nitdo_2012_2

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

УДК 624.21.011:624.93

Жесткость нагельного соединения ветвей деревожелезобетонной балки

Канд. техн. наук В.П. СТУКОВ (Северный (Арктический) