок вяжущего и асфальтовя?кущего и прочность асфальтобетона уменьшается. При высоких положительных температурах это сопровождается уменьшением угла внутреннего трения, которое играет основную роль в обеспечении сдвигоустой -чивости.
Оптимальное содержание щебня не является постоянным и зависит от вцда применяемого щебня, природы вяжущего, условий приготовления смеси и ее уплотнения, а так же от условия испытания
- 139 -
[_3б, 46j .Данные приведенные на рис. 5,8 показывают, что оптимальное содержание щебня существенно зависит от схемы испыта -ния. При одноосном сжатии максимальная прочность достигается при содержании щебня 30% при нестесненном сдвиге - при 40%, а при сдвиге с боковым давлением при 50%. Это вызвано тем, что по мере изменения напряженного состояния изменяется роль щебня. Вклад щебня по мере перехода от одноосного сжатия к пространственно стесненному сдвигу в обеспечение сдвигоустойчивости растет.
Полученные данные позволяют сделать следующее заключение. Назначение оптимального содержания битума и щебня с целью обеспечения сдвигоустойчивости асфальтобетонного покрытия по резуль татам определения прочности при сжатии является ошибочным. Использование для этого метода Дюрьеза (широко применяемого в рее публике Чад) может привести к понижению сдвигоустойчивости покрытия. Практически содержание битума должно назначаться на 0,5-1,0% меньше, чем установленное по методу Дюрьеза, а содер -жание щебня на 10-15% большим.
В целях более глубокого изучения сдвигоустойчивости асфаль тобетона с различным содержанием щебня в условиях всестороннего давления при температуре +50°С выполнены специальные иссле -дования. Испытания производили при сопоставимых значениях бокового и вертикального давления. Эти данные представлены на рис. 5.9 и 5.II.
Сопротивление сдвигу возрастает с увеличением вертикального давления (рис. 5.9, кривая 3). Если к образцу совместно с вертикальным давлением приложить боковое давление, то сопротивление сдвигу значительно возрастает.
Проанализировать это явление можно используя теорию упругости и принцип независимости действия сил. Так, согласно теории
- 140
as
a^
аз a Off o.os аУ£ (^^м/Усс
Рис. 5.9. Зависимость соп1ротивления сдвигу / ^ / от верти -кального и О ^ н бокового давления / Q r / Т. - 0,3 МПа; 2 - 0,15 Ш а ; 3 - боковое давление
отсутствует
Рис. 5.10. Схема к обозначению напряжений
- 141 -
0.5
O.'V
ад
Т^ЗО^'С 2
^ ^
J
И ^
COS о.-/ о.'/б аго 0.2S &f^Af/7ct
Рис. 5.II. Зависимость сопротивления сдвигу / 6 / от вертикального <о^ и всестороннего <Ь^ давления I - в отсутствие всестороннего давления; Z - при всестороннем давлении в отсутствии
вертикального
- 142 -
упругости, если к верхнему торцу цилиндрического образца приложить равномерно распределенную нагрузку О- , то в любьк нор -мальных сечениях нормальные составляющие напряжений равны б^." 9^/(5^-^^-О [134] касательные напряжения uz2~0
(рис. 5.10). Таким образом, имеет место сжатие образца в вертикальном
направлении. Если при отсутствии вертикальной нагрузки прило -жить к боковой поверхности равномерно распределенную нагрузку
( Q ^ , то радиальная и тангенциальная компонента нормальных на пряжений б ^ - б © ' 6 < Г • Нормальная компонента напряжений ^ g = 0. Касательные напряжения Lzi:~ О
Таким образом, в этом случае имеет место чистое радиальное сжатие.
Если к цилиндрическому образцу одновременно приложить нагрузки <0(, и ё г , то в материале образца возникает объемное сжатие. В этом случае среднее напряжение (Оср является сжимающим.
бся^6г-^6г^6©=^<^-^2б^ (5.5) Объемная деформация Су такае является деформацией
сжатия
где ^ - модуль сдвига; fi - коэффициент Пуассона.
Такие напряжения и деформации приводят к упрочнению материала и не могут вызвать сдвига или иного вида разрушения.
Если при отсутствии нормальных давлений (CDg~p,C05"= Оу к верхнему торцу образца приложить крутящий момент Л// ,то в сечениях, параллельных оси ^ (см.рис, 5.10), возникнут ка -сательные напряжения ч^г . Так как никакие нормальные напря.-/
- 143 -жения при этом не возникают, то имеет место чистый сдвиг.
При совместном действии нормальных СУ , боковых 0<г давлений и момента возникает сложное напряженное состояние. Если полагать, что разрушение материала в этом случае связано с энергией формоизменения, т.е. со сдвигами (так называемая пятая теория прочности), то прочность определяется октаэдри -ческими касательному напряжению, которое в этом случае являет ся расчетным Ср . Величина этого касательного напряжения по теории упругости
Ср - "5^ ^"Р ^5.7) где (Stiio - приведенное напряжение по этой же теории.
В данном случае (Onjb- " ^ (^e^^S-J (5.8)
Октаэдрическое напряжение по теории А.А.Ильюшина близко к наибольшему касательному напряжению в этой точке Стсос • Эти зависимости для рассматриваемого случая следует рассматривать как приближенные, так как они получены в теории упругости,ко -торая рассматривает малые упругие деформации. Предельное со -противление сдвигу возникает в тот момент, когда развиваются значительные необратимые деформации, которые искажают картину напряженного состояния, следующую из теории упругости. Кроме того, выводы теории упругости справедливы для случая закреп -ления торцов образца. Это не может быть реализовано в реаль -ном эксперименте.
Таким образом, приложение вертикальной и боковой нагрузки должны увеличивать предельное сопротивление сдвигу.
При отсутствии вертикальных и боковых нагрузок сопротив -ление сдвигу определяется сцеплением. Однако сцепление в зна -чительной мере определяет и сопротивление сжатию.
- 144 -Анализ приведенных в табл. 5.14 данных по сопротивлению
сдвигу при различном боковом давлении показывает, что оптимальное содержание щебня зависит от бокового давления. В отсутст -вне бокового давления большей сдвигоустойчивостью характеризуются асфальтобетоны с умеренным содержанием щебня, при макси -мальном принятом боковом давлении более сдвигоустойчивые асфальтобетоны с содержанием щебня, близким к 50%.
Если допустить, что боковое давление характеризует сопротивление массива,окружающего деформируемый в покрытии участок, то можно заключить, что в эксплуатационных условиях увеличение каркасности минерального остова будет приводить к росту сдвиго-устойчивости покрытия. Это хорошо согласуется с теоретическими представлениями Н.В.Горельш1ева и впервые экспериментально доказано в настоящей работе.
Т а б л и ц а 5.14 Влияние содержания щебня на сопротивление сдвигу
при различном боковом давлении ё ^
Индекс i i i
Сопротивление сдвигу при ё^ J Ша смеси
i i i 0 } 0,15
I
i 0,25 i 0,3
C-I5-20 0,241 0,262 0,284 0,310 C-I5-40 0,281 0,305 0,324 0,350 C-I5-50 0,254 0,337 0,347 0,366 C-I5-60 0,244 0,282 0,300 0,308
С целью выяснения влияния вида напряженного состояния на показатели сдвигоустойчивости были выполнены испытания асфальтобетонных образцов в условиях бокового, вертикального давле -ния и трехосного сжатия. Для анализа полученных результатов была использована приведенная выше зависимость.
Z^p =^ C-h А (6 (5.9)
- 145 -Основные результаты испытания показаны в таблицах 5.14;
5.15; 5.16; 5.17; 5.18; 5.19 . В табл. 5.15 приведены данные о предельном сопротивле -
НИИ сдвигу смесей с непрерывной гранулометрией при различном вертикальном давлении (3^ .
Т а б л и ц а 5.15 Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания щебня при вертикальной пригрузке
Индекс 1 (6в^ \ % ГТГГ71 'с', 1 I i смеси \ щ^ i МПа ! ^ Г ! МПа 1 ^ ! А
C-I5-0 О 0,211
0,06 0,224 0,20 1,49 0,86
0,125 0,250 0,39
C-I5-20 О 0,248
0,06 0,260 0,24 1,56 I
0,125 0,286 0,40
C-I5-40 О 0,278
0,06 0,298 0,27 1,12 0,51
0,125 0,324 0,41
C-I5-50 О 0,310
0,06 0,326 0,31 . 1,17 0,43
0,125 0,348 0,3
C-I5-60 О 0,249
0,06 0,260 1,32 0,46
0,125 0,278 0,27 0,24
- 146 -
Т а б л и ц а 5.16
Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания щебня и бокового давления для асфальтовых бетонов с
с непрерывной гранулометрией
Индекс f Боковое • 1 f i омйом i ттавление. ; ^ . ; / ./t ; - : смеси j Боковое 1 t ! ! !
1 ^^J^MV j "^у Ш& ! ^ Ш а !^^Ша I / ^ ! А
C-I5-0 0 0,211 —
0,15 0,264 0,78 0,24
0,25 0,290 0,24 0,23
C-I5-20 0
0,15
0,248
0,298
—
0,25 0,336 0,26 0,30 1,09 0,27
C-I5-40 0 0,278 -
0,15 0,346 0,76 0,28
0,25 0,378 0,30 0,30
C-I5-50 0 0,310 -
0,15 0,360 1,01 0,35
0,25 0,394 0,33 0,31
C-I5-60 0 0,249 -
0,15 0,288 1,08 0,3
0,25 0,317 0,34 0,23
- 147 Т а б л и ц а 5.17
Зависимость показателей сдвигоустойчивости в асфальтобетонах с непрерывной гранулометрией при трехосном
сжатии
т Индекс смеси
Боковое давление
Предел проч; ноети при j сжатии j t J град j ^^ ffia
C-I5-0
C-I5-20
C-I5-40
C-I5-50
C-I5-60
0 1,355
0,15 1,925
0,25 2,149
0 1,38
0,15 1,98
0,25 2,25
0 1,244
0,15 1,93
0,25 2,19
0 1.07
0,15 1,57
0,25 1,87
0 0,91
0,15 1,205
30
31
33
32
28
0,43
0,44
0,41
0,31
0,24
- 148 -
Т а б л и ц а 5.18 Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания щебня при боковом давлении для смесей с прерывистой
гранулометрией
Т т Индекс смеси I
! Боковое давление , , . ,
e^j Ша j Z Ша j t (f\ Cj МЩ ^ \
C-I5-54
C-I5-43
0,0 0,353 0,15 0,380 0,25 0,409 0,31 0,33 0,0 0,286 0,15 0,307 0,25 0,322 0,15 0,284
1,43 0,15
1,03 0,14
Т а б л и ц а 5.19 Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания
щебня при трехосном сжатии для смесей с прерывистой гранулометрией
Т Индекс смеси Боковое - давление предел прочности! при сжатии Г) Л?
ktoK ) МПа t у град С J Ша
C-I5-54
C-I5-43
0 1,55 0,15 1,85 0,25 2,23 0 1,19 0,15 1,34 0,25 1,53
29
25
0,42
0,29
- 149 -Анализируя данные таблиц 5.14-5.18, можно заключить, что
как боковое, так и вертикальное давление приводит к увеличению сопротивления сдвига в 1,3-1,5 раза. Дальнейшее увеличение давления приводит к увеличению прочности для всех смесей, как непрерывной так и прерывистой гранулометрии. Большая сдвигоус-тойчивость достигается при испытании с боковым давлением.Мак -симальное значение сопротивления сдвигу имеет место при 40-50% щебня как при вертикальном, так и при боковом давлении.
Рассматривая зависимость прочности при сдвиге от содержания щебня (рис. 5.12), а тагасе угла внутреннего трения от содер жания щебня, можно отметить, что оптимальное содержание щебня в условиях вертикального и бокового давления в пределах 40-50%, а в условиях трехосного сжатия в пределах 20% щебня. Следова -тельно, даже стесненное трехосное сжатие не позволяет раскрыть особенности деформационного поведения асфальтобетона при сдвиге и не приводит к качественно новым по сравнению со стандартным методом испытания.
Полученные результаты показывают, что независимо от метода испытания, угол внутреннего трения имеет максимум.Как еле -дует ,из рис. 5.13 с увеличением содержания щебня угол внутреннего трения увеличивается до максимального значения. При этом максимум угла внутреннего трения отвечаетразному содержанию щебня при разных методах испытания. При свободном сдвиге он отвечает 40% щебня, при сдвиге с боковым давлением 50%-б0%, а при трехосном сжатии - 40%.
Таким образом, кручение с боковым давлением в наибольшей степени способствует росту вклада внутреннего трения в обеспечении сдвигоустойчивости. Этим и объясняются большие показатели сопротивления сдвигу при этом методе испьтоания.
150 -
£0 Зо &о so С^.оу
Рис. 5.12. Зависимость сопротивления сдвигу / / и прочности при сжатии / /€ /от содержания щебня / С^ / в условиях бокового, вертикального и трехосного
сжатия I &^= &S = 0,0 Ша; 2 - <о^ = 0,125 Ш$: 3 ^г^ = 0,15 МПа; 4 - /^=0,0; 5 /Саг = 0,15 Ша,
- 151 <
38
32
2S
20
^\у2
' ^
1
-/2 2^ Зв ^3 Сщо/
Рис. 5.13. Зависимость угла внутреннего трения / ^ / от содержания щебня в условиях I - трехосного сжатия; 2 - бо
ковогодавления; 3 - вертикальнор©давления С,
0.3S
О.ЗО
0.2S
^ ^
- х л
>w/
^ ^
^i; \
:гГГ- . - — '
\
^S Сщс/^ О -/2 2^ зе Рис. 5.14. Зависимость сцепления О от содержания щебня
/ щ/ для смесей с непрерывной гранулометрией при I -трехосном сжатии; 2 - кручении с вертикальным давлени
ем; 3 - кручении с боковым давлением,
- 152 -Сдвигоустойчивость асфальтобетона определяется не только
углом внутреннего трения, но и сцеплением. На рис. 5.14 следу ет, что показатель сцепления при испьп-ании на кручение как с боковым, так и с вертикальным давлением достигает максимального значения при 50^ содержания щебня, после чего уменьшается. При испытании на трехосное сжатие, максимум достигается при ZOfo щебня и при дальнейшем увеличении содержания щебня она уменьшается. Сцепление вносит существенный вклад в обеспече -ние сдвигоустойчивости. В асфальтобетонных смесях с малым содержанием щебня сцепление достаточно высоко, так как высока степень структурирования битума минеральньм порошком, но об -щее сопротивление сдвигу мало, так как такой асфальтобетон из-за отсутствия каркаса из минеральных зерен отличается малым внутренним трением. Увеличение содержания щебня приводя к росту внутреннего трения, обеспечивает высокую сдвигоустойчи -вость асфальтобетона. Но увеличение содержания щебня сопровождается ростом толщины пленки свободного битума уменьшением сцепления и в конечном счете снижением сопротивления сдвигу. Это наглядно иллюстрируется данными табл. 5.16, касающимися смеси C-I5-60. Несмотря на высокое внутреннее трение этот асфальтобетон из-за низкого сцепления уступает по сдвигоустой.гш вости асфальтобетонам с 20 и ADfo щебня.
Наличие оптимума щебня при сдвигоустойчивости отмечается также в исследованиях дру]?их авторов, как советских, так и зарубежных [б9, 14_^ Так, например, по данным J. VcZSU7-~
C/ie/L оптимальное содержание щебня в сдвигоустойчивых асфаль товых бетонах должно находиться в пределах 50-65%.
Из данных, приведенн]ж на рис. 5.15 следует, что зависимости параметров сдвигоустойчивости от вертикального и бокового давления для смеси типа А с непрерывной и прерывистой гранулометрией несколько различны.
- 153 -Так, с увеличением бокового давления; предельное сопро
тивление сдвигу 2Г возрастает. При этом значения и для смесей с прерывистой гранулометрией больше, чем для смесей с непрерывной гранулометрией. Подобная закономерность имеет место и при увеличении вертив:ального давления.
Для смесей с непрерывной гранулометрией сцепление также возрастает по мере увеличения бокового давления. Однако для смесей с прерывистой гранулометрией имеет место обратная картина и сцепление, с увеличением бокового давления, уменьшается.
Угол внутреннего трения для смесей с непрерывной гранулометрией с увеличением бокового давления практически не изменяется. Для смесей с прерывистой гранулометрией этот показатель по мере увеличения бокового давления возрастает. С увеличением вертикального давления сдвигоустойчивость смесей увеличивается. При этом следует отметить, что свойства асфальтобетонов с прерывистой гранулометрией исключительно чувствительны к содержанию щебня. Изменение щебня лишь на 8^ приводит к таким большим изменениям внутреннего трения, сопротивления сдвигу и прочно -сти при трехосном сжатии, которые для смеси с непрерывной гранулометрией не наблюдается в диапазоне изменения содержания щебня более 40^. Это свидетельствует о необходимости исключи -тельно точного дозирования щебня в производственных условиях.
Анализируя результаты испытаний при трехосном сжатии, а также при сдвиге с боковым давлением, можно заключить, что методы испытания оказывают значительное влияние на оценку сдвиго устойчивости. Различные методы приводят в различным оценкам показателей сдвигоустойчивоети. Наиболее объективными методами является трехосное сжатие и кручение с боковым давлением.
Большинство применяемых методов свидетельствует о том,что смеси с прерывистой гранулометрией более сдвигоустойчивы, чем
- 154 -смеси с непрерывной гранулометрией (рис. 5.16 и 5.17, табл. 5.18 и 5.19).
Проведенные исследования позволили установить закономерности влияния содержания щебня на сдвигоустойчивость, показали преимущества смесей с прерывистой гранулометрией. Полученные результаты хорошо коррелируют с данными других авторов[_I46,I48J
М/7л
0.3S /5-
а ВО
о.г^
л?
-/о
1 5
^ — ^
7>5^^ с
- ^
^^v - * » — " ' % ' 2
С,М/7<х
0.3S
^30
0.2S
^.г € 0.05 O.-ZC? a/S 0.20е^,/^/7сх
Рис. 5.15. Зависимости о , LP ^ С от боковых давлений/<Йг / для смеси типа А при: I- ^г (непрерывной гранулометрии; 2 - (ff (прерывистой гранулометрии; 3 - С- (непре рывной гранулометрии; 4 ~ С (прерывистой гранулометрии) ; 5 - ^ (непрерывной гранулометрии); б - ^
(прерывистой гранулометрии).
- 155 -
O.S'V
о. OS о.-/о О^О (^^/Щх Рис. 5.16. Зависимость сопротивления сдвигу / 6 / от бокового
давления 1 - смесь тип А с непрерывной гранулометрией; 2 - смесь тип А с прерывистой гранулометрией.
МГ7<х
/8
y.v
УО
Т=^^о^о £
#-^
" ^ " " ^
-
О. OS о.'/о O.-fS 0.20 <S;^^/^/7cx,
Рис. 5.17. Зависимость предела прочности при сжатии f К^ж / от бокового давления / (os"/ . ' I - смесь тип А с непрерывной гранулометрией; 2 - смесь тип А с прерывистой
гранулометрией
156
5.3. Влияние свойств вяжущего на сдвигоустойчивость асфальтовых бетонов
Органическое вяжущее оказьшает существенное влияние на структуру и свойства асфальтовьк бетонов, в частности, на их сдвигоустойчивость. При сдвиге взаимные смещения частиц происходят по пленкам органического вяжущего, покрывающего эти ча -стицы. Поэтому свойства пленок вяжущего оказывают влияние на развитие деформаций сдвига и предельное сопротивление сдвигу.
Наличие пленок органического вяжущего облегчает взаимные сдвиги частиц. Сдвиг частиц происходит по пленкам, которые заполняют микронеровности и уменьшают молекулярное трение между минеральными частицами. Поэтому внутреннее трение асфальтобе -тонных смесей при наличии вяжущего уменьшается.
Сдвиг является сложным напрякенным состоянием. При взаимном смещении частиц возникает явление дилатансии - поперечного, по отношению к плоскости сдвига, расширения материала.Вслед -ствие дилатансии возникают растягивающие напряжения. Эти напря жения воспринимаются пленками органического вяжущего. Поэтому наличие вяжущего увеличивает сцепление и затрудняет развитие явлений дилатансии и сдвига. Можно полагать, однако, что это явление менее ощутимо, чем первый механизм, так как сцепление играет меньшую роль в развитии процессов сдвигообразования,чем внутреннее трение.
Структура и прочность пленок органического вяжущего зависят от реологических свойств вяжущего и особенностей его взаимо действия с минеральной частью, т.е. от сил адгезии и когезии.
- 157 -Эти силы больше для более вязких битумов. Поэтоц/ можно ожидать влияние вязкости битума на сдвигоустойчивость асфальтового бе -тона. С повышением вязкости прочность битумных пленок возраста -ет, что затрудняет процессы сдвига.
Влияние содержания минеральной составляющей было рассмотрено выше. Здесь необходимо отметить еще один аспект этого фактора. При приготовлении асфальтового бетона основная часть вяжуще/ го расходуется на формирование пленки при обволакивании наибое -лее мелких частиц, так как эти частицы имеют наибольшую поверхность .
Однако наибольшая толщина пленки по данным М.Дюрьеза, И.В. Королева и О.Т.Батракова имеет место на крупных частицах. Со -гласно этим данным, толщина пленки органического вяжущего возрастает пропорционально размеру частиц. Поэтому можно полагать,что при формировании структуры асфальтового бетона при перемешивании асфальтобетонных смесей имеет место некоторый дефицит вяжущего на крупных частицах, которые в значительной мере определяют процесс развития сдвига.
Вопросы влияния содержания и вида вяжущего на сдвигоустой -чивость асфальтовых бетонов наиболее подробно были изучены В.А. Золотаревым, который установил основные закономерности формирова ния сдвигоустойчивых структур асфальтобетона [23, 46j.
Однако вопросы влияния вязкости вяжущего на сдвигоустойчивость при повышенных температурах изучены недостаточно. Для регио нов с жарким и засушливым климатом, к которым относится республика Чад, этот вопрос имеет первостепенное значение.
При повышенных температурах структура и свойства битума изменяются. Тепловое движение ослабляет межмолекулярные и водородные связи (а частично и ковалентные связи) между компонентами битума. Вязкость битума при этом уменьшается. Соответствен -
- 158 -но уменьшается прочность пленок и прослоек битума и облегчает развитие процессов сдвигообразования. Для высоких температур этот процесс изучен недостаточно.
Обобщающей характеристикой сдвигоустойчивости является предельное сопротивление сдвигу.
Бы, выполнен цикл экспериментальных исследований влияния свойств вяя^его на сдвигоустойчивость асфальтовых бетонов.Некоторые основные результаты этих работ освещены ниже.
В табл. 5.20 приведены результаты определения сдвигоус -тойчивости асфальтовых бетонов при разной вязкости битума. Асфальтовый бетон с прерывистой гранулометрией имел индекс смеси C-I5-54. Прерывистая грацулометрия была в данном случае выбрана noTOft^, что она обеспечивает большую сдвигоустойчивость, чем непрерывная грацулометрия. Содержание щебня в смеси было близким к оптимальному. Физико-механические свойства этой смеси приведены выше, в разделе 5.1.
Т а б л и ц а 5.20 Влияние вязкости битума на сдвигоустойчивость асфальтового
бетона при температуре +50^С (обычная технология) мюли- шене- ! предельное сопротивление сдви-Марка !чвство !трация ! гу *t',Ша,при боковом давле-битума ! битума,! битума ! нии (Зг Ш а j ^ } I ^ j 07l5 j 0,25
БВД 60/90 5,5 61 0,353 0,373 0,393 Щ 60/90 с добавкой 8,5 БВД 20/40 3,5 55 0,376 0,382 0,408 БВД 60/90 с добавкой 3,5 ЩЦ 20/40 8,5 41 0,386 0,395 0,418 БВД 20/40 5,5 36 0,394 0,405 0,427
- 159 -Как следует из приведенных в табл. 5.20 данных, по мере
увеличения вязкости битума предельное сопротивление сдвигу асфальтового бетона возрастает.
Это имеет место как при наличии, так и при отсутствии бокового давления. Объясняется это тем, что изменение вязкости битума в наибольшей мере влияет на величину сцепления.В мень -шей мере оно сказывается на величине угла внутреннего трения.
Боковое давление влияет, в основном, на величину утла внутреннего трения. Одним из путей увеличения вязкости битума является применение добавок, которые изменяют структуру и свойства битума.
Наиболее эффективным является применение полимерных добавок, которые хорошо совмещаются с битумами.
Хорошие результаты обеспечивает добавка дивинилстирола (ДСТ) в гудроне |43] . При добавке ДСТ в битум формируется полимерно-битумное вязкущее (ПБВ) с лучшими адгезионно-когезион -ными свойствами и большей вязкостью.
Согласно данным Е.А.Веребской [l50] , температура размягчения ПБВ равняется 51°С, пенетрация равняется 55°С,тогда как температура размягчения исходного битума БЦЦ 60/90 равна 47, а пенетрация равна 69. Т.е. введение полимерных вяжущих уменьшает пенетрациго, а температура размягчения увеличивается.
Наши исследования подтвердили существенное влияние ПБВ на физико-механические свойства асфальтовых бетонов. В табл.5.2Г приведены соответствующие данные для асфальтобетона C-I5-54 с прерывистой гранулометрией.
Как следует из приведенных данных, влияние ПБВ на физико-механические свойства асфальтового бетона весьма значительное, При использовании ПБВ увеличивается объемная масса, значи -тельно уменьшается водонасыщение, в три раза уменьшается набу-
- 1бО -хание. Основной эффект в данном случае обеспечивает за счет повышения вязкости вяжущего.
Т а б л и ц а 5.21 Влияние добавки ДСТ на физические свойства
асфальтового битума
Количеству битума,% показатели физико-механических свойств
1 [Средняя плоТ| водонасы-ность, V j щение. кг/см ! W %
набухание н - I. БНД 60/90 5,5 2250 6,9 1,08 2. БНД 60/90 3,5
ПБВ 8,5 2350 3,33 0,90 3. БНД 60/90 8,5
ПБВ 3,5 2330 3,87 0,60 4. ПБВ 5,75 2330 3,80 0,33
Поэтому можно ожидать соответствующего влияния ПБВ и на прочностные показатели. Это подтверждается данными табл. 5.22 для того же асфальтового бетона.
Т а б л и ц а 5.22 Влияние добавки ДСТ на прочностные показатели
асфальтового бетона
Вяжущее
БНД 60/90 5,5 БНД 60/90 3,5 ПБВ 8,5 БНД 60/90 8,5 ПБВ 3,5 ПБВ 5,75
йоличест! сопротивление ежа- ! иопротивление сдвигу, во биту-! тию, МПа ! Ша,при боковом дав-ма, % ! ! лении, МПа } 1 Лго I f<SO I ^2^ I 0,0 I 0,15 I 0,25
3,42 1,08 2,90 0,38 0,40 0,42
4,73 1,38 5,13 0,38 0,40 0,41 5,50 1,40 5,20 0,38 0,41 0,43
6,25 1,65 5,25 0,41 0,43 0,47
- 161 -Как следует из данных табл. 5.22, влияние добавки на проч
ностные показатели асфальтового бетона также существенно.Наи -большее влияние вязкость вяжущего оказывает на сопротивление сжатию•
Меньшее влияние ПБВ оказывает на сдвигоустойчивость. Это объясняется подробно рассмотренной выше спецификой сдвига. При разрушении образцов при сжатии, деформации растяжения, возни -кающие при этом, играют гораздо большую роль, чем при сдвиге, когда деформации растяжения возникают вследствие дилатансии.При сдвиге определяющую роль играет внутреннее трение системы, на которую вязкость битума оказывает меньшее влияние на сцепление.
Выше отмечалось, что технология приготовления асфальтобетонных смесей такжэ. влияет на формирование толщины пленок вяжу щего. Поэтому было проведено исследование влияния вязкости вяжущего на прочностные показатели асфальтовых бетонов. Суть исследования заключалась в раздельном смешении вяжущего со щеб -нем и мелкими фракциями.
В табл. 5,23 приведены показатели сдвигоустойчивости смесей при раздельном их приготовлении. Состав асфальтового бетона такой же, как и в табл. 5.22.
Как следует из приведенных данных, при раздельном приго -товлении смеси сохраняются те же закономерности, что и при обычной технологии. Влияние технологии перемешивания в данном случае, однако, мало ощутимо.
С целью получения данных о влиянии на сдвигоустойчивость толщины пленки вяжущего различной вязкости на поверхности зерен растворной части и щебня были выполнены следующие циклы исследования. Для этого использовались раздельная технология введения вяжущего, по которой количество битума в щебне варьировалось с пределах 2,5-4,5^ при использовании битума высокой
- 162 -вязкости (БВД 20/40), а в растворе 7,5-9,5^ при использова -НИИ битума менее вязкого (БЦД 60/90). Данные таблицы 5.24 показывают, что раздельная технология также влияет на сдвигоустой чивость смесей, приготовленных на битумах разных вязкостей, а именно, со снижением содержания вяжущего как в растворе, так и щебне, растет сдвигоустойчивость как в условиях бокового ежа -тия, так и без него.
Т а б л и ц а 5.23" Влияние вязкости битума на сдвигоустойчивость асфальтового бетона при температуре +50°С (раздельная технология)
Марка битума
! количе-tcTBO ! битума, ! % ! j
-шенетра-! !ция би- !
,!тума !
1 [ предельное сопротивление сдвигу Х • МПа при боковом
давлении ^ / - ,Ша Марка битума
! количе-tcTBO ! битума, ! % ! j
-шенетра-! !ция би- !
,!тума !
1 [ 0,0 j 0,15 1 0,25
БВД 60/90 5,5 61 0,378 0,398 0,410 БВД 60/90 Щ-8,5 БВД 20/40 Р-3,5 55 0,382 0,406 0,422 БВД 60/90 Щ-3,5 БВД 20/40 Р-8,5 41 0,394 0,418 0,430 БВД 20/40 5,5 36 0,402 0,425 0,436
Проведенные исследования подтверцили целесообразность применения более вязких вяжущих для повышения сдвигоустойчивости асфальтобетонов. Подтверждена целесообразность увеличения вяз -кости вяжущего за счет добавок ПВХ или применения ПБВ, а также показано влияние раздельной технологии на формирование прочной пленки вяжущего. Эффективным способом обеспечения сдвигоустойни вости асфальтобетона в условиях республики Чад является применение битумов, более вязких, чем предусмотрено стандартами СССР.
-163-
Т а б л и ц а 5.24 Влияние количества битума на сдвигоустойчивость
асфальтобетона
z^irr! . ifgrggrerss ° ;!ъ Марка битума 0,0 0,015 0,25
БВД 20/40 ВЩ 60/90
Щ-2,5 Р-8,5 0,388
БВД 20/40 ШЩ 60/90
Щ-4,5 Р-8,5 0,358
БВД 20/40 БВД 60/90
Щ-3,5 Р-7,5 0,368
БВД 20/40 БВД 60/90
Щ-3,5 Р-9,5 0,360
0,408
0,386
0,39
0,388
0,436
0,413
0,43
0,414
5.4. Планирование эксперимента и математическая модель сдвигоустойчивого асфальтобетона
Построение планов и последовательное развитие их в процессе проведения опытов на базе обоснованной и апробированной на практике теории позволяет значительно сократить количество экспериментов, сроки и стоимость их проведения. Математическая модель материала является обобщением экспериментальных данных.Она в компактной форле отражает его свойства. Модель позволяет прогнозировать и оптимизировать свойства материала.
С целью определения влияния состава асфальтобетона на его сдвигоустойчивость целесообразно применять метод планирования эксперимента и разработку математической модели.
- 164'-
Основными этапами планирования эксперимента являются: 1. Составление матрицы планирования эксперимента. При по
мощи этой матрицы с минимальным числом опытов можно достаточно полно учесть все возможные варианты сочетания рассматриваемых факторов, влияющих на исследуемые явления.
2. Проведение эксперимента и его анализ. 3. Составление на основе эксперимента математических мо
делей, описывающих основные закономерности исследуемых явлений. Такие модели с достаточной точностью дают возможность изучения влияния как отдельного фактора, так и одновременной совокупности всех факторов на исследуемое явление.
В качестве рассматриваемых факторов в планировании эксперимента в данном случае приняты следующие:
Xj - содержание щебня, %; Xg - вертикальное давление, Ш а ; Х^ - боковое давление, МПа; Основные уровни и интервалы варьирования факторов приведе
ны в табл. 5.25, Т а б л и ц а 5.25
Уровни и интервалы варьирования факторов ! Размер \ уровни j Интервал
Факторы I ность |„ижний {средний jверхний | варьирова-I t (-1) f СО) j C+I) j
Xj % 20 40 60 20 Xg Ш а 0 0,06 0,12 0,06 Xg Ш а 0 0,15 0,30 0,15
В качестве модели исследуемых явлений применена полиноминальная модель второго порядка следующего вида:
-165-
где Д, , ^' , "/z-, ^ y - выборочные коэффициенты регрессии; ^J) ^^ - рассматриваемые факторы;
I / t t - ~ индекс соответствзгющих факторов; К- - число факторов; Л и - исследуемое явление (функция отклика).
Эксперимент осуществлен по некомпозиционному плану типа Бокса-Бенкена (ВВд) |_I5lJ с одной центральной точкой.
В этом случае общее количество опытов определяется соотношением f^
где К - количество факторов при /Г= 3.
Для выбранных факторов приведена матрица в виде таблицы 5.26. Т а б л и ц а 5.26
Трехуровневый план Бокса-Бенкена
Уровни переменных j Действительные j Исследуе-J 1 j 1 J j- мое явле-
Xj j Xg i ^3 i ^i i ^2 ! ^3 i ™^y^^ ~ 2 — ! — 3 — ! — 5 — i — 5 — i — б — i — 7 — ! в
I +1 +1 0 60 1,2 1,5 0,344 2 +1 -I 0 60 0 1,5 0,303 3 -I +1 0 20 1,2 1,5 0,302 4 -I -I 0 20 0 1.5 0,292 5 +1 0 +1 60 0,6 3,0 0,432 6 +1 0 -I 60 0,6 0 0,362 7 -I 0 +1 20 0,6 3,0 0,348 8 -I 0 -I 20 0,6 0 0,287 9 0 +1 +1 40 1,2 3,0 0,487
-166-Продолжение таблицы
" П 2 ! 3 ! 1 ! 5 ! 5 Г~7— 10 0 +1 -I 40 1,2 0 0,284 II 0 -I +1 40 0 3,0 0,367 12 0 -I -I 40 0 0,0 0,241 13 0 0 0 40 0,6 1,5 0,306 14 0 0 0 40 0,6 1,5 0,306 15 0 0 0 40 0,6 1,5 0,306
В результате соответствующей обработки экспериментальных данных получены следующие уравнения регрессии в безразмерном
где Cf i ^z » (^fo - постоянные, которые определяются рпутем расчета на ЭЦВМ.
Подставляя значения коэффициентов С/ , Q »• • • ^fl- полученные на ЭВМ с применением программы -4" на языке "ФОРТРАН", получено после расчетов на ЭЦВМ EC-I0-20 в ВЦ ХАДИ, следующее уравнение: Z = 3,06 + 0,265Xj + 0.267X2 + 0,575X3 + 0,0775XjX2 + + 0,0225X^X3 + 0,192X^X3 + 0,0837Х| - 0,041Х| + 0,428Х|
Для того, чтобы проверить соответствие полученной математической модели изучаемому явлению, произведена ее проверка на .адекватность, представляющую собой оценку ошибки аппроксимации.
Для каждого опыта определяется значение отклика ул. и значения, вычисленные по уравнению регрессии. Расчет ведется в табличной форме.
-167-Необходимо также вычислить опытное значение критерия Фише
ра, которое нужно сравнить с его теоретическим значением, взя -тым при заданном уровне значимости сС . При этом должно соблюдаться такое соотношение:
Х/^теор. - модель адекватна г OHHTHw^
^г"теор. - модель неадекватна.
Дисперсию адекватности ^cfo рассчитали по форлуле:
где у п. - расчетное (теоретическое) построчечное значение функции отклика;
У(1 - опытное построчечное среднее значение отклика; N - число опытов; О - число коэффициентов регрессии.
По данным опьгоов общая опытная дисперсия всего эксперимента равна А/ tn -^ \Z
где t t t - число параллельных опытов; U/j - частное опытное значение функции отклика; ^ - число опытов
jj=z — i — ^Jff=r qo?8f
Теоретическое значение критерия Фишера определяем по таблице 4.12 [l52j для уровня значимости <^ = 0,05 и числа степеней свободы:
План типа с расчетными зн
Номер {
! h план ! • гасчетная
опытов {
! h ! ^2 ! h ! Уо=Хо ! h ! h ! h ! 4 ' !
I +1 +1 0 0,344 +0,344 +0,344 0 0,344 0 2 +1 -I 0 0,303 +0,303 -0,303 0 0,303 0 3 -I +1 0 0,302 -0,302 +0,302 0 0,302 0 4 -I -I 0 0,292 -0,292 -0,292 0 0,292 0 5 +1 0 +1 0,432 +0,432 0 +0,432 0,432 0 б +1 0 -I 0,362 +0,362 0 -0,362 0,362 0 7 -I 0 +1 0,348 -0,348 0 +0,348 0,348 0 8 -I 0 -I 0,287 -0,287 0 -0,287 0,287 0 9 0 -I +1 0,487 0 +0,487 -0,487 0 0 10 0 +1 -I 0,284 0 +0,284 -0,284 0 0 II 0 -I +1 0,367 0 -0,367 -0,367 0 0 12 0 -I -I 0,241 0 -0,241 -0,241 0 0 13 0 0 0 0,306 0 0 0 0 0 14 0 0 0 0,306 0 0 0 0 0 15 0 0 0 0,306 0 0 0 0 0
-169-
Результаты расчетов Т а б л и ц а 5.28
план ^"асчетные результаты Номер опытов
1 i 2 { h \ У- \ Art ЛЯ
I
2
3
4
5
б
7
8
9
10
I I
12
13
14
15
+1 +1 0 +1 -I 0 -I +1 0 -I -I 0 +1 0 +1 +1 0 -I -I 0 +1 -I 0 -I 0 +1 +1 0 +1 -I 0 -I +1 0 -I -I 0 0 0 0 0 0 0 0 0
0,371
0,302
0,302
0,264
0,443
0,324
0,386
0,275
0,448
0,294
0,356
0,279
0,306
0,306
0,306
-0,27 0,0729 +0,01 0,0001 0,00 0,0000 +0,28 0,0784 -0,11 0,0121 +0,38 0,1444 -0,38 0,1444 +0,12 0,1444 +0,39 0,5121 -0,10 0,0100 +0,11 0,0121 -0,38 0,1444 0,00 0,0000 0,00 0,00 0,00 0,00
/
L. +0,05 0,785
Отсюда видно, что опыт < теор. Следовательно, полученная математическая модель является адекватной.
При испытаниях в условиях вертикального и бокового давления, увеличение прочности наблюдается по мере увеличения вертикаль -ных нагрузок при постоянном боковом давлении. Например, сопротивление сдвигу асфальтобетонов как каркасных, так и некар -
-170-касных смесей, сильно увеличивается с увеличением вертикальных нагрузок ( 1,06-1,2). Такое изменение прочности обусловлено влиянием бокового давления на прочность асфальтобетона. Это определяется закономерностью роста прочности при испытании в условиях максимального бокового давления для любого типа асфальтобетона.
На рис. 5.18, 5.19, 5.20 показана зависимость сопро -тивления сдвигу ( '^ ) от бокового давления для асфальтобетонов типов А, Б, В. Из этих графиков следует, что сопротивление сдвигу повышается линейно и очень значительно при больших давлениях. При одинаковых условиях испытания сопротивление сдвигу сильнее зависит от бокового давления, чем от вертикального. Например, при увеличении бокового давления от О до 0,3 МПа во всех случаях, как для каркасных, так и для некар -касных асфальтобетонов, сопротивление сдвигу повышается на 1,2-1,4 Ш а . Такое изменение можно отметить на всех рисунках.
Интересно также отметить, что для некаркасных асфальтобетонов роль бокового давления мало ощущается при интервале давления О - 0,75 МПа.
Таким образом, по результатам исследования, показанных на рисунках, видно, что зависимости сопротивления сдвигу 7Г от бокового давления одинаковы при испытании в условиях как вертикального, так и без вертикального давления.
Нарастание прочности носит интенсивный характер при повышении давления от О до 0,3 Ш а .
Каркасные асфальтобетоны показали более высокие показатели прочности
-171-
-O.S OS X^,/^/7ct
Рис. 5.18. Зависимость сопротивления сдвигу / ^ / о т боковых давлений / (?<Г/ для асфальтобетона типа В при раз
ных вергикальных нагрузках (os I . Xg = 0,12 МПа; 2.-Х2=0,0б Ша; 3. Xg = 0.
'CS ^as OC^,Af/7a
Рис. 5.19. Зависимость сопротивления сдвигу / <-' / от боковых давлений /^(Г/ для асфальтобетона типа Б при разных
вертикальных нагрузках /Cos / I. Xg == 0,12 Ша; 2. Х^ = 0,06 Ша; 3. Xg = О Ша.
-172-
-OS <^S ^ззЛ^/7сс
Рис. 5.20. Зависимость сопротивления сдвигу /С / о т боковых давлений / (о<Г^ Д^^ асфальтобетона типа А при
разных вертикальных нагрузках
I . Xg = 0,12 Ша; 2. Xg = 0,06 Ша; 3 . l^r ^-
-175-
5.5, Выводы по главе
Исследование физико-механических свойств и показателей сдвигоустойчивости асфальтовых бетонов подтвердило физическую картину деформирования асфальтовых бетонов при сдвиге, они -санцуго в главе 3,
Подтверждены основные положения теории коагуляционных структур, в частности пленочной теории, и получен ряд новых данных об особенностях структурообразования в асфальтовых бе -тонах каркасной структуры при повышенных температурах. Основ -ными факторами, определяющими сдвигоустойчивость, является содержание щебня, количество и вязкость битума.
Экспериментальные исследования показали эффективность разработанной методики определения показателей сдвигоустойчивости при кручении с одновременным использованием бокового и верти -кального давлений.
Смеси с прерывистой гранулометрией (каркасные смеси) об -ладают при повышенных температурах большей сдвигоустойчивостью, чем смеси с непрерывной гранулометрией. С увеличением содержания щебня до некоторого предела сдвигоустойчивость возрастает, Однако, эта зависимость имеет максимум, что свидетельствует о существовании оптимального содержания щебня для смесей с пре -рывистой (54%) и непрерывной гранулометрией (50%).
Влияние вязкости и количества битума на сдвигоустойчи -вость весьма существенно. Увеличение вязкости битума приводит к повышению сдвигоустойчивости. Показано, что эффективным пу -тем увеличения вязкости битума является введение полимеров,например, раствора ДСТ в гудроне.
-174-Для условий республики Чад с целью обеспечения сдвигоус-
тойчивости покрытий целесообразно использовать асфальтобетоны с повышенным содержанием щебня на битуме с глубиной проника -ния 20-40 I/IO мм.
Исследования позволили выявить ряд особенностей формирования структуры асфальтовых бетонов. Так, например, установлено, что оптимальное содержание битума, определенное по сопротивлению сжатию и по гоопротивлению сдвигу , не совпадает. По сопро тивлению сдвигу оно на 1% меньше, чем по сопротивлению сжатию. Отсюда, в частности, следует, что недопустимо подбирать составы сдвигоустойчивых асфальтобетонов по сопротивлению сжатию, так как при этом не будет обеспечен оптимум по сдвигу.
Разработана математическая модель асфальтового бетона,ко -торая позволяет оптимизировать его состав. Модель позволяет оценить влияние как вертикального, так и бокового давления при испытании образцов на сдвиг при кручении.
Анализ модели показал, что влияние бокового давления является более существенным, чем вертикального.
-175-
Г Л А В А б. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ АСФАЛЬТОВЫХ НЕТОНОВ
6.1. Обоснование показателей реологических свойств
Реологические свойства асфальтовых бетонов отражают основные особенности их структуры и необходимы для рационального использования их в конструкциях дорожных одежд. Основными реологическими свойствами асфальтовых бетонов является их дефор -мируемость и прочность.
Нежесткие дорожные одежды рассчитывают методами теории упругости. Критериями реологических свойств, которые используются при расчете дорожных одежд, являются показатели деформи -руемости и прочности материала: модуль упругости при статическом и динамическом загружении и сопротивление растяжению при изгибе. Эти критерии определяют выбор материала для дорожной одежды, надежность, долговечность и экономичность конструкции дорожной одежды. Это предъявляет повышенные требования к опре делению этих показателей.
Расчетные показатели прочности дорожных одежд с асфальтобетонными покрытиями нормируются в зависимости от температуры покрытия и продолжительности действия нагрузки. Так, по современным методам расчета одез1Щ с нежесткими покрытиями, принятыми в СССР, расчет производится раздельно на подвижную автомо -бильную HarpysiQT и стоящий автомобиль.
Для регионов с жарким и засушливым климатом расчетным является период повышенных температур, что ограничивает область исследования показателей реологических свойств.
-176-
Поэтому большинство испытаний, описанных ниже, проводи -лось при повышенных температурах, порядка +40°С ~ +50°С« Испытания при температуре +20°С проводились для сравнения,
Показатели реологических свойств должны определяться с учетом продолжительности загружения и включать методы определения этих показателей как при статическом, так и при динамическом загружении,
Описанные далее испытания проводились как при статическом, так и при динамическом загружении, что позволяет оценить поведение материала в конструкции как при кратковременных динамических загружениях автомобильной нагрузкой, так и при стати -ческом загружении в соответствии с принятой методикой расчета дорожных одежд.
Показатели реологических свойств зависят как от структуры материала, так и от методов испытания. Для регионов с жарким и сухим климатом наибольший интерес представляют сдвигоустой -чивые асфальтобетонные покрытия. Как следует из материалов гла вы 5 настоящего исследования, наибольшей сдвигоустойчивостью обладают асфальтовые бетоны прерывистой гранулометрии с каркас ным типом структуры.
Поэтому в дальнейших исследованиях основное внимание уделено именно этому типу структуры. Многообразие нормируемых рео логических параметров не дает возможности ограничиваться каким-либо одним методом определения реологических свойств. Поэтому в дальнейшем были приняты несколько различных методов опреде -ления этих свойств: кручение с вертикальным и боковым давлением, подробно описанное выше;'»>сжатие цилиндрических образцов со свободным боковым расширением и приложением бокового давления при статическом нагружении; изгиб консольных балок; изгиб балок на двух опорах статическими и динамическими нагрузками.
-177-
При сопоставлении полученных результатов необходимо иметь в виду, что эти методы и способы загружения создают разное напряженно-деформированное состояние. Напряженно-деформированное состояние при кручении образцов было подробно рассмотрено выше.
При сжатии цилиндрических образцов со свободным боковым расширением возникает сложное напряженно-деформированное сое -тояние. Основными компонентами при этом являются деформации сжатия. При больших значениях нагрузок, которые приводят к разрушению образца, все большую роль играют деформации растя -жения и сдвига,возникающие при поперечном расширении образца,
При приложении к образцу бокового давления возможности по перечного расширения образца ограничены. При этом естественно уменьшаются и вертикальные деформации и увеличивается проч -ность. Такой метод испытания при наличии бокового давления в наибольшей мере соответствует работе асфальтового бетона в по-KpLn-HH,
При испытании балок удобно анализировать процесс поведе -ния материала при растяжении. Этот метод испытания нормирован инструкцией по расчету дорожных одежд и предназначен для определения норлативных показателей, В этом случае преобладают деформации растяжения. Преимуществом этого метода является про -стота эксперимента. Однако, испытания балок не в полной мере со ответствуют работе материала в покрытии,
Таким образом, методы испытания не вполне соответствуют друг другу, что необходимо учитывать при сопоставлении резуль -тов. Основой метода определения реологических свойств явля -ется анализ развития деформаций.
-178-
6.2. Особенности деформирования сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов во времени
Асфальтовые бетоны обладают резкоивыраженными вязкими свойствами. При дефор«ировании в них могут быть ввделены ус -ловно-мгновенные и эластические (или замедленно упругие) де -формации. Сочетание их определяет общий характер развития деформаций.
Кинетика развития деформаций определяет прочность асфаль товых бетонов при кратковременных загружениях, возникающих при воздействии автомобилей на покрытия автомобильных дорог, Особенно резко эти особенности деформирования проявляются при повышенных температурах, характерных для регионов с жарким и засушливым климатом, к которым относится и республика Чад.
Процесс развития деформаций во времени сдвигоустойчивых бетонов изучен недостаточно. Мало изучена деформируемость асфальтовых бетонов при повышенных температурах.
Для исследования деформируемости были приняты методы испытаний на ползучесть при постоянной нагрузке, а также при нагрузке, возрастающей во времени.
Испытания на сжатие проводились на цилиндрических образцах диаметром 100 мм а изгиб при загружении консольной балки размером 4 х 4 х 25 см постоянной нагрузкой. Кроме того, проводились испытания балки на двух опорах размером 4x4x16 см. Нагрузка прикладывалась посередине пролета. Были проведены серии испытаний при статическом нагружении, а также при нагруз ке, которая возрастала во времени по линейному закону. Методики испытаний подробно описаны выше, в главе 4.
-179-
При испьггании циливдрических образцов были приняты 3 типа макроструктуры бетона с содержанием щебня 20, 50, Ь4%, Испы -тания проводили при расчетной температуре +50°С. Для сравнения был использован мелкозернистый асфальтобетон типа А прерывис -той и непрерывной гранулометрии.
Анализ полученных результатов показывает, что с увеличением времени действия нагрузки деформации асфальтобетона увеличиваются и через некоторое время стабилизируются (рис.б.1,6.2).В данном случае для всех смесей время стабилизации достигается после 300 сек.
Графики зависимости деформации от времени действия нагрузки показывают также, что закономерности развития деформации в данном случае для всех смесей одинаковы при любом действующем напряжении. Как следует из данных, приведенных на рис. 6.1, 6.2, 6.3, асфальтовый бетон с каркасной структурой под нагрузкой деформируется меньше, чем асфальтовый бетон с непрерывной грану -лометрией.
Так, например, деформации асфальтового бетона каркасной структуры при нагрузках о = 0,72 Ш а и времени их действия 240 с. составляют S/^= 0,130 мм, в то время как для асфальте -вого бетона непрерывной гранулометрии при тех же условиях они равны ^ = 0,144 мм (рис. 6.1).
Характер развития деформаций во времени одинаков как для смесей прерывистой, так и непрерывной гранулометрии. Обращает на себя внимание сравнительно большой вклад условно-мгновенных деформаций в общую деформацию, который возрастает с ростом нагруз ки. Отсюда следует, что для асфальтовых бетонов при времени воздействия нагрузки порядка секунд деформации можно считать сое тоящими только из мгновенно упругих. Зависимость между деформациями и нагрузками нелинейная (рис. б.З, 6.4). .При увеличении температуры дефордации возрастают,
-180-
0.-/3
О. У г
о.н
о./о
о.о$ S -бр^^/^
Рис. 6.1, Зависимость полной деформации / иц / от времени действия нагрузки / 7Г / для смесей при О =:0,48Ша I. C-I5-54; 2. C-I5-20; 3. C-I5-50
о.-/6
т- so^c
о.-/6
, / ^ .'
О.'У^ ' у2 i ^ п О.'У^ i 1 [ ''Л >— i
O.-fSf
0.^0 О
Рис. 6.2.
S t,^<y/v
Зависимость деформаций / (5 /от времени дейетвия нагрузки / t / для смесей. I. C-I5-54; 2. С~15-50;
3. С~15-20 при <о = 0,72 Ш а .
- I8I~
0.0$ S 6,^u^
Рис. 6.3. Зависимость между полной деформацией / Ь/L / и временем действия нагрузки / tT / для смеси C-I5-20 при 1 . 6 = ^,024 М11а_' , 2 . 6" = ^,048. Ша ' , 3.
3. " (^ = 0,072 ШаЧ
а/£
а/о
о.ов S tj/y7a^
Рис. 6.4. Зависимость между полной деформацией / С п. /и временем действия нагрузки / г / для смеси C-I5-50 при 1.6'=0,024 Ша; Z.6 ^ 0,048 МПа; 3. (э =0,072 МПа.
-182-
Различныв интенсивности нарастания деформаций асфальтобетона с различной макроструктурой связаны с состоянием битум -ных пленок. При оптимальном содержании битума в смесях за счет изменения содержания щебня перевести весь битум в асфальтобетоне в диффузионно-структурированное состояние практически невозможно. Всегда имеется некоторый объем свободного битума,который в значительной мере влияет на положение границы перехо -да асфальтобетона из линейной области в нелинейную. В зависи -мости от объема свободного битума интенсивность нарастания пла стических деформаций различна: у малощебенистого асфальтобетона объем этого битума незначителен и нарастание пластических деформаций в нем происходит замедленно. В многощебенистом асфальтобетоне этот проиесс протекает гораздо интенсивнее, так как степень структурирования битума в нем очень низка.
Испытания консольных балок на ползучесть позволили более детально изучить процесс дефорлирования асфальтовых бетонов. Это объясняется тем, что растяжение более чувствительно к вели чине нагрузок, чем сжатие. Наг^зка в ряде случаев достигала разрушающей, что позволило более детально изучить критические деформации асфальтового бетона.
Основные результаты исследований представлены в табл.6.1 и на рис. 6.5; б.б.
Т а б л и ц а 6.1 Зависимость составляющих деформаций от
напряжения ! мапряже- j деформации, см х ТО
Тип смеси ! J f 2 \ jr.n. ! условно- ! эластичес- ! длитель-!Ж1а X 100 J йрновенная ] кая j пая Температура +20°С
C-I5-60 0,56 0,0135 0,058 0,072 0,78 0,0165 0,071 0,087
-185^
е. (З-.а //£
V
e.-zo-*^ T=2C ^o^
S.'/O'^
y.-/^'^ s
5 / < 7 ^ ,y
_-
г-'/с'^
'/••/O'^ 1? '
0 ^ '' i '' 3' ^ ' t S' 6 »/ ^' 6 у & 'ri,M<//^
Рис. 6.5. Зависимость деформаций / С / от времени воздействия / *С" / при нагрузке <3 = 0,112 МПа
I . C-I5-60; 2. C-I5-40; 3. C-I5-20; 4.C-I5-00
-184-
/j^
2
7./2Г^ V7CX
б./О"^
S-УО^ T"
¥ a"*
/3
3/0-^
e-'/c'» j ^
/ . /^ •*
-/ 8 ff ^,A^(//^
Рис. 6.6. Зависимость деформаций / 6 / от времени воздействия нагрузки / "^ / при (3 = 0,067 ЫОа
I. C-I5-60; 2. C-I5-40; 3. C--I5-20; 4. C-I5-0.
-185-
Продолжение таблицы 6.1
i ! ^г ! 3 ! 4 ! Ь
1,12 0,021 0,177 0,198 1,12 0,024 0,108 0,132
C-I5-40 1,56 0,017 0,071 0,088 1,12 0,012 0,054 0,066
C-I5-20 1,56 0,016 0,071 0,087 2,24 0,021 0,105 0,126 1.12 0,016 0,088 0,105
C-I5-0 1,56 0,022 0,101 0,123 2,24 0,033 0,207 0,240
температура +40°С 0,224 0,02 0,030 0,051
C-I5-60 0,448 0,020 0,076 0,096 0,670 0,066 0,090 0,156 0,448 0,06 0,081 0,141
C-I5-40 0,670 0,09 0,183 0,285 0,448 0,024 0,06 0,084
C-I5-20 0,670 0,039 0,78 0,117
C-I5-0 0,448 0,045 0,57 0,102 0,670 0,085 0,149 0,234
Результаты испытаний асфальтобетона при постоянных напряжениях показывают, что характер изменения деформаций во времени зависит от величины прикладываемого напряжения. Как видно из рисунка, при меньших напряжениях дефорлации развиваются постепенно и плавно. При мгновенном приложении постоянной нагрузки деформации развиваются очень быстро с большой скоростью и постепенно затухают с равномерной скоростью. Дальнейшее нара -
-186-
стание деформации приводит к разрушению материала. При боль -ших напряжениях развитие деформации можно разделить на несколько этапов. Первый - соответствует этапу развития условно мгновенной деформации; второй - соответствует ^тапу развития эла -стических деформаций; третий - соответствует этапу развития пластично-вязкого течения; четвертый - соответствует этапу раз вития деформации с увеличивающейся скоростью, который приводит к раз^^ению асфальтобетона.
Характерный участок развития деформации В.А. Золотарев [46J объясняет следующим образом. На первом этапе упрочнение
материала превалирует над разупрочнением. Это обусловливается тем, что напряжения в отдельных точках каждого сечения неодина ковые в момент нагружения, вследствие анизотропии, и выравниваются затем по сечению в процессе пластической деформации. На втором этапе ползучести скорости упрочнения и разупрочнения становятся равными и деформация протекает с приблизительно постоянной скоростью. На третьем этапе ползучести, часто начинаю щемся с уменьшения живого сечения образца материала в связи с образованием трещин (первоначальное возникновение которых отно сится обычно ко второму периоду), напряжения быстро увеличиваются, что приводит к ускорению деформации и разрушению.
Во всех испытаниях четко прослеживается одна закономер -ность - с увеличением содержания щебня в асфальтобетонной сме -си при положительных температурах интенсивность развития дефорх_ мации и ее абсолютная величина за определенный промежуток времени увеличивается. Наиболее резко эта закономерность проявляется при переходе к асфальтобетону с содержанием щебня 60^.Это явление можно объяснить следующим образом. При появлении растягивающих (а именно такие напряжения возникают в образце при изгибе консольной балки) в асфальтобетонном образце в работу
-187-включаются битумные прослойки. Минеральный каркас практически не участвует в процессе деформирования. Поэтому величина деформации и интенсивность ее развития, в основном, зависит от свойств битума, расположенного в межзерновых прослойках. Поскольку в многощебеночном асфальтобетоне битум в значительном объеме находится в свободном состоянии, не связан силами молекулярного взаимодействия с минеральными зернами, то прочность его прослоек не высока, размер релаксационных плоскостей ве -лик, что и обусловливает интенсивное дефо|»лирование материала при приложении внешней нагрузки.
С понижением содержания щебня в смеси увеличивается относительное содержание зерен мелких фракций (песка и минерального порошка), что приводит к резкому увеличению удельной поверх ности минеральных материалов, повышению ее активности. Толщи -на битумных прослоек снижается, при этом большая часть связана силами физического взаимодействия с минеральными зернами.
Анализ полученных данных показывает, что при сравнительно низкой температуре (20°С) максимальной способностью к развитию длительных деформаций обладают асфальтобетоны с повышенным содержанием щебня. Однако при повышенной температуре большие деформации при сравнимых напряжениях характерны для песчаного ас фальтобетона. Деформация же многощебенистого асфальтобетона меньше чем асфальтобетона с 40% щебня. Следовательно, по мере повьш1ения температуры тенденция к развитию больших деформаций изменяется и многощебенистые асфальтобетоны могут обеспечивать высокую устойчивость против развития пластических деформаций, благодаря наличию в них каркаса из минеральных зерен.
-188-
6.3. Параметры дефорлационных свойств сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов
Основными параметрами деформационных свойств асфальтовых бетонов являются условно-мгновенный, эластический и длитель -ный модуль упругости и коэффициент вязкости. Эти параметры детально исследовались различными методами.
При сдвиге изучался модуль сдвига для смеси с грануло -метрией типа А при температуре испытания +50°С.
В таблице 6.2. приведены данные, характеризующие упругие свойства смесей двумя типами гранулометрии.
Модуль сдвига смесей C-I5-54 по своим значениям гораздо выше, чем смесей с непрерывной гранулометрией. Это связано с более компактной упаковкой минеральных зерен и большей степенью структурирования битума минеральными составляющими. Эти данные хорошо согласуются с показателями прочности рассматриваемых асфальтобетонов. В то же время приведенные в табл.б.2 данные показывают, что модуль сдвига является более чувстви -тельным к разрушению структуры материала. Модуль уменьшается по мере роста действующего напряжения. Для установления объек тивного значения модуля сдвига необходимо производить испытания при очень малых напряжениях, когда соблюдается пропорциональность между напряжениями и деформациями.
Установление такого независимого от величины действующе го напряжения модуля, имеет большое значение для прогнозиро -вания поведения асфальтобетона в эксплуатационных условиях.
- 1 8 9 -
Т а б л и ц а 6.2 Зависимость модуля сдвига от напряжения
сдвига
Смесь C-I5-50 непрерывной гранулометрии
'Смесь C-I5-54 прерывистой ! гранулометрии
напряжения, Ша
1 {модуль сдвига
МПа
! М
1 напряжения,
Ша ! модуль сдвига, j Ша
0,348 32,39 0,852 105,18 0,715 26,77 1,124 70,25 0,920 19,61 1,397 53,25 0,988 16,74 2,18 26,94 0,477 4,99 1,39 11,48
При сжатии цилиндрических образцов статическими нагрузками определялись эластический и условно-мгновенный модули,а так же коэффициент вязкости. Соответствующие данные приведены в табл. 6.3 и 6.4.
Т а б л и ц а 6.3 Зависимость модулей от напряжения и типа
смеси ! !Условно-мгно- !^^словно-мгно ! аластический Тип ! Напряжение ! венная дефор- ! венный модуль {модуль (Ша) смеси ! (МПа) !мация ! (Ша) ! \ Р \ &т (т) ! SjfM \ £з
C-I5-20
C-I5-50
C-I5-54
0,24 0,061 414 377 0,48 0,064 660 670 0,72 0,095 666 1440 0,24 0,080 294 560 0,48 0,063 746 691 0,72 0,092 766 1411 0,24 0,047 493 447 0,48 0,039 II94 705 0,72 0,058 1204 970
-190-Модуль условно-мгновенной и эластической упругости возра
стает по мере увеличения напряжений. Это объясняется тем, что по мере развития дефорлаций выжимаются пленки все более вязкого вяжущего. Характерно, что условно-мгновенный и эластический модуль упругости соизмеримы.
Для смеси с пониженным содержанием щебня (20%), при малой величине напряжений и деформаций, условно-мгновенный модуль не сколько больше эластического модуля. Однако, при значительных напряжениях и деформаций соотношение между ними меняется на об ратное. Это свидетельствует о том, что основной вклад в эласти ческую деформацию вносят пленки органического вяжущего.
Влияние пленок подтверждается и тем, что при напряжениях 0,48 и 0,72 Ш а условно-мгновенный модуль практически не из меняется. Эластический модуль при этом существенно возрастает. Характерно также, что при увеличении количества щебня в смеси эластический модуль меньше условно-мгновенного.
Каркасный асфальтобетон прерывистой гранулометрии показывает большие значения мгновенного модуля, чем асфальтобетон не прерывной гранулометрии. Это объясняется влиянием особенностей структуры - наличие каркаса из щебня, который воспринимает нагрузки и делает вмесь жесткой.
Необходимо отметить, что эластический модуль мало зависит от типа исследуемого асфальтобетона и показывает примерно одинаковые значения как для непрерывного, так и прерывистой грану лометрии.
Сравнительно близкие значения модулей можно объяснить тем, что содержание вяжущего в обоих типах смесей примерно одинаковое.
Таким образом, при высоких положительных температурах важную роль играет каркас минеральной части асфальтобетона, что
-191-
определяет высокие показатели мгновенного модуля упругости асфальтобетона с каркасной структурой прерывистой гранулометрии.
В табл. 6.4. приведены результаты испьгоаний смесей с различным содержанием щебня, которое изменялось в широком диапазоне. Испытания проводились путем изгиба консольной балки по методике, описанной выше,
Т а б л и ц а 6.4 Зависимость реологических параметров смесей
от нагрузки
Тип смеси
{Напряжение, 'Ша X 100
Т
1 модули упругости, Miia 1 условно- Iэластичес!длитель-(мгновен. } кий I ный
-Z Т
11ЮЭффИЦИ-•{ент вязко-!Ша X 10 ^
Температура +20°С 0;5б 452 104 84,7 1,68
C-I5-60 0,78 534 120 98,2 1,96 1,12 581 69 61,6 1,09 1,12 710 159 129,5 2,34
C-I5-40 1,56 760 171 140,3 2,10 1,12 I0I7 226 185,1 4,21
С-15-20^ 1,56 1068 241 196,4 3,9 2,24 II63 233 193,8 3,05 1,12 739 138 116,3 2,10
C-I5-0 1,56 776 169 138,9 3,42 2,24 740 118 101,7 1,68
Температура +40°С 0,224 116,2 81,3 479 11,2
C-I5-60* 0,448 244,2 64,2 508 16,8 0,670 110,9 81,4 469 20,1 0,448 76,3 38,7 257 8,48
С-15-40^ 0,670 81,3 60,3 346 26,0
-192-
Продолжение таблицы 6.4
^ J g ^ 0,448 187,8 81,4 939 11,5
C-I5-20 0,670 202,0 98,9 814 16,8 0,448 108,5 85,5 478 9,28
C-I5-0 0,670 86,1 4,91 313 13,4
Необходимо подчеркнуть одну особенность таких испытаний. При температзфе +20°С нагрузка была близка к критической,при которой происходит разрушение образца. Это следует из того,что при испытаниях при температуре +20°С коэффициент вязкости по мере роста, в большинстве случаев уменьшался, что свидетель -ствует о разрушении структуры материала.
Коэффициент вязкости в данном случае играет решающую роль при оценке структуры, так как деформации растяжения протекают главным образом вследствие растяжения пленок органического вяжущего. Прочность пленок определяет при растяжении и прочность системы в целом. При указанных температурах переход от второй ступени нагрузки к третьей, как правило, вызывает уменьшение модулей.
Испытания при температуре +40°С проводились при меньших значениях нагрузки, чем при температурах +20°С. Это сказалось и на величине реологических показателей. Коэффициент вязкости при увеличении нагрузки возрастал.
Значения коэффициента вязкости в этом случае были намного больше, чем при пониженных температурах. При дальнейшем анали -зе приведенных данных необходимо учитывать следующие обстоятель ства.
Данные испытаний, приведенные в табл. 6.4, отражают совместное влияние нагрузки и температуры на деформируемость мате -
-193-риала при растяжении при изгибе. Влияние нагрузок при такой постановке эксперимента оказывается более сильным, чем влияние температур. Это следует из того, что при повышенных температурах (+40°С), но меньших нагрузках, значения длительного модуля и коэффициента вязкости оказываются большими, чем при пониженных температурах, но больших нагрузках. Если бы сильнее влияла температура, то соотношение было бы обратным.
Эти обстоятельства необходимо иметь ввиду при анализе рис. 6.7, 6.8, 6.9 , на которых представлена зависимость модулей от содержания щебня. Максимум здесь достигается при 20% содержания щебня.
Характерно, что это не соответствует данным о сдвигоустой-чивости, приведенными в предьщущей главе, где оптимум по сдви -гоустойчивости обеспечивается при содержании щебня близком к 50%.
Такая разница обеспечивается спецификой работы материала на растяжение при изгибе консольной балки. При растяжении асфаль товых бетонов влияние качества и свойств органического вяжуще -го является определяющим фактором. При сдвиге более существен -ную роль играет минеральная часть, особенно ее крупная состав -ляющая. Поэтому на рис. 6.7, 6.8, 6.9 максимальные значения модулей наблюдаются при содержании щебня 20%. При таком содержании щебня наиболее сильно сказывается влияние пленок вяжуще -го на деформируемость, так как содержание мелких частиц в мате риале больше, чем при большом содержании щебня.
Так как деформации образцов изменяются во времени, то со -ответственно изменяется динамический модуль- , который можно рас считать по текущим деформациям. Характер изменения динамического модуля во времени показан на рис. 6.10. Характерно,что модуль упругости смеси с повышением содержанием щебня (60%) меньше,чем для смеси с 40% щебня. Это объясняется рассмотренными выше
-194-
М/7а,
80
SO
SO
TsSO^C »
\/i»
'
I ' 1
^o ao 30 ^O 60 Cu^,%
Рис. 6.7. Зависимость условно-мгновенного модуля упругости / РМ / от содержания щебня / Ci^ /пщ разных температурах при I. Q = 1,12; 2. ё = 0,443.
S0O
•/SO
S0O
•/SO
so so .
о ^о ^о зо &0 so Сс^,<%
Рис. 6.8. Зависимость меж;цу длительньм модулем / ^^А / от содержания щебня / Сщ / при СЗ =1,12 Ш а .
-195-
м/7а
£00
/за
^оо
50
т^^о^с
ч. ^
-/о so до ^О ^О Си^, %
Рис. 6.9. Зависимость эластического модуля упругости / Сэ / от содержания щебня /См! при <S = 1Д2 МП®
М/7<х
в
'9
Г=£о^С
/
t ^ ^ ^ * ^ /£
t ^ ^ ^ * ^ /£
^ Л -v Рис. б.10. Изменение динамического модуля упругости / t ^ /
от времени / и / I. C-I5-40; 2. C-I5-60
-196 -
особенностями методики испытаний. Т а б л и ц а 6.5
Зависимость.коэффициента вязкости от нагрузки
Тип —р ! 1Юэффициент вяз- ! "7" ^„^_„ ! Нагрузка, !кости, ^ \ А смеси J ^^ 'щд j щ^.<, iQ-b j ел.
C-I5-20
C-I5-50
C-I5-54
0,24 6,22 13,3 0,48 2,51 14,74 0,72 3,76 15,0 0,24 13,9 14,0 0,48 28,0 14,8 0,72 41,9 15,3 0,24 14,76 14,2 0,48 13,75 14,13 0,72 41,61 15,24
В таблице 6,5 приведены значения коэффициента вязкости при испытании цилиндрических образцов. Значения коэффициента вязкости определялись по приведенной выше методике.
При уведичении нагрузки значения коэффициента вязкости возрастают. Это хорошо объясняется с точки зрения рассмотрен -ной выше физики явления. При сжатии образца-цилиндра происхо -дит сближение минеральных частиц друг с другом и постепенное выжимание пленок и прослоек жидкой фазы из зон контактов между ними.
По мере увеличения деформаций сжатия выжимаются асе более прочные слои пленок, расположенные ближе к поверхности минераль ных частиц и подверженные более интенсивному воздействию межмо-ле10ГЛярнБк сил. Поэтому коэффициент вязкости по мере развития деформаций и по мере увеличения нагрузок возрастает.
-197-
Зависимость между логарифмом коэффициента вязкости и логарифмом времени воздействия статической нагрузки показана на рис. б.II.
Как следует из этого графика, эта зависимость нелинейная. Приращение коэффициента вязкости по мере возрастания времени воздействия нагрузки постепенно затухает и коэффициент вязкости стремится к некоторому предельноцу значению.
Линейная аппроксимация этих четырех зависимостей возможна лишь в некоторых пределах. Поэтому линейная аппроксимация возможна лишь прл кратковременном воздействии нагрузки. Теоретические вопросы, связанные с нелинейными реологическими моделями при линейной зависимости коэффициента вязкости от времени, рассмотрены в главе 3.
Следует однако, подчеркнуть, что нелинейная зависимость коэффициента вязкости от времени действия нагрузки, приведен -ная на рис. 6.11 справедлива лишь применительно к этому методу испытаний, т.е. сжатию образца статической нагрузкой.
С точки зрения прочности асфальтобетонных покрытий одежд автомобильных дорог, случай сжатия материала является не самым опасным,
Расчетным, более опасным случаем является растяжение мате риала. На рис. 6.12 представлено изменение коэффициента вяз -кости при статическом изгибе консольной балки. В этом случае имеет место растяжение материала. Однако и в этом случае коэф фициент вязкости также возрастает по мере увеличения продол -жительности воздействия нагрузки. Характерно, что более однородными являются малощебенистые смеси, которые при испытаниях дают меньший разброс и менее отклоняются от линейной зависи -мости.
На рис. 6.13 представлена зависимость коэффициента вяз-
- 1 9 8 - ,
S int
Рис. б.II
^ ' / ^ %
Зависимость меаду коэффициентом вязкости / ^ / о т времени действия нагрузки / V / при вер -икальном' давлении 6 = 0,048 Ша; I - C-I5-50; 2. C-I5-20;
3. C-I5-54
^^О ¥вО £^0 6, се/с
Рис. 6,12. Зависимость между коэффициентом вязкости / ^ времени нагрузки / 2Г / при изгибе консольной балки
I. С-15~60; 2. 0-15-40; 3. G-I5-20
/ от
-199-
M/7aC
35
30
го
/5
УС
< y^
у
у у
ч \
\ \
< \ \
>
\ \
\
2 у
/ \
X ч 'ч X
^ и 1 S
-/о го зо -(/О 50 ^щ.%
Рис. 6.13. Зависимость между коэффициентом вязкости / / от содержания щебня при испытании консольной
бал:ки • I - Т = +20°С; 2 - Т = +40°С
-200-
кости от содержания щебня при испытании консольной балки. Температура существенно влияет на коэффициент вязкости. Поэтому максимумы коэффициента вязкости, в зависимости от содержания щебня при разньос температурах не совпадают.
Поскольку сдвигоустойчивость должна быть обеспечена при повьшенных температурах, то оптимальное, с точки зрения вязкости системы, количество щебня порядка 40-50^.
Оптмальное содержание щебня по результатам определения вязкости при температуре 40°С отвечает 405^, что хорошо согласу ется с приведенными выше данными по сдвигоустойчивости асфальтобетонов.
6.4. Предельные состояния сдвигоустойчивых асфальтобетонов
Под предельными далее понимаются такие состояния асфальтовых бетонов, которые соответствуют моменту начала разрушения. Предельное состояние материала можно характеризовать либо предельными нагрузками или напряжениями, либо предельными деформа циями. Предпочтительным является использование понятия предель ных напряжений или нагрузок. Это понятие используется при расче те дорожных одевд асфальтобетонных и бетонных покрытий (пре -дельное сопротивление растяжению при изгибе слоев связных материалов, предельное сопротивление сдвигу слоев из несвязных ма -териалов). Кроме того, определение предельных напряжений и на -грузок в ряде случаев проще и надежнее, чем определение предель ной деформации. Предельные состояния отражают наиболее полно особенности структуры материала. Поскольку в рассматриваемом ма-
-201-
териале структура коагуляционного типа, в которой наиболее чу вствительным элементом является органическое вяжущее, то предельные сопротивления зависят от многих факторов, среди которых можно назвать содержание и свойства вяжзш^его, количество щебня, которое также определяющим образом влияет на структуру материала, температуру, степень уплотнения и ряд других.
Предельные напряжения и деформации зависят также от ме -толики их определения. Так, например, предельное сопротивление сжатию и предельные деформации зависят от величины бокового давления. Поскольку асфальтовые бетоны проявляют резко выра -женные вязкие свойства, то предельные состояния зависят от осо бенностей приложения нагрузки во времени и будут различными при статическом и динамическом нагружении.
С учетом этих обстоятельств был проведен большой комплекс изучения предельных состояния сдвигоустойчивых асфальтобето -нов. Ниже приводятся лишь основные, наиболее характерные результаты.
Нормируемым показателем предельного состояния является сопротивление растяжению при изгибе. Значение этого показателя определяется тем, что он является одним из критериев при расчете дорожных одежд с асфальтобетонными покрыти5ши. Для сдвиго устойчивых бетонов, которые имеют ряд структурно-механических особенностей, особенно резко проявляющихся при повышенных температурах, этот показатель изучен недостаточно.
В табл. 6.6 приведены значения этого показателя, получен -ные при изгибе асфальтобетонных балочек по стандартной методике,
Содержание вяжущего оказывает существенное влияние на сопротивление растяжению. Это объясняется тем, что при растяже -НИИ разрушение материала происходит по пленкам органического вяжущего. Сопротивление растяжению зависит от свойств вяж5пце-
го, а также от количества и характера контактов коагуляционной
-202-
структуры. Число таких контактов возрастает по мере уменьшения количества щебня, что подтверждается данными табл. б.;6, Нам-меньшую прочность при растяжении имеют смеси типа А с повышенным содержанием щебня и соответственно с меньшим содержанием растворной части и асфальтовяжущего,
Т а б л и ц а б.б Предельное сопротивление растяжению при изгибе в зависимости от содержания битума и температуры
Индекс смеси
|Количест-jBO битума ! БВД 60790 1
! '° \ \ \
иопрот; ивление растяжению при изгиое МПа Индекс
смеси
|Количест-jBO битума ! БВД 60790 1
! '° \ \ \
при Т°С
|Количест-jBO битума ! БВД 60790 1
! '° \ \ \ 20 i 30 i 40 i 50
C-I5-20 5 0,326 0,138 0,108 0,064 б 0,368 0,154 0,128 0,068 7 0,392 0,164 0,132 0,077
C-I5-40 5 0,262 0,122 0,161 0,039 б 0,288 0,142 0,108 0,063 7 0,296 0,148 0,118 0,072
C-I5-50 5 0,298 0,130 0,075 0,052 б 0,328 0,134 0,086 0,058 7 0,344 0,138 0,092 0,062
Увеличение количества вяжущего приводит к увеличению со -противления растяжению при изгибе. Наиболее резко это ощутимо для смесей типов Б и В. Оптимальное содержание битума по этому показателю близко к 7,0^.
При увеличении содержания битума уменьшается модуль упругости и модуль сдвига, асфальтовый бетон становится более пластичным. Другие показатели прочности (сопротивление сдвигу или сжатию) могут иметь оптимум при другом содержании битума (см. выше).
-203-
Температура оказывает существенное влияние на предельное сопротивление растяжению. При повышении температуры от +20 до +50°С сопротивление растяжению при изгибе уменьшается в 5-6 раз. Это хорошо объясняется с позиций "пленочной теории"струк-турообразования в асфальтовых бетонах. Температура наиболее сильно влияет на наиболее уязвимый элемент коагуляционной структуры - органическое вяжущее. Наиболее сильно это сказывается на сопротивлении растяжению, поскольку разрушение мате -риала происходит по пленкам органического вяжущего. Характерно, что бемпература, примерно, одинаково влияет на интенсивность изменения этого показателя для различных типов смесей, посколь ку температурная чувствительность асфальтобетонов определяется температурой чувствительности битума, его типом.
В табл. 6.7 приведены результаты испьп-аний для балки на двух опорах по методике, описанной выше. Нагрузка на балку воз растала по линейному закону со скоростью 0,22 кгс/мин. Заме -рялось время от начала приложения нагрузки до разрушения образ ца, предельная деформация балки при которой происходило ее разрушение и предельное напряжение при растяжении при изгибе. Ис -следования производились при оптимальном по сдвигоустойчивости содержанию битума.
Приведенное в табл. 6,7 время разрушения можно трактовать как относительный показатель долговечности асфальтового бетона при данной методике испытания.
Анализ полученных результатов свидетельствует о том, что наиболее долговечной будет смесь типа В как при 20°С, так и при Т = 140°С. Наименее долговечным является асфальтобетон тип А как прерывной, так и с непрерывной гранулометрией, по скольку для достижения критической деформации ему требуется меньшее время, чем для асфальтобетона типа В.
-204-
Т а б л и ц а 6.7 Предельные состояния асфальтового бетона при испытании
балки на 2-х опорах при разных температурах ; у I ' ' ' • I
Темпера- } Индекс j Время раз- jПредельная)Предельное напря °Г i смеси j рушения, •деформация?женив растяже-тура о , j j ^ ! j ^ j^ ^ д j изгибе, i I ! ! Ш а
+20° C-I5-20 C-I5-50
23 16
6,75 3,15
0,176 0,122
C-I5-54 16 3,82 0,145
-440° C-I5-20 C-I5-50
13 8
3,6 3,15
0,099 0,061
C-I5-54 8 3,65 0,061
Как следует из табл. 6.7 долговременная прочность асфальтобетона существенно зависит от гранулометрического соста -ва минеральной части. Сравнение асфальтобетона типа А с разной гранулометрией показывает, что более долговечным является асф фальтобетон с прерывистой гранулометрией.
Проведенные исследования подтвердили предположение, уста -новленное ранее многими исследователями [140, I53J согласно ко торому с повьш1ением содержания щебня в асфальтобетонной смеси долговременная прочность асфальтобетона уменьшается. Это объяс няется тем, что при повышенном содержании щебня главную роль начинают играть количество и прочность межзерновых пленочных контактов, прочность которых уменьшается с увеличением содержания щебня, поскольку при этом уменьшается содержание структурообразующих элементов (минерального порошка) и увеличивается содержание объемного битума, что приводит к снижению прочности прослоек. Кроме того, с увеличением содержания щебня повьш1ает-ся неоднородность асфальтобетонов и возникают концентрации напряжений.
-205-
Следует также отметить, что величина критического напряжения в смеси с уменьшением содержания щебня больше,чем в сме си с пониженным содержанием.
Характерно также уменьшение критических деформаций с увеличением содержания щебня как при Т = +20°С, так и при Т = 440°С. Это объясняется увеличением неоднородности асфальтобетона, что приводит к концентрации напряжений, способствующих направленному трещинообразованию.
Проведенные исследования подтверждают теоретические предпосылки О.Т.Батракова о развитии процесса ст^ктурообразова -ния в коагуляционных структурах и влиянии их на реологические свойства асфальтовых бетонов. Так, например, четко вьщеляются три этапа формирования структуры по О.Т.Батракову - формирова ния, насыщения и перенасьщения структуры по мере увеличения количества вяжущего (см. рис. 5.2, 5,4, 5.5, 5.6). В развитие этих положений можно отметить следующее. Максимумы на зависи -мостях " показатели реологических свойств - содержание вяжущего" зависят от того, какое именно свойство системы имеется в виду. Так, например, максимумы четко прослеживаются при определении сдвигоустойчивости (рис. 5.5, 5.6), сопротивления ежа тию и в некоторых других случаях. Однако в других случаях чет ко выраженного максимума не наблюдается (см.напр. табл. 6.6 Можно полагать,что при данных условиях оньгоа максимальное ко -личество битума не обеспечивает получение этого максимума. Характерно, что зависимости, предложенные О.Т.Батраковым приме -нительно к содержанию ^вяжущего, имеют качественно такой же характер, что и при влиянии содержания щебня на процессы структуреобразования ( рис. 5.1, 5.4). Хотя физическая картина влияния содержания щебня на процесс ст^ктурообразования от личается от влияния битума, влияние щебня и битума весьма
-206-
сходно. в • обеих случаях прослеживаются этапы формирования структуры, ее насыщения и перенасыщения.
О.Т.Батраков предложил для описания процесса формирования структуры зависимость ^ ^-л
H^f^^e ^ (6.1) И где л- - сопротивление растяжению; О - количество вяжущего;
f^o/^/fi - параметры зависимости. Эта зависимость применима и в рассматриваемых случаях (см.
например рис. 5.4 и 5.5). Однако, как следует из анализа этой зависимости, она применима для этапа формирования структуры и насыщения структуры. Для этапа пересьш1ения структуры она применима лишь частично, вблизи области максимума.
После перехода через максимум зависимость имеет более плав ный характер, чем следует из (6.1).
Таким образом, предельное состояние асфальтовых бетонов зависит от методики испытаний и факторов структурообразования -содержания битума, щебня, типа гранулометрии. Методика испьтаний должна бьп?ь тщательно обоснована для установления критерия, по которому необходимо оптимизаровать состав.
-207-
6.5. Выводы по главе
Объективные сведения о реологическом поведении асфальтобетона могут быть получены путем изучения развития в нем дефордаций при различных схемах напряженного состояния во времени.Темп раз -вития деформаций неодинаков при испытаниях на сжатие и растяже -ние при изгибе. В каждом отдельном случае вид испытания должен отвечать условиям работы асфальтобетона в покрытии.
Полные деформации при испытании в режиме постоянно действующего напряжения зависят от типа гранулометрии асфальтобетона.При сопоставимых временах действия и величинах нагрузок они меньше для асфальтобетонов песчаных и с содержанием щебня, близким к 40^.В первом случае это обусловлено высокой степенью структуриро вания битума минеральными материалами. Во втором дополнительным тормозящим действия каркаса из минеральных зерен.
По значению длительного модуля упругости, полной деформации ползучести, модуля сдвига и коэффициента вязкости асфальтобетоны с прерывистой гранулометрией обладают значительными преимущества ми по сравнению с асфальтобетонами непрерывной гранулометрии с близким содержанием щебня.
Характер механического поведения асфальтобетонов с разным содержанием щебня зависит от температуры испытания: при умерен -ной температуре (около 20°С). С лучшими механическими свойства -ми могут характеризоваться малощебенистые асфальтобетоны,а при по вышенных температурах (около 50°С) наоборот многощебенистые асфальтобетоны.
-208-
Г Л А В А 7. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ СДВИГОУСТОЙЧИВЬК АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ
7.1. Соверценствование технологиии приготовления асфальтовых бетонов
Основной технологической операцией приготовления сдвиго-устойчивых асфальтовых бетонов является перемешивание. Для сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов целесообразно применять битзшы повышенной вязкости. В таких асфальтовых бетонах содержание щебня должно быть увеличено.
При перемешивании энергия расходуется на преодоление внут реннего сухого трения частиц, трения их о лопасти мешалки и кор пус смесителя, а также на преодоление вязкого сопротивления, возникающего при переносе количества движения внутри смеси.
Перемешивание определяет качество смеси, в частности, ее однородность. Задачей перемешивания является равномерное распределение компонентов в смеси. При этом должно быть обеспечено равномерное обволакивание всех зерен минерального материала вяжущим. Перемешивание является энергоемким процессом. Одной из задач является снижение энергоемкости перемешивания.
1{ачество перемешивания зависит от взаимодействия органи -ческого вяжущего с каменными материалами, в частности, от смачивания ими поверхности минеральных материалов. Загрязнение,ше роховатость поверхности, ее пористость и другие факторы в значительной мере влияют на смачиваемость, а, следовательно, и на характер процесса перемешивания. Шероховатость поверхности минерального материала и ее пористость в определенной мере ухуд-
-209-
шает процесс смачивания. Это объясняется тем, что жидкость, особенно вязкая, трудно проникает в углубления поверхности.При этомобразуется воздушная прослойка, препятствующая контакту двух тел и протеканию адгезионных процессов.
По принятой в настоящее время технологической схеме приготовления смеси,как в лабораторных, так и в заводских условиях, в смеситель одновременно подаются горячий щебень, песок, минеральный порошок и битум. После этого производится перемешива -ние смеси. При такой технологии перемешивания вначале большая часть битума соединяется с минеральным порошком и в дальнейшем требуются значительные затраты энергии, чтобы перевести часть этого битума с поверхности порошка на поверхность минеральных составляющих. Такой порядок обволакивания объясняется большой поверхностной активностью зерен минерального порошка и меньшим отрицательным влиянием шероховатости и пористости минеральных зерен порошка на процессы смачивания. Для полного обволакива -ния крупных минеральных зерен требуется большой промежуток вре мени, так как скорость смачивания их гораздо меньше, чем мел -ких частиц минерального порошка.
Толщина пленки вяжущего на крупных частицах должна быть больше. Поэтому требуется значительное время перемешивания для перенесения частиц вяжущего с поверхности мелких зерен на поверхности крупных зерен.
Такой общепринятый метод перемешивания в дальнейшем называется совместньм. Для повышения качества приготавливаемых асфальтобетонных смесей были исследованы режимы перемешивания по раздельной технологии.
В этом случае вначале раздельно перемешивается крупная сое тавляющая (щебень с битумом) и раздельно перемешивается с битумом растворная часть. Такой метод перемешивания позволяет умень
-210-
шить затраты энергии, а также улучшить интенсивность смачива -ния минеральных материалов и повысить однородность и качество смеси.
В экспериментальных исследованиях асфальтовые смеси типа А с прерывистой гранулометрией были приготовлены раздельной и обычной технологии.
При раздельной технологии, температура нагрева минеральных материалов была принята IOO-IIO°C, а битум нагрет до обычной температуры, указанной в ГОСТ 9128-76. Температуру нагрева песчаной части минерального остова асфальтобетона также принимали по госту.
После тщательного перемешивания битума со щебнем и песком отдельно, перемешивали полученную растворнуй часть асфальтобе -тона со щебнем, обработанным битумом. Температура смеси контролировалась с помощью термометра таким образом, что она находилась в пределах 140-1бО°С.
Физико-механические свойства асфальтовых бетонов, приготовленных при раздельном способе перемешивания, представлены в табл. 7.1. и при обычной технологии перемешивания в табл. 7.2.
При раздельном способе в ряде случаев для перемешивания щебня и растворной части с битумом применялись разные вяжущие, указанные в табл. 7,1 и разные количества битума.
Как следует из приведенных данных, такие показатели физико-механических свойств как объемная масса, водонасыщение и набухание при различной технологии перемешивания близки между собой. Можно отметить лишь некоторые преимущества раздельной технологии.
Наибольшее влияние технология перемешивания оказывает на прочностные свойства смесей. В этом случае преимущества раздельной технологии беспорны, так как применение ее обеспечивает более высокие показатели прочности.
-211-
Т а б л и ц а 7,1 Физико-механические свойства асфальтобетона при
раздельном перемешивании
Тип смеси толиче- '.иоъем-!ство би-!ная мае! !тзгма,% !са J[\ j j кг/м
Ьодо-!Наоу- ! (JOпротивление насыще!хание, ние ! ,, 7о сжатию, МПа ^ 2 о ; '^^б ; f^2n So
C-I5-54 Щебень + БНД 20/40,% 3,5
Раствор + БНД 60/90, 5S 8,5 C-I5-54 Щебень + БНД 60/90 Раствор + БНД 20/40
3,5
8,55 C-I5-5I Щебень + БНД 60/90 3,5 Раствор + БНД 60/90 8,5
2320
2320
2300
4,6 0,57 4,86 1,83 3,20
4,12 0,67 5,30 2,25 5,0
5,9 1,08 4,42 1,68 1,9
Двухступенчатая технология, заключающаяся в предварительном приготовлении ...асфальтевяжущего и основанная на теоретических разработках П.В.Сахарова, предложена И.В.Королевым и Т.А.Лари -ной |I54j . Эта технология обеспечивает экономию битума и высо -кие технические свойства асфальтобетона.
Характерно, что более высокие показатели прочности имеют место и при повышенных температурах (+50°С), что особенно важно для регионов с засушливым и жарким климатом.
Преимущество! :>1раздельной технологии перемешивания подтверждается результатами испытаний асфальтобетона, приготовленного при раздельном способе перемешивания на сдвигоустойчивость.
-212-
Т а б л и ц а 7.2 Физико-механические свойства асфальтового бетона
приготовленного обычной технологией
!иоъемная ьодона-Iнаоуха! сопротивление сжатию, :точ..ся, : СБпденив 1 ниб. ! МПа Тип смеси 'масса, '.сыщение! нивд, ! Ш а
C-I5-54 на БНД 20/40 + БНД 60/90 2330 5,05 0,14 4,25 1,59 2,90 C-I5-54 на БНД 60/90 + БНД 20/40 2330 5,00 0,88 4,35 1,68 3,30 C-I5-54 на БНД 60/90 2380 5,03 1,0 4,35 1,51 2,0
Соответствующие данные представлены в табл. 7.3
Т а б л и ц а 7.3 Сдвигоустойчивость асфальтового бетона при
раздельном перемешивании
Сопротивление сдвигу МПа, при Тип смеси \ боковом^давлении, МПа ^
j 0,0 j 0,15 j 0,25
Щебень + БНД 20/40 Раствор + БВД 60/90 0,375 0,402 0,436 Щебень + БНД 60/90 Раствор + БНД 20/40 0,394 0,438 0,457 Щебень + БНД 60/90 Раствор + БНД 60/90 0,378 0,397 0,404
Преимущества раздельной технологии приготовления асфальтобетонных смесей позволяют рекомендовать эту технологию для прак-
-213-
тического применения при приготовлении сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов.
7.2. Исследования уплотняемости сдвигоустойчивых асфальтовых смесей
Возможность реализации положительных свойств сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов зависит от технологии их приготовления и укладки. Одной из основных технологических операций явля ется уплотнение, которое решающим образом влияет на качество асфальтобетонных покръгоий, их надежность и долговечность.
В связи с этим были выполнены исследования уплотняемости сдвигоустойчивых бетонов. Для испытания были использованы мел -коз'ернистые смеси непрерывной гранулометрии типов А и В,а так же прерывистой гранулометрии, тип А. Выбор двух видов грануло -метрии обусловлен необходимостью сравнения уплотняющего дейст -ВИЯ назначенной нагрузки на смеси различной зернистости. Испы -тания проводились при начальной температуре 140-150°С с мак -симальной уплотняющей нагрузкой 30 Ш а для смесей типа А и 40 Ш а ДЛЯ смесей типа В.
На первом этапе исследований изучалось влияние динамичес -кого метода уплотнения (трамбование) и статического (прессование) . Динамическое уплотнение производилось путем трамбования образцов диаметром 7,0 см, статическое - путем уплотнения на прессе образцов диаметром 7,0 см. Трамбование производилось по стандартной методике, прессование - по методике, описанной выше. Характерные результаты обеих методов уплотнения представ -лены в табл. 7.3, 7.4, 7.5 и 7.6.
-214-
Т а б л и ц а 7.4 Изменение показателей физико-механических свййств асфальтовых бетонов при уплотнении трамбованием
Типы количество ударов трамбовки
! 1юказг атели физике-механических свойств смеси
количество ударов трамбовки !объемная мае-
2330
1 j водонасы-! щение, ! % ^^
8,51
i i набухание, ^ Л 1^
C-I5-50 20
!объемная мае-
2330
1 j водонасы-! щение, ! % ^^
8,51
i i
1,69 30 2350 4,71 1,69 40 2360 2,98 1,05 50 2370 1,33 1,00
C-I5-20 20 2140 15,33 1,6 30 2240 11,9 0,86 40 2260 8,27 1,85 50 2300 6,6 1,12
Как следует из приведенных данных,разница в обоих методах по таким показателям физико-механических свойств,как объемная масса, набухание и водонасыщение незначительная.
При трамбовании уплотняющая нагрузка прикладывается динами-мически и воздействует в течение коротких промежутков времени.Если смесь обладает резко выраженными вязкими свойствами (что характерно для асфальтовых бетонов с уменьшенньтм содержанием щебня и,соответственно,увеличенным количеством растворной части и ас -фальтовяжущего),то минеральные частицы за короткое время воздействия нагрузки не успевают сблизиться. Сближение частиц в этом случае связано с выжиманием пленок структурированной жидкой фазы-органического вяжущего,для чего нужно некоторое время.Поэтовду статический метод уплотнения,при котором время действия нагрузки больше,имеет преимутцества по сравнению с динамическим методом уплотнения.
-215-При повышенном содержании щебня в смеси,что характерно для
сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов,вязкое сопротивление меньше, чем для смесей с преобладающим влиянием на уплотнение раствор ной части и асфальтовяжущего. Поэтому динамическое уплотнение обеспечивает большие значения объемной массы.
Однако, конечной целью уплотнения является обеспечение высо кой плотности материала и требуемой прочности.Высокая плотность материала имеет решающее значение для обеспечения водоустойчивости и соответственно морозостойкости.Однако, для рассматривае -мых регионов это обстоятельство не является существенным. Первоочередной задачей является в данном случае обеспечение требуе -мой прочности, в частности сдвигоустойчивости.
В этом случае приходится учитывать специфику уплотнения трамбованием,которая решающим образом влияет на показатели проч ности.
Эта специфика сильнее всего влияет на втором этапе уплотнения по О.Т.Батракову,когда частицы минерального материала уже сближены и возможности их дальнейшего перемещения ограничены.В сдвигоустойчивых смесях с повышенным содержанием щебня частицы щебня при этом начинают контактировать друг с другом.
При воздействии динамических нагрузок в этом случае в точ ках контакта возникают значительные напряжения.Концентрация напряжения приводит к разрушению щебенок и обнажению свободных поверхностей, не покрытых пленкой органического вяжущего. Поэтому прочность смесей, уплотненных трамбованием,будет меньше.Повышен ные значения плотности в данном случае коррелируют с показате -лями прочности.
Это подтверждается данными,приведенными в табл. 7.5,7.6 и 7.7Для смесей с повышенным содержанием щебня статическое уплотне ние обеспечивает более высокие показатели прочности,чем ударное уплотнение.
-216-
Т а б л и ц а 7.5 Изменение прочностных свойств асфальтовых
бетонов при трамбовании
Тип j Количество! j ударов !
Предельнее сжатию +20°С
сопротивления, м1а смеси
j Количество! j ударов !
Предельнее сжатию +20°С f
j сдвигу
C-I5-50 20 1,65 0,150 30 2,0 0,198 40 2,23 0,232 50 3,05 0,250
C-I5-20 20 1,95 0,122 30 2,35 0,162 40 2,48 0,198 50 3,13 0,226
Т а б л и ц а 7.6 Изменение физико-механических и прочностных свойств
асфальтовых бетонов при прессовании
Тип смеси Шъемная ! ьодона-! Набуха^^' иопротивление, Mia масса, !сыщение! ние, j 3 ! ,// с/ ! i, % \ сжатию при j у, нг/м^ \ 1^^%\ Ц^ т
! ! 1 температуре , +20* С , сдвигу
C-I5-20 C-I5-50
2360 2360
4,3 3,8
0,33 0,56
3,2 3,0
0,341 0,264
Анализируя приведенные данные, можно заключить, что оптимальным методом уплотнения является статическое. В связи с этим, этот метод уплотнения был изучен более детально.
На рис. 7.1, 7.2 и 7.3 представлены характерные зависимости прессования. Как следует из приведенных данных, под воздействием уплотняющей нагрузки на первом этапе резко уменьшается
-217-
-/2 -/в £'V дО Эв р,Л^/7а
Рис. 7.1. Зависимость объемной массы / / от нагрузки / Jr / I - смесь C-I5-50;; 2. - смесь С-15~54; 3 - смесь C-I5-20,
/5
/О
, ^
„„..——а-" ^ ^
/ \
. ^ г
/ \
. ^ г
[у ^
. ^ ^ " ^ ^ Ts-/^0< с
V в -/£ -/S х -У ЭО 3SP,Af/7<x
Рис. 7 .2 . • Зависимость коэс|)фициента уплотнения / Ку / от нагрузки / Р / обозначения те же, что и на рис. 7 . 1 .
-218-
/77
0,20
A
^ A \
\
V \ \ \
\ \
O-ZO Q \ ^^ к
0 >Q
V \
1 \ \
0 Ь^с <so y.so го гм г2о гзо г'^о
Рис. 7.3. Зависимость коэффициента ^шю'^п&лжяJ ITU /от объемной массы асфальтобетона j *
I. C-I5-50; 2. C-I5-54; 3. C-I5-20.
-219-
пористость асфальтобетона. Это обстоятельство объясняется тем, что уплотнение происходит в результате сдвигов и смещения минеральных частиц по пленкам вяжущего и выжимания воздуха. На втором этапе пористость асфальтобетона уменьшается незначительно, а процесс выжимания пленок свободного вяжущего приводит к росту их прочности и к упрочнению связей в зоне контакта минеральных частиц.
Т а б л и ц а 7.7 Зависимость показателей сдвигоустойчивости асфальтовых
бетонов от уплотняющих нагрузок Предельные сопротивления сдвигу, при брковом давлении (5 Г МПа Тип смеси
Уплотняющая нагрузка,МПа i ^<г= 0,00 } (^s- = 0,25
C-I5-20
C-I5-50
20,0 0,169 0,217 30,0 0,199 0,234 40,0 0,225 0,255 20,0 0,186 0,222 30,0 0,213 0,267 40,0 0,238 0,284
Зависимость плотности асфальтобетонов от величины нагрузки имеет характерный вид для всех типов асфальтобетона. На первом этапе происходит резкое увеличение плотности за счет сближения отдельных зерен, затем при достижении плотной упаковки происходит замедление роста плотности, которая в дальнейшем нарастает медленно, за счет разрушения минеральных зерен и сдвига. При этом смесь I (C-I5-20) отличается тем, что имеет более равномерную зависимость деформации от уплотняющей нагрузки.
Зависимость объемной массы от нагрузки, как и зависимость Л у от нагрузки и деформации от нагрузки, независимо от ти-
-220-па применяемого материала, при уплотняющей нагрузке выше 30 МПа приближается к прямой линии.
Это свидетельствует о достижении асфальтобетоном проектной плотности. Описанная закономерность свидетельствует о том, что высота образца остается постоянной при достижении им проектной плотности.
В табл. 7.8 приведен более детальный анализ уплотняемости. Здесь же использованы два коэффициента уплотнения. Первый из них равен отношению плотности на данной ступени нагрузки к начальной плоскости { Ку ) .
Второй коэффициент уплотнения Щ. , определялся по зависимости, предложеннбй О.Т.Батраковым.
где ^ - текущее значение объемной массы при нагрузке; лгй!)с- максимальное значение объемной массы;
Та - начальное значение объемной массы. Из 7.1 следует
/П'-''-у-Cfl TZ 7Т- (7.2)
Т а б л и ц а 7.8 Изменение физико-механических свойств асфальто-
бетонньк смесей при прессовании Нагрузка !Время от !иоъемная тоэффици- !Лоэффици-rJ If ! начала до ! масса !ент уплот-!ент уплот-VD/ ^ !уплотнения,! 1/* „„/„з !нения 'м !нения
f с 1<Г/ кг/м \ f^y^r I ^ 2 ! 3 \ ? ! 5-^—1 б
Индекс смеси
О 5,68
11,36
О 180 360
1630 1870 1930
1,0 1Д4 1,18
0,106 0,073
-221-Продолжение таблицы 7.8
i ! 'г ! 3 ! 4 ! Ь ! 6 C-I5-50 17,04 540 I 980 ;210 0,0633
22,73 720 2 ОЮ ],230 0,0555 31,19 900 2 ОФ 1^50 0,0476 39,77 1080 2 060 j^m 0,0394
0 0 I 810 ipoo -
3,41 180 2 140 Ц80 0,194 4,55 360 2,200 ЩО 0,108
C-I5-54 12,5 540 2 240 Щ>0 0,0318 19,32 720 2 280 ];250 0,0160 16,9 900 2 310 1^70 0,0093 31,8 1080 2 330 ];280 0,0065
0 0 1669 ipoo -
3,41 180 I 990 Ц70 0,264 4,55 360 2 200 1300 0,0818
C-I5-20 9,09 540 2 240 1320 0,0326 15,91 720 2 260 1^30 0,0164 23,8 900 2 290 1^50 0,0095 29,5 1080 2 ЗЮ I;B60 0,00708
Анализируя результаты испытаний можно сделать следующие выводы.
Коэффициент уплотнения является переменной величиной (рис. 7.3). Анализ динамики изменения этого показателя позволяет выделить два этапа уплотнения по О.Т.Батракову - начальное формирование структуры (АВ на рис. 7.3) и окончательное формирование структуры (ВС на рис. 7.3). Второй этап является наиболее ответственным.
-222-
При содержании щебня от 20 до 50^, пористость увеличивается с увеличением содержания щебня и в смеси, В многощебенистых смесях значительное содержание свободного битума увеличивает под -вижность смеси. При уплотнении многощебенистых асфальтобетонов, выдавливание битумных пленок происходит интенсивно, что объясняется меньшим коэффициентом уплотнения у смесей с содержанием щебня ЬО/о и 54^, по сравнению со смесью с ZOfo содержания щебня.
Нужно отметить, что смеси с большим содержанием щебня и прерывистой гранулометрией имеют ту же плотность, пористость и объемную массу, что и малощебенистые смеси с непрерывной гранулометрией. В то же время смесь с большим содержанием щебня, но не прерывной гранулометрии, сильно отличается от них по тем же показателям, т.е. Л /^^j оС . Это объясняется особенностью форми рования структур смесей и прерывистой гранулометрией.
Таким образом, результаты этих исследований показали, что уплотняемость асфальтобетона не только связана с содержанием щебня, но и с типом гранулометрии асфальтобетона.
7.3. Выводы по главе
Проведенные исследования позволили уточнить эффективность основных текнологических операций при приготовлении и укладке сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов.
Показана эффективность раздельной технологии при перемешивании таких смесей. При такой технологии щебень и растворная часть перемешиваются с битумом раздельно. Применение этой технологии позволяет существенно улучшить качество смесей и снизить энергозатраты на перемешивание.
-223-
Применение раздельной технологии перемешивания является одним из резервов повышения качества асфальтовых бетонов.
Детально изучены особенности уплотняемости сдвигоустойчи-вых асфальтобетонных смесей.
Показано, что коэффициент уплотняемости является переменной величиной, убывающей по мере уплотнения.
Закономерности его изменения для первого и второго этапа уплотнения различны.
Показана большая эффективность применения статических мето дов уплотнения по сравнению с динамическими. Это необходимо учи тывать при лабораторном подборе смесей, а также при уплотнении их в производственных условиях.
-224-
ГЛАВА 8. ПРОИЗВОДСТВЕННАЯ ПРОВЕРКА РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛВДОВАНИЙ И ОБОСНОВАНИЕ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНХТИ
8.1. Опытное строительство асфальтобетонного покрытия
Для проверки результатов теоретических и экспериментальных исследований на асфальтобетонном заводе ХССМ г.Харькова были приготовлены каркасные асфальтобетонные смеси и уложены в по -крытие.
Цель строительства опытного- участка заключалась в следующем:
1. Отработать технологию приготовления и укладки каркас -ного асфальтобетона.
2. Определить технико-экономическую эффективность внедрения предлагаемых составов каркасного асфальтобетона.
В районе Рогань (г.Харьков) на межквартальной улице был построен опытный участок протяженность 100 м. при ширине проезжей части 10 м. Асфальтобетонная смесь толщиной 5 см была уло жена на щебеночное основание толщиной 18 см. Транспортный поток по опытному участку включал большегрузные автомобили (КаМАЗ).
Для сравнения был выбран эталонный участок покрытия на рас стоянии 500 м от опытного. Акт на строительство опытного уча -стка дан в приложении 3.
При строительстве опытного участка было уложено 500 м^ покрытия из каркасного асфальтобетона.
Асфальтобетонные смеси приготавливали в асфальтобетонном смесителе непрерывного действия ДС-84-2 при температуре 1бО°С. Состав мелкозернистого асфальтобетона (тип А), отвечающий принципу оптимальных смесей был следующий:
-225-
щебень гранитный - 54% песок - 38% минеральный порошок известняковый - 8% содержание битума ' - 5,5%
Температура укладки смеси была 120-130°С, уплотнение начиналось после укладки смеси при температуре 80-90°С.
Испытания образцов асфальтобетонных смесей взятых из завода дали следующие результаты:
- объемная масса, кг/и^ - 2 370 - прочность при сжатии
при 20°С МПа - 3,8 при 50°С Ш а - 1,00 водонасыщение, % - 2,16 набухание, % - 0,9 коэффициент водостойкости - 0,94 коэффициент длительной водоустойчивости - 0,96
Конструкция дорожной одежды на укладываемом участке следующая: нижний слой основания из песка толщиной 20 см, верхний слой основания из щебня, толщиной 18 см и мелкозернистый асфальтобетон толщиной 5 см.
Наблюдение за покрытием в период строительства и укладки показало, что оно приобрело необходш/^ш ровность и проектную плотность. Из покрытия на опытном участке были взяты вырубки, Вырубка была взята на расстоянии 3,0 м от края покрытия в непос редственной близости от сопряжения двух полос укладки. Коэффи -циент уплотнения асфальтобетонного покрытия достаточно высок и равен 0,98, водонасыщение переформованных образцов из асфальтобетонного покрытия (вырубки) равно 2,10.
-226-
8.2. Технико-экономическая эффективность применения каркасного асфальтобетона
Расчет экономической эффективности от применения каркасного асфальтобетона выполняется согласно [l55j. За базовый был принят вариант устройства покрытия из обычного асфальтобетона типа А.
Основными факторами, определяющими экономическую эффективность применения каркасного асфальтобетона по сравнению с обыч ным являются: увеличение сроков службы покрытия и сокращения за трат по его эксплуатации, а также увеличение производительности дорожных катков при укладке асфальтобетона. При этом уменьшается стоимость асфальтобетонной смеси за счет уменьшения количества щебня.
Расчет экономической эффективности внедрения каркасного асфальтобетона ведется по формуле:
Э= (CrCz)-E„ (Кг-К,) (8.1) где 4f и Cg - себестоимость строительно-монтажных работ, выполненных в расчетном году по базовому и новому методам;
Л/ и /Г^ - стоимость основных и оборотных производствен ных фондов по сравниваемьм вариантам.
В нашем случае Ki •=z Кг Чтобы подсчитать экономическую эффективность от применения
каркасного асфальтобетона необходимо знать: I. Площадь укладываемого асфальтобетона на I км дорог ши
риной 7 м. 1000 X 7 = 7000 м^
-227-2. Расход асфальтобетона при толщине покрытия г? = 5 с^:
7000 м^ i 0,05 = 350 м^ х 2,3 т/м^ = 805 т. В таблицах приложений I, 2, 3 приведены итоговые затраты
на I км дороги. Экономический эффект на I км дороги равен:
Э = (10,11 руб. - 9,81 руб) • 805 т. = 241,5 руб. Таким образом, экономический эффект от применения каркас
ного асфальтобетона на I км дороги составляет 242 руб. Расчет составлен в соответствии с данными, взятыми из ас
фальтобетонного завода Треста "Харьковспецстроймеханизация". При практически равной стоимости I т асфальтобетоной сме
си типа А (обычной) и каркасного типа (экономический эффект) 0,30 коп на I т) каркасные смеси отличаются повышенной плоно -стью, большей прочностью при 50°С и сдвигоустойчивостью, что по зволяет предполагать большую долговечность покрытий, а, следовательно, высшие межремонтные сроки и меньшие расходы на эксплуатацию и ремонт.
- 2 2 8 -
ОБЩИЕ вывода
1. в результате анализа напряженно-деформированного сое -тояния асфальтобетона под воздействием механических транспортных нагрузок показано, что применяемые лабораторные методы не позволяют получить объективные сведения о сдвигоустойчивости асфальтобетона в эксплуатационных условиях. Предложен метод и сконстрзгирован прибор для оценки сдвигоустойчивости асфальте -бетона, заключающийся в определении юопротивления сдвигу при кручении в условиях всестороннего сжатия,
2. Увеличение всестороннего давления до 0,5 МПа приводит к росту сопротивления сдвигу по линейноцу закону. Максимальную сдвигоустойчивость имеют асфальтобетоны с содержанием щебня 50-55%. Повышение вязкости битума до глубины проникания иглы 20, I/I0 мм позволяет существенно повысить сдвигоустойчивость асфальтобетона. При этом оптимальное содержание щебня, определяемое по Максиму*/^ достигаемого сопротивления сдвигу, на 20-25% выше, а содержание битума на 0,5- 1,0% ниже, чем полу
чаемое в результате испытания по методу Дюрьеза ( в условиях сжатия). Оптимальное содержание битума зависит также от температуры и понижается при переходе от температуры 20°С к темпера туре 50°С на 0,5-1,0%.
3. Существенную роль в повышении сдвигоустойчивости ас -фальтобетона играет минеральный сотов. Увеличение каркаснобти является одним из эффективных путей повышения сдвигоустойчивости. Эффективность каркасообразования особенно отчетливо про--
-229-
слеживается при переходе от многощебенистых смесей типа А с непрерывной гранулометрией к смесям с равным содержанием щебня и прерывистой гранулометрией. При этом сопротивление сдвигу ас фальтобетона возрастает на 20-25^, смеси с прерывистой грану -лометрией типа А характеризуются большей сдвигоустойчивостью, чем смеси с прерывистой гранулометрией типа Б, что обусловлено большей плотностью упаковки зерен макроструктурной составляющей.
4. Свойства растворной части в асфальтобетонах с преры -вистой гранулометрией существенно влияют на физико-механичес -кие и структурно-механические свойства асфальтобетона.Чем выше показатели свойств растворной части, тем соответственно выше качество асфальтобетона. Влияние вязкости битума на свойства асфальтобетона зависит от того, в какую структур!^ составляющую асфальтобетона он вводится: изменение вязкости битума, используемого для обработки щебня, мало сказывается на прочности асфальтобетона; изменение вязкости битума, используемого для обработки растворной части, приводит к резким изменениям прочности асфальтобетона.
5. На основе установленных закономерностей изменения физико-механических свойств асфальтобетона при обработке битумом различной вязкости щебенистой и растворной составляющих ас -фальтобетона предложена раздельная технология его приготовле -ния. Предложенная технология заключается в раздельной обработке вяжущим щебенистой и растворной составляющих асфальтобетона и их последующем смешении. При этом, с целью повышения сдвиге-устойчивости асфальтобетона для приготовления его растворной части используется битум большей вязкости. В этом случае показатели прочности асфальтобетона близки к тем, которые достига-
-250-
ются при приготовлении всей смеси с высоковязким битумом ( с глубиной проникания иглы 20-40 I/IO мм).
6. Рассмотрена трехэлементная реологическая модель асфальтобетона. На основе теоретического анализа модели и экспериментальных данных показано, что при статическом воздействии нагрузки коэффициент вязкости асфальтобетона является переменной величиной. С увеличением времени воздействия нагрузки коэффи циент вязкости увеличивается пропорционально логарифму времени. Интенсивность развития деформаций во времени зависит от типа асфальтобетона. На первом этапе действия нагрузок в режиме
U s Const большими деформациями характеризуются малощебенис? тые асфальтобетоны, при длительных времени нагружения, предельная деформация многощебенистых асфальтобетонов, особенно с минеральной частью прерывистой гранулометрии, значительно ниже, чем асфальтобетонов с малым содержанием щебня. Это может служить доказательством высокой устойчивости многощебенистых ас -фальтобетонов с прерывистой гранулометрией к развитию пласти -ческих деформаций при длительной эксплуатации в условиях жаркого климата республики Чад.
7. Изучена уплотняемость асфальтобетонных смесей и показана применимость для ее описания экспоненциального уравнения О.Т.Батракова, учитывающего кинетику изменений средней плотно -сти во времени под нагрузкой. Уплотняемость асфальтобетонных смесей зависит не только от содержания щебня в смеси, но и от вида гранулометрии минеральной части. Асфальтобетонные смеси типа А с прерывистой гранулометрией отличаются лучшей уплот -няемостью, чем смеси этого же типа с непрерывной гранулометрией. Это обусловливается структурой смесей с прерывистой грану лометрией: меньшей раздвижкой крупных зерен и смазывающей спо-
-231-иобностью свободного битума, покрывающего эти зерна.
8. Результаты исследований проверены в производственных условиях путем строительства участков покрытий дорог в Харько -ве из смесей с прерывистой гранулометрией, а также использова -ны при разработке рекомендаций по назначению рациональных сое -тавов асфальтобетонов для дорог разных категорий, применительно к климатическим условиям республики Чад.
-232-
Л И Т Е Р Л Т У Р А
I « , в . с . E . G . к . Manuel sur l e s comptages r o u t l e r s e t l e s enque-
tes de traf icMinistere de la cooperation franc. 1976,168 P, 2.KARST JACQUl!:S.Troislerae conference routiere Africaine .Abidjan,"Ind.Et travaux outre-mer".1976 .24.№277.830-832 p.
3. BENHOUHOU.A.Quatrieme conference routiere africaine.Nairo-bi(Kenya) .Revue generale des routes;I980.№564.p. 49-52.
4. CABOT J.Bouquet C.Geographie "LE TCHAD" .Hatier.1997.100 p. 5. CABOT J.BOUQUET C.Atlas pratique du Tchad.Institut nationa-
le tchadien pour les sciences Humaines..I.G.N.Paris.1972 76 p ^* B.C.E.O.M-C.E.B.T..P.Manuel sur les routes dans les zones
tropicaux et dezertiques.Tome I.Ministere do le cooperation Franc. 1975.285 p.
' • B.C.E.O.M-C.E.B. .Т.Р.Г4апие1 sur les routes dans les zones tropicaux et dezertiques.Tome II.Ministere de la cooperatia on Franc.1975. 483 p.
8. Б.И.Ладыгин. Прочность и долговечность асфальтобетона.Изд. Наука и техникат Минск, 1972. - 285 с.
9. К.Ф.Шумчик. Исследование сдвигоустойчивости покрытий из песчаного асфальтобетона в условиях БССР, канд.диссерт., -Минск, 1970. - 143 с.
10. Яцевич И.К., Абдель Баги А.Х. Технологические особенности асфальтобетона на битумах повьпыенной жесткости. В сб. Автомобильный транспорт и дороги. - Минск, Высшая школа, 1977, вып. 4, с. 122-124.
11. Л.Н.Горецкий. Теория и расчет цементобетонного покрытия на температурные воздействия. - М.: Транспорт, 1965, с.234.
-233-
12, JONEAUX R.Possibilites comparees des routes non revetues dam
ns*les pays afrlcalns.Ministere de la cooperation Franc, 19^^. 135 p.
•'•'* C.E.B.T .P. Guide pratique de dimensionneraent des chaussees ponr les pays tropicaux.Ministere de la cooperation Franc. 1960.155 p .
J-4. Min i s t e r e des t ranspor t s .Recommendat ion pour l a r e a l i s a t i o n
de's couches de chaussees en betoxi biturnincux cloute.ETRA
LCTC.I978.20 p .
^'^' Cahie rs du groupe Frangaia de rheologie,TomeV.№5.I9fSO par®
12" p .
°' SETRA-LCPC.Directive pour la realisation des couches desur-fa'ce de chaussee en heton bitumineux.Paris. 1980. 35p.
•'•'* GODDARD R.W.D. POWELLRe si stance a la fatigue des enrobes des ns^s.Influence des facteurs formulation et temperature.Bi-turrfes et enrobes bitumineux.Numero specially.1977. 313 P.
18. В.А.Золотарев. Долговечность дорожных асфальтобетонов. -Харьков, Вища школа. Изд. ХГУ, 1977, с. П б .
19. Р.Д.Маглаклидзе. Повышение сдвигоустойчивости асфальтобетона в дорожных одеждах, работающих в условиях жаркого климата и горного рельефа. Диссертация на соискание ученой сте -пени канд.техн.наук, - Харьков, 1982, - с. 187.
20. В.Ф.Бабков, О.В.Андреев. Проектирование автомобильных до -рог. Часть I. Транспорт. - Mv: 1979, - 356 с.
21. В.М.Голидзе. Асфальтобетон в условиях южного климата.Труды ХУ научно-технической конференции Грузинского политехничес кого института, вып. 13, - Тбилиси, 1970, с. 54-60.
22. Г.К.Сюньи. Дорожный асфальтовый бетон. Государственное издательство Литература по строительству и архитектуре УССР.-Киев, 1962, - с. 236.
-254-
23. В.А.Золотарев. Исследование свойств асфальтобетонов различной макроструктуры. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Харьков, 1967.
24. В.П.Сахаров. Дорожно-строительные материалы. Гостранстех-издат, 1933.
25. В.П.Сахаров. Способы проектирования асфальтобетонных сме -сей. Ж. Транспорт, № 12, 1935.
26. М.И.Волков. Некоторые вопросы теории асфальтобетона.Труды МАДИ. вып. 23, 1958, - с. 31-36.
27. М.И.Волков, В.А.Золотарев. О температурно-временной зависимости прочности асфальтовых бетонов. Журнал Известия вузов № 3, 1970,
23. И.М.Борщ. Процессы структурообразования в асфальтовых материалах. Труды ХАДИ," вып. 28, 1951.
29. В.М.Смирнов. Структура и механические свойства асфальтового бетона. - Харьков, изд. ХГУ, 1954, Труды ХАДИ, вып.17.
30. В.М.Смирнов. Исследование физико-механических свойств асфальтобетона и его структурных особенностей. Автореферат диссерт.на соискание ученой степени канд^техн.наук. - М., 1954. - с. 19.
31. Золотарев В.А. Исследование структурно-механических свойств асфальтобетонов. Автомобильные дороги и дорожное строительство. 1965, вып. I. - с.90-96.
32. В.А.Золотарев. Исследование свойств асфальтобетонов различной структуры. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Харьков, 1967, с. 24.
33. П.А.Ребиндер. Физико-химическая механика как основа закрепления грунтов в дорожном строительстве и производстве строительных материалов. Труды Совещания по теоретическим основам технической мелиорации грунтов,изд.1ЛГУ. - М.,1961.
-235-
34. П.А.Ребиндер, Н.В.Михайлов. Научные основы технологии производства новых материалов. Вестник АН СССР, № 10, I96I.
35. В.М.Сиденко, О.Т.Батраков, А.И.Леушин. Технология строи -тельства автомобильных дорог, часть П. Технология строи -тельства дорожных одежд. - Шев, Вища школа, 1970, 330 с.
36. И.В.Королев, В.А.Золотарев, В.А.Ступивцев. Асфальтобетонные покрытия. Изд. Донбасс. - Донецк, 1970,-с.201-207
37. DURIEZ М. Betons bitumineux compacts executes a chaud ,(2a-racteristiques et performances d'un beton type.revue Gene rale des routes et des aerodromes.№273.1954.
38. И.В.Королев, О.Т.Батраков. О толщине битумной пленки в асфальтовых бетонах. Труды СоюздорНИИ, вып. 46, - М.: 1970,-с. 201-206.
39. О.Т.Батраков, И.В.Королев, Г.Р.Фоменко. Структурно-механические свойства дисперсных битумоминеральных смесей. Труды СоюздорНИИ, вып. 44. - М.: I97I, - с. I05-II4.
40. И.В.Королев, К.С.Дроздов, Б.И.Дегтярев. Когезионная проч -ность битума в тонких слоях. Изд. вузов, серия Строитель -ство и архитектура, № 3, 1976,-с. 152-156.
41. И.А. Рыбьев. Асфальтовые бетоны. - М.: Высшая школа, 1969.-с. 396.
42. Л.Б.Гезенцвей и др. Дорожный асфальтобетон. - М.: Транс -порт, 1976, - с. 336.
43. А.С.Колбановская, В.В.Михайлов. Дорожные битумы. - М.:Транс порт, 1973.
44. И.М.Руденская. Взаимосвязь свойств и состав битумов. Труды СоюздорНИИ, вып. 46, 1970, - с. 25-30.
45. NAKEL Е. Sparsamer Ъапеп- Ьех steigenden anforderungen. Bitumen. 1975 .37.№5 .137-149 P.
46. В.А.Золотарев. Закономерности деформирования и разрушения битумов и асфальтобетонов как основа улучшения и регулиро-
-256-
вания их свойств. Диссентация на соискание ученой степени докт.техн.наук. - Харьков, 1932.
47. А.М.Алиев. Исследование сдвигоустойчивости асфальтобетонов при высоких температурах. В кн.: Повышение качества асфаль тобетона. - М.: СоюздорНИИ, 1975, - с. II9-I24.
48. Л.Б.Гезенцвей. Асфальтовый бетон из активированных мине -ральных материалов. - М.: Стройиздат, I97I, - 255 с.
49. Ганжула А.И. К вопросу устойчивости асфальтовых бетонов при высоких температурах. Труды МАДИ, вып. 22. Автотрансиздат^-М.: 1958, -
50. Н.В.Горелышев. Рациональная структура асфальтобетона и ее влияние на работоспособность дорожных покрытий. Сб. Доклады и сообщения на научно-техническом совещании по строи -тельству автомобильных дорог. - М.: 1963.
51. Н.Н.Иванов. Пути повышения качества асфальтобетонных покрытий. Труды МАДИ, вып. 23, Автотрансиздат. - М.: 1958.
52. Н.Н.Иванов. Способ подбора наиболее плотной смеси. Ж.Автомобиль и дорога, № 4-6, 1930.
53. Н.В.Горельшев, К.Я.Лобзова и др. Асфальтобетонные смеси с уменьшенным содержанием битума. Автомобильные дороги, 1978, № 4, - с. 4-6.
54. К.Я.Лобзова, Н.В.Горелышев, Б.В.Маркин. Витумо-минеральные смеси с уменьшением содержания битума для устройства основания под асфальтобетонные покрытия. В сб. Материалы 1У Все союзного совещания по основным направлениям научно-техни -ческого прогресса в дорожном строительстве, вып. 4. - М.: 1976,- с. 45-50.
55. В.М.Гоглидзе. Пути повышения устойяивости асфальтобетонных покрытий в южных климатических условиях. Сборник докладов и совещаний на научно-техническом совещании по строительству автомобильных дорог. - М.: СоюздорНИИ, 1963, - с. 379-384.
-237-
56. В.М.Гоглидзе. Асфальтобетон в услови^к южного климата.Труды научно-технической конференции Ш И . Вып. 13. - Тбилиси, 1970, - с. 54-60.
57. В.М.Гоглидзе. Некоторые вопросы оценки прочности смесей, применяемых в дорожных покрытиях. Труды МАда,1958, вып.23, с. I06-II0.
58. В.М.Гоглидзе. Расчет нежестких дорожных покрьгаий на сдви -гоустойчивость. Тезисы докладов на XIX научно-технической конференции вузов Закавказских республик. - Тбилиси,1977, с. IIO-III.
5 9 . LUCAS,А.G. M o d i f i e d b i t u m e n s f o r r o l l e d a s p h a t s , " H i g h w a y s
and r o a d c o n s t r u c t i o n i n t e r n a t i o n a l . " 1976 , 4 4 . № 1 8 0 0 . 4 - 5 p.
6 0 . DOAN TU HO. CxRIGNARD ,UGE,"P • . K v o l u t i o n s u r rouffie
de l i a n t e t e n r o b e s b i t u m i n e u x , E t u d e de l a b o r a t o i r e s u r p r e
l evemen t .LCPC, R a p p o r t de r e c h e r c h e . № 4 5 . 1 9 7 ^ . 4 6 p . 8 8 Pa
6 1 . GRIMAUX.J.P.GRIGNARD A.HUET M. Reve tement en b c t o n de l i a n t e
H y d r o c a r b o n n e s m o d i f i e s . L C P C . R a p p o r t de r e c h e r c h e I c p c IP
6 2 . 1 9 7 6 . 4 6 p .
6 2 . SOLIMAN S . I n f l u e n c e der> p a r a m e t r e de f o r m u l a t i o n s u r l e
compor tement a l a f a t i g u e d ' u n e n r o b e b i t u r a ineux .LCPC.
R a p p o r t de r e c h e r c h e № 5 8 . 1976 ,104 p .
6 3 . GARRIQUES C.VINCEF:' P , S u l f u r a s p h a l t b i n d e r s f o r r o a d con
s t r u c t ion.New S u l f u r Washington,13.6 1 9 7 5 . 1 0 0 - 1 5 3 . P .
64. Сайко Соатиро, Способ повышения прочности асфальтовых бетонов путем добавки бетонной крошки. СЭКО, Гидзюцу,1975, №8.
6 5 LOVACEK.ZDEIW.K.STIBRANY PAVEL,VOVZKY m e s t k y s h nowunikacuv
z a r a d o v a c i c h p r u h o c h k r i z o v a t i c h s p o u r i t i r a p l a s t i k y c h homo
t s i l n OErop. 1 9 7 5 . 3 6 . № 5
- 2 3 8 -
бб. DUBNER.R.Wasserfuhrrende fahrbahnrader von asphaltsaben in
r a t i o n e l l e r festigung-bitumen.I976.38.N02. 55p.
67.DUBI\fER R. Temperaturfagen beim Einbau und verdichten von
asphaltsabenmischgut.Strassenban technik 1973.№1. page23-
28. 68.V.VEVERKA. Resistance a I'ornierage des chaussees a revete-
ment hydrocarbonique.Journal technique rout.N^ spec,I97325^ 17
69,VERSTRATEN. JContr ibut ion a l a formulation de melange hydr
ocarbones durables et s t a b l e . Journal technique rou t i e r e № З.Тога 23. 1978 p . I - I 6 .
70. Н.И.Иванов. Прочность и устойчивость покрытий из смесей каменных материалов и органических вяжущих. Труды МДЦИ, вып. 18, 1956, с. 5-12.
71. Н.А.Сархан. Разработка требований к сдвигоустойчивости асфальтобетонных покрытий в условиях жаркого климата Египта. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. -М.: 1977, - с. 166.
72. М.И.Баловнева. Исследование влияния гранулометрического сое тава- на сдвигоустойчивость асфальтобетона. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - М,: 1969,с.277.
73. Э.А.Казарновская. К вопросу о характеристиках прочности асфальтобетона. В сб. Доклады и сообщения по строительству автомобильных дорог. - М., 1963, - с. 43-47.
74. Л.С.Губач. Исследование сдвигоустойчивости теплого асфальтобетона в процессе его деформирования. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук - 0мск:1970, с. 20.
75. Е.Г.Таращанский, Ю.В.Соколов, Л.С.Губач. Особенности деформирования покрытий из теплых асфальтобетонных смесей. Автомобильные дороги, № 9, 1965, - с.18-19.
-239-76. А.В.Полетаев, Е.Г.Авруцкая. Пути повышения сдвигоустойчи-
вых покрытий для условий Средней Азии. Труды СоюздорНИИ, вып. 46, 1976, - с. 98-101.
77. А.И.Лысихина. Дорожные покрытия и основания с применением битумов и дегтей. Автотрансиздат, - М.: 1962, - с.360.
78. О.Т.Батраков, В.А.Золотарев. Исследование прочностных свойств асфальтовых бетонов. Изд. вузов №9, I976,-cII3-II6.
79. М.И.Валовнева. К вопросу о сопротивлении асфальтобетона сдвигу. Труды СоюздорНИИ, 1967, вып. II, - с. 127-136.
80. В.А.Захаров. Исследование влияния состава горных смесей на устойчивость покрытий автомобильных дорог. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Л.:1964,-с.17б.
81. НЕWIT.WILLIAM L.Analysis of flexible paving mixtures the о retical design procedure based on shear strength.Highway res.Rec.No 104.1965.
8 2 . ELVIIA J.L.FERNANDEZ J .A . DEL CAKPO.comportement mecanique
des melanges h i t u m i n e u x . B u l l e t i n des l i a i s o n des l a h o r a t o i -
r e s des ponts e t chaussees.No spec;V.1977.153-163 p .
83. В.Н.Кононов, М.Н.Клейман. К вопросу выбора новых парамет -ров оценки свойств асфальтобетона. Сборник докладов и сообщений на научно-техническом совещании по строительству ав -томобильных дорог. СоюздорНИИ, - М.: 1963, - с. 400-414.
84. В.В.Страгис. Обоснование требований к сдвигоустойчивости асфальтобетона, применительно к местным условиям Литовской ССР. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн. наук, - Вильнюс, 1974, - с. 184.
85. А.Я.Грибков. Ж. Транспорт и дороги города, 1934, № I, с. 14-15.
86. Н.Ф.Починский. Исследование прочности асфальтобетона в зависимости от оптимальных составляющих. Труды ГДАДИ, вып.25, I96I.
-240-
87.G0ETI.W.H.andSCHAUBS.H.Trlaxial t e s t i n g of b i tuminous mix
tures.ASTM.STR.№ 253 2929.
88. Н.М.Авласова. Зависимость структуры и свойств асфальтобетона от дозирования компонентов. Автотрансиздат, - М.: I960, с. 31.
89. Н.В.Горелышев. Рациональная структура асфальтобетона и ее влияние на работоспособность дорожных покрытий. Сб.докладов и сообщений на научно-техническом совещании по строительству автомобильных дорог. СоюздорНИИ. - М,: 1965, с. 200-222.
90. В.А.Захаров. Исследование упруго-пластических свойств би-тумоминеральных смесей. Доклад и сообщение на научно-тех -ническом совещании по строительству автомобильных дорог.-М.: 1963, - с. 428-443.
91. В.А.Захаров, А.А.Калерт. Сдвигоустойчивость черных дорож -ных покрытий. Автомобильные дороги, № 7, 1967,- с.16-17.
92. Чань Динь Биу. Исследование некоторых вопросов технологии строительства асфальтобетонных покрытий в условиях жаркого и влажного климата. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук, МАДИ. - М.: I97I, с. 23.
93. Н.Н.Иванов. Об установлении требований к прочности асфальтобетонных покрытий при высоких температурах. Труды МАДИ, вып. 16. - М.: с. 5-II.
9 4 . NIJBOER L.V/.Hecanical des ign of a s p h a l t roads.Proc.HRB
1954. Vol 23 .
95. Н.В.Горелышев. Принцип структурообразования асфальтового бетона. Труды СоюздорНИИ, вып. 7, Изд. Транспорт, - М.: 1966, с. 37-38.
96. А.М.Богуславский. Оценка асдвигоустойчивости и трещиноус-тойчивости асфальтобетонных покрытий. Автомобильные дороги, № 9, 1976, - с. 10-12.
-241-97. В.М.Сиденко, О.Т.Батраков, М.И.Волков. Автомобильные дороги.-
Киев: Буд1вельник, 1973, с. 173. 98. О.Т.Батраков, А.В.Юхименко. Исследование реологических
свойств асфальтовых бетонов. Известия вузов, серия Строительство и архитектура, № II, 1965, с. 83-89.
99. И.В.Королев. Дорожный теплый асфальтобетон. - Харьков,Вища школа, изд-во ХГУ, 1975, с. 183.
100. А.М.Богуславский, Л.А.Богуславский. Основы реологии асфальтобетона. Высшая школа. - М.: 1972, - 200.
101. И.М.1^денский, А.В.руденская. Реологические свойства биту-моминеральных материалов. - М.:Высшая школа,I97I, - с.130.
102. И.М.Руденская, А.В.Руденский. Реологические свойства битумов. - М.: Высшая школа, 1967, - с. 115.
103. Ю.П.Ткачук. Влияние структурных особенностей асфальтобетона на закономерности его вязкоупругого поведения при статическом нагружении. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Харьков; 1977.
104. В.А.Золотарев, С.М.Мищенко. Исследование внутреннего тре -ния при деформации асфальтобетона. Вести Львовского политех нического института, 1976, № 97, с. 133-137.
105. радЕУ.Л.А ZOLOTAREV VA.VINOCJRADOV G.V V i s c o - e l a s t i c p ro -
p e t i e s of bi tumens in con t inous and c i c l i c de format ion .
Rheo i .Ac ta ,1975 . Vol . 1 4 . № 2 . 135-144 p .
106. В.А.Золотарев. Влияние вязкости битума на механические свойства асфальтобетона. Известия вузов. Строительство и архитектура, 1977, № 10, - с. 135-139.
107. И.М.Борц, Г.М.Мищенко, З.А.Золотарев, Влияние состава и структуры асфальтобетона на его уплотняемость. Автомобильные дороги. № 6, 1984, с.22-23.
108. О.Т.Батраков.Теоретические основы уплотнения грунтов земля-
-242-
ного полотна и слоев дорожных одежд катками на пневматических колесах. Автореферат диссертации на соискание ученой степени д-ра техн.наук. - М.: 1979, с. 29,
109. Н.Н.Маслов. Проблема устойчивости и деформации грунтов. M.-I., ГОСэнергоиздат, I96I, 324 с.
Н О . Ю.В.Соколов. Исследование структурно-механических свойств и сдвигоустойчивости битумоминеральных смесей на эмульсии с учетом свойств минерального остова. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук, Омск, 1966, с. 18.
111. Рекомендации по проектированию строительства прочных и теплоустойчивых дорожных покрытий. Под ред. А.А.Иноземцева. -Л.-М.: Госстройиздат, 1963, с. 65.
112. Качанов A.M. Теория ползучести. Физматиз. - М.: I960. И З . Б.И.Ладыгин. Исследование пригодности слабых каменных мате
риалов для асфальтобетонных покрытий. Докторская диссерта -ций, - М.: 1955.
114. А.О.Салль. Уточнение расчетных параметров битумоминеральных материалов при воздействии повторных нагрузок. Труды Союз -дорНИИ, вып. 78, - М.: 1974, с. 221.
115. Я.Махмудов. Исследование прочности и деформационной устойчивости асфальтобетонных покрытий при высоких температурах в условиях сухого и жаркого климата Узбекской ССР, Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук,-М.: 1973, 18 с.
116. Е.М.Лившиц. Теория молекулярных сил притяжения между телами, ШЭТФ, т. 29 в I/7I, июль 1956, с. 94-110.
117. Н.Е.Дзялошинский, Е.М.Лившиц, Л.П.Питаевский, Ван-дер-Ва -альсовы силы в жидких пленках. ЮТФ, т.37 в 1/7) июль, 1959, с. 229-241.
-243-
118. Е.М.Лившиц, Л.П.Питаевский. Теоретическая физика. Статистическая физика. Часть 2. Теория конденсированного состояния. Наука, - bL: 1978, 478 с.
119. Н.Н.Павлов. Теоретические основы общей химии. Высшая школа-М.: 1978, - 478 с.
120. Д.Ж.Гиршвельдер, Г.Кертис, Р.Берд. Молекулярная теория газов и жидкостей, изд-во И.Л., - М.: 1961, с. 929.
121. И.Ф.Ефремов. Периодические коллоидные структуры. Химия, Л., I97I, - с. 190.
122. С.Моррисон. Химическая физика поверхности твердого тела, -Мир. - М.: 1980. - с.488.
123. Д.С.Сандитов, Г.М.Бартенев. Физические свойства неупорядо -ченных структур. Наука. Сибирское отделение. Новосибирск, 1982, - с. 254.
124. Ю.А.Покутнев, О.Т.Батраков, Н.М.Гудзинский. Полимерные материалы в дорожном строительстве. Изд-во НТО, Харьков, 1982,-с. 60.
125. В.М.Сиденко, О.Т.Батраков, Ю.А.Покутнев. Дорожные одежды с парогидроизолятдионными слоями. Транспорт. - М.: 1984, -с. 142.
126. Я.А.Калужский, О.Т.Батраков. Уплотнение земляного полотна и дорожных одежд. Транспорт. - М.: I97I, - с. 157.
127. Ю.Н.Работнов. Ползучесть элементов конструкций. Науку. - М.: 1966, с. 752.
128. И.И.Гольберг. Механическое поведение полимерных материалов. Химия. - М.: 1970, - с. 189.
129. П.М.Огибалов, В.А.Ломакин, Б.П.1й!шкин, Механика полимеров, изд-во МГУ, 1975, с. 527.
130. М.А.Колтунов, В.П.Майборода, В.Г.Зубчанинов. Прочностные расчеты изделий из полимерных материалов. Машиностроение,-
-2U-
М.: 1983, - с. 235. 131. А.К.Бируля, О.Т.Батраков. Конструирование и расчет дорожных
одежд с учетом их структурно-механических свойств. Песп.сб. "Автомобильные дороги и дорожное строительство". Киев:,в.1, 1965, - с. 27-35.
133. О.Т.Батраков. Учет кратковременных нагрузок при конструиро -вании и расчете нежестких дорожных одежд. Материалы к науч.-тенх.конференции по динамике воздействия на грунты и одежды автомобильных дорог. - Л.: 1984, с. 102-107.
133. Н.И.Безухов. Введение в теорию упругости и пластичности. Стройиздат, 1950, - с. 247.
134. Ду15:Дурье. Теория упругости. Наука. Физматгиз, - М.: 1970,-с. 939.
135. ГОСТ 9128-76. Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. - М.: 1978. - с. 27.
136. ГОСТ 12301-77. Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродром -ные, асфальтобетон. Методы испытаний. - М.: 1977, - с. 37.
137. Руководство по строительству дорожных асфальтобетонных по -крытий. - М.: Транспорт, 1978, - 190 с.
138. Л.С.Губач, Ю.В.Соколов. К вопросу оценки сдвигоустойчивости дорожного асфальтобетона. Труды Тюменского индустриального института. Тюмень: 1969, - 35-40 с.
139. В.П.Подосинова. Исследование структурно-механических свойств песчаных, горячих и теплых асфальтобетонов. Диссертация на соискание учен.степ.канд.техн.наук. - Харьков: 1972.
140. VENGAYLY М.contribution а 1'etude du comportement • mecanique du beton bitumineux par des essais a vitease de deformation constante. These de docteur ingenieur.. Paris.1970.195 p.
-245-141. I-:ALAISE;M.VAN GAUWELAICRT P.Le pourcentage des vides residuels
p^rametre raajeur de la composition d'un beton asphaltique ferme. revue generalc des routes et aerodromes. 1973 page 45
I42,B0NN0T' J.Le point de vue frangais sur la formulation de materiaux bitumineux stables et sur la reparation des re-te vetements ornieres. Revue generale des routes et aerodromes № 579. I98I. P.43-44.
143 • BROV/N S.E.Essais triaxiaux sur enrobes bitumineux en char gement repete ou en fluage.Bull.LiaisonSpec.V.1977.0.125-137.
144 AUSSEDAT.G.L'essai de fluage dynamique dans la formulation des enrobes et lo dimensionnement des chaussees.Bull. Liai son laboratoire des ponts et chausseees ;Special V.I977 139-151 p.
145. И.А.Рыбьев. Строительные материалы на основе вяжущих вещеетв - М.: Высшая школа, 1978, - 308 с.
146. Н.В.Горелышев. Исследование асфальтобетона каркасной структуры и его эксплуатационных свойств в дорожных одеждах. Автореферат на соискание ученой степени д-ра техн.наук. - М.: 1978, - 36 с.
147. DURIEZ М. ARRAMBIDE J. Nouveau traite de materiaux de com sti;uction.Tome 3; dunod. paris 1962 1543 page.
148. А.О.Салль. Влияние гранулометрии минеральных составляющих на свойства асфальтобетона. Труды Союэдорнии, вып. И З . - М.: 1979. - с. 3-14.
149. Н.В.Горелышев, К.Я.Лобзова. Устройства асфальтобетонных оснований повьш1енной пористости. Труды Союэдорнии, вып. 99. -М.: 1977, с. 9-22.
-246-
150. Е.А.Веребская. Исследование вязкоупругих свойств дорожных битумов. Автореферат диссертации на соискание учен.степени канд. техн.наук. - Харьков: 1978, - 21 с.
151. Ю.В.Завадский. Статическая обработка эксперимента. - М.: Высшая школа, 1976, - 270 с.
152. И.М.Грушко, В.М.Сиденко. Основы научных исследований - Харьков. ХГУ, 1977, - 199 с.
153. Г.М.Мищенко. Исследование асфальтобетона как материала для полов промышленных зданий. - Диссертация на соискание учен, степ. канд.техн.наук. - Харьков: 1974, - 192 с.
154. Т.А.Ларина. Двуступенчатая битумосберегающая технология про изводства асфальтобетонных смесей. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - М.: 1984.
155. А.А. Павлык, Е.М.Коссовский и др. Новая техника, изобретательство и рационализация в дорожном строительстве. - Киев: Буд1вельник, I98I, - 12§ с.
-247-
ПРИЛОЖЕНИЕ I Калькуляция приготовления горячих асфальтобетонных
смесей имесь тип I СНиП 1У-3.82, часть 1У,табл.27-58
-' стоимость руб.
Стой- j мость ; единицы} измере-j* ния j , L
количест во один
I. Затраты труда дн. - 22,1 -
2. Заработная плата руб. 13 - 13 33. Асфальтобетонный завод т.ч. 121,8 3,18 387,32 4. Щебень фракции 3-10 мм мЗ 5,12 50,35 257,79 5. Высевки запорожские п 2,15 13,42 28,85 б. Песок п 3,11 4,62 14,36 7. Минеральный порошок Т 5,04 5 25,2 8. Битум вязкий м 34 6,25 212,5
54 7,02 9. Начисление на зарплату строителей % 13
10. Начисление на зарплату машинистам 11, Прочие материалы
В с е г о : 1011,7 р. Стоимость I т смеси составляет 10,11 руб.
It 49,6 54 26,79 руб. 38,9 - 38.9
-248-
ПРИЛОЖЕНИЕ 2 Калькуляция стоимости приготовления асфальтобетона
по предложенноь^ составу
Ш пп Наименование элемен- ! Ед. тов работ ! изм. Т ! имесь прерывистая, !Стоим- ! тип А !мость !количество !ед.изм.! t f
один стоимость
руб.
I. Затраты труда ч./дн. - 22,1 -
2. Заработная плата руб. 13 - 13 3. Асфальтобетонный завод т.ч. 121,8 3,18 387,32 4. Щебень фракции 5-12 мм м^ 5,12 38,84 198,86 5. Песок п 3,11 35,18 109,4 б. Минеральный порошок т 5,04 8 40,32 7. Битум вязкий п 34 5,5 187 8. Нахшсление на зарплату строителей % 13 54 7,02 9. Начисление на зарплату машинистов п 49,6 54 26,79
10. Прочие материалы руб 38,9 - 38,9
В с е г о : 981,82 Стоимость I т смеси составляет 9,81 руб.
-249- Приложение 3
24 сентября 1984 г - ^ Г.Харьков Мы, нижеподписавшиеся от АБЗ треста Харьковспецстройме-
ханизация главный инженер Головенчиц С.Ф., зав. лабораторией Губская М.А., технолог Трембач В,В., от Харьковского автомобильно-дорожнбго института им.Комсомола Украиньт и. о.профессора Залотарев В.А. ^ мл.'н.'С. кафедры дорожно-стройтельных материалов "Поясник Г.В., Ш1Л1.С. дафедры строительства и эксплуатации дорог'Джамаль Али, составили настоящий акоГгв том, что в сентябре 1984 года пост-роен опытный участок на внутриквартальной дороге в пос.Рогань.'
Температура воздуха 15-18°С,^ бкорость ветра 3-5 м/с, ясно. Приготовлено и уложено покрытие в верхнем слое асфаль
тобетонная смесь прерывистой гранулометрии (АПГ) типа А. Для приготовления АПГ использованы следующие материалы:
битум - Кременчугского НПЗ, с условной вязкостью бб мм" , ще бень - гранитный Передаточного карьера Запорожской области M-I20 МПа, песок Кампчанского карьера, М -I,01, минеральный по-кр рошок из Балаклавского известняка.
Принят следующий состав асфальтобетона: щебень фр. 5-12 мм 54%, песка 38%, минеральный порошок 6%, битум 5,5%.
Физико-механические свойства отобранных на заводе смесей приведены в табл. I.
Таблица I. № пробы Объемная Водонасыщение Набухание Предел прочности К масса, % % при сжатии, МПа
^/с^ 20 50 • 20 3,77 1,00 3,50 0,9 3,77 1,03 3,50 0,9 3,55 1,03 3,38 0,9
1^ 2,37 2,06 0,39
2 2,37 2,11 0,44
3 2,36 2,42 0,51
-250-
П Р И Л О Ж Е Н И Е 4
-251-
МЙНИСТЕРСТВО ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ УССР ХАРЬКОВСКИЙ АВТОМОБИЛЬНО-ДОРОЖНЫЙ ИНСТИТУТ
им. Комсомола Украины
НАЗНАЧЕНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ СОСТАВОВ АСФАЛЬТОБЕТОНА С УЧЕТОМ РЕГИОНАЛЬНЫХ КЛИМАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЙ И КАТЕГОРИЯ ДОРОГ
РЕСПУБЛИКИ ЧАД (Производственные рекомендации)
Составил: инж. ДЕАМАЛЬ АЛИ. Научный руководитель:
д-р техн.наук ЗОЛОТАРЕВ В.А.
Харьков 1984
-252-
В В Е Д Е Н И Е
Одним из путей повышения долговечности дорог с асфальтобетонными покрытиями является дифференцированное назначение составов асфальтобетона в зависимости от природно-климатических и транспортных условий.
Настоящие рекомендации содержат предложения по рациональ ному использованию асфальтобетонов, применительно к транспорт ным, природно-климатическим условиям и местным дорожно-строительным материалам различных регионов в республике Чад; в зависимости от типа асфальтобетона, вязкости битума и температуры с учетом запаса на усталость.
"Рекомендации..." предназначены для дорожных организаций, проектирующих, строящих и эксплуатирующих дорожные одежды с применением асфальтобетонных слоев.
"Рекомендации ..." составлены в ХАДИ совместно с докто -ром технических наук проф. Батраковым О.Т. и доктором техни -чемких наук и.о.Золотаревым В.А.
При разработке рекомендаций учтены также результаты иссле дования СоюздорНИИ, ХАДИ, МАДИ, ГипродорНИИ.
-253-
I. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ 1.1. Повышение долговечности асфальтобетонных покрытий,
наряду с использованием общеизвестных организационных и технологических методов, может быть достигнуто путем обоснования дифференциальных требований к структуре, составам и свойст -вам, а также назначения расчетных физике-механических характе ристик асфальтобетонов с учетом климатических и транспортных условий службы одежд автомобильных дорог,
1.2. Наиболее характерными видами деформаций асфальтобе тонных покрытий на дорогах республики Чад являются сдвиги,пла стические деформации в виде волн, наплывов, выкрашивание (выбоины), просадка и др.
Интенсивность развития различных видов разрушения опре -деляется, с одной стороны, характером воздействия природно-кли матических факторов и транспортных нагрузок, а с другой - струк турой и свойствами асфальтобетона. При этом, каждым конкрет -ным климатическим и транспортным условиям соответствует опреде ленный состав асфальтобетона, являющийся в данных условиях оп тимальным. Выбор такого состава является одной из первостепенных задач при проектировании и строительстве одежд с асфальтобетонными покрытиями.
1.3. Целью настоящих "Рекомендаций..." является повыше -ние долговечности и экономичности асфальтобетонных покрытий за счет дифференцированного применения типов, видов и марок ас -фальтобетонов в соответствии с условиями движения и климатичес кими особенностями различных районов ЧАД,
-254-
2. Районирование территории страны
2.1. Дифференцирование дорожно-климатических районов, предлагаемое в настоящих "Рекомендациях...", основывается на учете максимальных летних температур асфальтобетонных покрытий, а итакже годового количества осадков. Построенное на учете этих признаков районирование территории Чад позволяет вьщелить 3 района (рис. I) - районы обозначены цифрами - индекс А означает, что районирование произведено по температурным условиям работы асфальтобетонных покрытий.
3.2. Определение принадлежности административной области к дорожно-климатическому району необходимо производить в соответствии с данными, приведенными в таблице I и картой страны (рис. I).
Т а б л и ц а I Районирование территории Чад по температурным условиям
работы асфальтобетонных покрытий
Обозначение района
Максимальная температура покрытия ,
jГодовое {Количество jосадков, j мм
Административная область
A-I 62 50 Борку-Энеди-Тибести-Канем
А-П 60 200-800 Шари-Багирми,Бата, Уаздай, Билтин, Гера
А-Ш 57 до II00 Муаэм-Шари, Логон-Ориэнталь Логон-Оксиденталь Саламат, Мауо-Кеби.
Муаэм-Шари, Логон-Ориэнталь Логон-Оксиденталь Саламат, Мауо-Кеби.
-255-
3. Требования к материалам для приготовления смесей 3.1. Б и т у м ы . Для приготовления асфальтобетооных
смесей применяют нефтяные дорожные битумы, соответствующие-^pe бованиям ГОСТ,22245.76 п ВСЕОМ- СЕВТР -ЮНЭСКО ( Guide pra tique pour I'entretien des routes en afrique).
Для улучшения сцепления битума с поверхностью минеральных материалов основных пород применяют анионактивные вещества типа высокомолекулярных жирных кислот. Их вводят в битум в количестве 3-Ь% по массе.
Для улучшения сцепления битума с поверхностью минеральных материалов кислых пород применяют катионактивные поверхностно-активные вещества. Эти добавки вводят в количестве 0,5-3% по массе.
3.2. Щ е б е н ь и г р а в и й . Для приготовления асфальтобетона используют щебень, получаемый дроблением массив ных горных город магматического, осадочного или метаморфическо го происхождения.
Свойства каменных материалов должны соответствовать требо ваниям ГОСТ 9128-84, ГОСТ 8267-82, ГОСТ 10260-82, ГОСТ 3344-83, ГОСТ 8268-82, ВСЕОМ-СЕВТР (manuel sur les routes dansles zones tyopicales et dezertiques), ЮНЭСКО (guide pratique pour I'entre tien des routes en afrique»
Для улучшения сцепления битума с минеральными материалами (особенно гравийными) целесообразно проводить активацию их
поверхности введением минеральных вяжущих (известь, цемент) в количестве 1,5-3% по массе минерального материала.
3.3. П е с о к . Для приготовления асфальтобетонных смесей применяются как природные, так и искусственные (дробленые)
-256-
Рис. I. Районирование республики ЧАД по условиям работы асфальтобетонных покрытий: A-I - пoJQгпycтыннaя и пустынная зона; А-П - сахельская зона;
А-Ш - зона влажная.
-257-пески. Необходимо применять дробленые пески, что способствует повышению сдвигоустойчивости асфальтобетона.
Песок, применяемый для асфальтобетонных смесей, должен отвечать требованиям ГОСТ 8736-77, ГОСТ 9128-84.
Дробленый песок для асфальтобетона типа Г I и П марок должен изготавливаться из тех же горных пород, которые служат для получения щебня, предназначенного для смеси типа А по ГОСТ 9128-84 .
В качестве дробленого песка допускается применение отходов дробления каменных материалов с небольшим размером зерен 5 мм.
В случае использования в асфальтобетонных смесях граве -листых песков следует производить их обработку известью ?S от массы песчаных фракций).
3.4. М и н е р а л ь н ы й п о р о ш о к . Для смеси 1-1У марок в основном рекомендуется активированный и гидрофо-бизированный, а также неактивированный обычный карбонатный (известняковый) минеральный порошок, отвечающий требованиям ГОСТ 16557-78.
Гидрофобизированные минеральные порошки - это порошки, поверхность частиц которых обработана органическими вяжущими (гидрофобизатором) путем смещения порошка и гидрофобизатора в нагретом состоянии.
Активированные минеральные порошки в соответствии с ГОСТ 16557-78 - это порошки, поверхность частиц которых обработана активатором в процессе измельчения каменных материалов.
Для асфальтобетона I марки рекомендуется преимуществен -ное применение активированных и гидрофобизированных минеральных порошков, для асфальтобетонов П марки - гидрофибизирован-
-258-НЫХ порошков. Активированные порошки для асфальтобетона П и Ш марки, гидрофобизированные для асфальтобетона Ш и 1У марок возможно применять при соответствзпощем технике-экономическом обосновании,
Кроме этих минеральных порошков, доцускается применение порошкообразных отходов промышленности: цементная пыль- или.-известь (ЮНЭСКО -4 uide pratique pour I'entretien des routes en Afrique, 1982).
Порошкообразные отходы промышленности, применяемые в качестве минерального порошка, должны отвечать требованиям ГОСТ 9128-84, ВСЕОМ-СЕВТР.
4. Оптимальные гранулометрические составы смесей и требования к свойствам асфальтобетона
Асфальтовые бетоны подразделяются в зависимости от вязкости применяемого бит5яма и температуры уплотнения на горячие и холодные, в зависимости от крупности применяемых максималь -ных зерен - на крупно-, средне-, мелкозернистые и песчаные;в зависимости от грароглометрического состава - на типы А, Б, В, Г и Д в зависимости от качества используемых минеральных материалов - на асфальтобетоны I, П, Ш и 1У марок.
Зерновой состав минеральной части асфальтобетонных сме -сей и содержание в них битума должны соответствовать требованиям табл. I.
Для асфальтобетона типов А, Б I и П марок с целью новы шения плотности асфальтобетона рекомендуется применять смеси с максимальной крупностью зерен 15 мм или 20 мм и не рекомендуется использовать смеси с максимальным размером минеральных зерен 10 мм.
Для дорог Ш категории в смесях Ш марки в качестве крупной
-259-
составляющей возможно использовать смесь дробленого и естественного гравия требуемых фракций в соотношении 1 : 1 .
В смесях 1У марки на дорогах с малой интенсивностью дви -жения допускается использовать в качестве крупной составляю -щей естественный гравий (желательно) активированный известью или цементом), При этом следует применять мелкозернистые смеси с содержанием фракции 5-15 мм не более 40^.
Показатели филико-механических свойств плотных горячих асфальтобетонов на территории ЧАД А-П умеренным увлажнением от 200 до 800 мм осадков за год должны соответствовать требова ниям табл. 2.
На всей территории страны А-Ш, где количество осадков за год колеблется в пределах от 200-1100 мм за год, рекомендуемые значения пористости минерального остова, остаточной пори -стости, водрнасыщения, набухания и коэффициента длительной водоустойчивости асфальтобетона необходимого принимать в соответ ствии с требованиями таблицы 3, а значения других показателей свойств в соответствии с требованиями табл. 2.
Для района A-I, в связи с высокими летними температурами, механические свойства асфальтобетонных смесей должны удовлетворять требованиям, приведенным в табл. 4, а значения других показателей свойств - в соответствии с требованиями табл. 2
5. Выбор типов и видов асфальтобетона применительно к условиям республики ЧАД
При выборе оптимального типа, вида и марки асфальтобетона для дороги данной категории и конкретного района строительства целесообразно пользовпться таблицами 5 и 6.
Рекомендуемый гранулометрический состав асф бетонных смесей
Наименование асфальтобетонных смесей и тип асфальтобетона
Содержание зерен минерального мат ! данного размера, мм Наименование асфальтобетонных смесей и тип асфальтобетона ; 20 i 15 i 10 i i i „ _ „, i , _
2,5 i 1,25 i \ z i a 1 4 1 D b i 7
Асфальтобетонные смеси для плотного асфальтобетона,при меняемого в серхнем слое покрытия
- среднезернистых типов непрерывная грануло А 95-100. 80-85 64-70 45-50 30-33 22-28 Б 95-100 85-91 70-80 50-65 38-52 28-39 В 95-100 91-96 80-90 65-80 52-66 39-53
- мелкозернистых типов А 95-100 67-75 45-50 30-38 22-28 Б 95-100 75-85 50-65 38-52 28-39 В 95-100 85-93 65-80 52-66 39-53
песчаных типов Г Д
среднезернистых типов А
мелкозернистых типов А
! <! ! 3 ! 4 ! b ! b ! V
. 95-100 68-83 45-67 _ 95-100 74-93 53-86
прерывистая грацулометрия
95-100 78-85 60-70 35-50 35-50 35-50
95-100 63-75 35-50 35-50 35-50
- 2 6 2 -
Т а б л и ц а 2 Требования к свойствам асфальтобетона
Наименование Нормы к свойствам для асфальтобетонов марок показателей I I I
I } П } Ш i 1У i а \ (i ! 4 ! D
I. Пористость имнераль ного остова,% по объему для асфальте бетонов типов А и Б 15-19 15-19 15-19 15-19
В и Г 18-22 18-22 18-22 18-22 д - - не более 22 не более 22
2. Остаточная порис -стость, % по обеъму 2,5-4,5 2,5-4,5 2,5-4,5 2,5-4,5
3. Водонасвдение, % по объему, для асфальтобетонов, типов:
А 2,0-4,5 2,0-4.5 Б и Г 1,5-3,5 1,5-3,5 1,5-3,5 1,5-3,5 В и д 1,5-3,0 1,5-3,0 1,0-3,0 1,0-3,0
4. Набухание, % по объему,не более 0,5 1,0 1,0 1,5
5. Предел прочности при сжатии. Па,не ме нее, при температуре л а) +20°С для асфальтобетонов всех типов . 26-10^ 24'10^ 22-10^ 20-10^ б) +50°С для ас
фальтобетонов типов:
А 11-10^ Ю-10^
-263-Продолжение таблицы 2
-3- т ^ Б и В Г Д
6. Коэффициент водостойкости, не менее
7. Коэффициент водостойкости при длительном водонасы -щении.не менее
8. Сцепление с мине -ральной частью битума асфальтобетонной смеси
1Ж-10^ 11-10^ 10*10^ 15-10^
0,9
12*10 13* Ю'
0,85
0,85 0,75
irio^
0,8
0,70
В ы д е р ж и в а е т
9-10^
9» 10^
0,7
0,60
Т а б л и ц а 3 Требования к физическим свойствам асфальтобетона
для покрытий в рамках А-Ш
Наименование ! Нормы для асфальтобетона марок покрытий ! I ! П ! ш !
! 1У i ! г "'"'Г а ! 4 j D
I. Пористость минерального остова, % по объему, для асфальте бетонов типов
А и Б 15-18 15-18 15-18 15-18 В 17-20 17-20 17-20 17-20 Г 17-20 17-20 17-20 -
Д - 17-20 17-20 17-20
-264-
Продолжение таблицы 3
i ! ii ! а ! 4 ! b 2. Остаточная порис -
тость, % по объему 2-4 2-4 2,4/2,5- 2-4 4,5
3. Водопоглощение, % по объему, для асфальтобетонов типов:
Б и Г 1,0-2,5 1,0-2,5 1,0-2,5 1,0-2,5 А 1,5-3,0 1,5-3,0 _ _
В и д 1,0-2,0 1,0-2,0 1,0-2,0 1,0-2,5
4. Набухание, % по объему, не более 0,5
5. Коэффициент водостойкости, не менее 0,95
6. Коэффициент водостойкости при длительном водонасы -щении не менее для асфальтобето -нов из горячих смесей 0,90
0,5
0,90
0,8
0,85
0,8
0,80
0.85 0,80 0,75
Т а б л и ц а 4 Требования к механическим свойствам асфальтобетона
для покрытий дорог в районе А-Т
Наименование нормы для асфальтооетонов
марок I i n ! ш i 1У
i <i ! а ! 4 ! D Предел прочности при сжатии МПа не менее ' при температурах:
-265-
Продолжение таблицы 4
i ! ^г ! У ! 4 ! Ь а) +20°С для асфаль-
тобетбн0в;:всех типов 28-10^ 26-10^ 24*10^ 22-10^
б) +50°С для асфаль тобетонов типов
А 12*10^ irio^ - -
Б и В 15-10^ 13-10^ II-10^ 10-10^ Г 16-10^ 14-10^ - -
д - 16*10^ 13-10^ 11-10^
Критериями для установления оптимального типа и вида асфальтобетона (табл. 5 и 6) в каждом климатическом районе для дорог различных категорий служили: температура пласти -ческого разрушения асфальтобетонного образца под действием постоянного ннпряжения при линейно возрастающей его темпера -туре; предельное сопротивление сдвигу при кручении; коэффи -циент длительной водоустойчивости.
В соответствии с приведенными в табл. 5 рекомендациями для дорог I и П категорий наиболее приемлемы асфальтобето -ны с гранулометрией типа А, Б и Г первой марки. При этом содержание щебня в асфальтобетоне типа А рекомендуется в пределах 50-55%, поскольку при большем содержании щебня ухудшается уплотняемость смеси, снижается водоустойчивость, сдвиго-устойчивость и усталостная прочность асфальтобетона. По этим же причинам содержание щебня в асфальтобетоне типа Б для до -рог Ш-1У технических категорий находится в пределах 35-45%. Содержание битума в смесях применяемых для районов A-I должно быть на 0,5-0,7% меньше, чем для района А-Ш.
-266-
Применение указанных в таблицах 5 и б марок асфальтобетона для дорог соответствующих категорий и климатических районов характеризуется наибольшей технико-экономической эффек тивностью. При наличии соответствующего экономического обос -нования допускается применять асфальтобетоны, марка которых выше указанной в таблицах для дорог данной категории. Применение марок асфальтобетонов ниже указанных в таблицах не допускается
При назначении марки битума следует придерживаться общего правила, согласно которому с повышением содержания щебня вязкость битума должна расти,
Т а б л и ц а 5 Рекомендуемые типы и виды асфальтобетона
для дорог I и П категории
Темпе 1 Категория дороги ратур ныв I ! П районы !марка ! !асфаль! !тооето! ! на ! 1 г
тип асфальте бетона -!оитум с глу!марка !биной прони!асфаль !кания иглы,!тооетс ! I/IO мм ! на t 1
! ТИП ас! Лфальто-! >! бетона ! ! ! i i
оитум с глубиной пропивания иглы, I/IO мм •л ! ii } а ! 4 ! Ь ! b i У
A-I I А,Б 40/60 КП) А,Б, 60/90 В,Г 60/90
20/40 БПВ
в,г 40/60 20/40 БПВ,БЩ
А-П I А,Б; 60/90 КП) Б,В, 60/90,40/60 В,Г 40/60
20/40 Б Щ БПВ
Г 20/40, БПВ
-2^7-Продолжение таблицы 5,
T~S , 3 ! 5 Г"5 ! б ! Т
А-Ш А,Б. 60/90 1.П Б,В,Г 60/90, В,Г 40/60
БПВ БЩ
40/60 БПВ,БЩ
Для покрытия дорог района А-П и особенно А-Ш должны применяться битумы с добавками поверхностно-активных веществ.
Повышение водоустойчивости и сдвигоустойчивости асфальтобетона для дорог в районах А-П и А-Ш (особенно) может быть достигнуто применением в смесях в качестве минерального порошка низкомарочного цемента или добавок извести (БМВ) для дорог высшей категории рекомендуется использование битумополимерных вяжущих (БПВ) с теми же значениями глубины проникания иглы,что и для обычных битумов. В случае необходимости резкого повыше -ния сдвигоустойчивости покрытия могут быть применены асфальтобетонные смеси с прерывистой гранулометрией, в которых раствор ная составляющая приготавливается на основе высоковязкого битума.
Т а б л и ц а 6 Рекомендуемые типы и виды асфальтобетона для
дорог Ш-1У категории Темпера- t категория дорогТ турные районы ^ н ы е ; : III ! 1у
!марка ! тип ad битум с глу!марка ! тип ас ! битум с !асфаль!фальто! биной прони!асталь !тобе- !бетона! кания иглы,!тоое-1тона ! ! I/IO мм !тона ! f f I
taльтo-! глубиной етона ! проникания ! иглы,1/10 I 1 \ г \ '6 \ 4 ! b ! 6 ! 7 A-I П А,Б,Г 60/90 1У Б,В,Д 40/60,60/90
- 268-
Продолжение таблицы 6
i ! 1 ! 3 ! 4 ! Ь ! Ь ! V
20/40 40/60
П Б,В,Д 40/60 60/90
А-П П А,Б,Г 40/60 1У Б,В.Д 60/90,40/60 А-Ш в,д 60/90 БМВ
Ш Б,В,Д 40/60 БПВ
Recommended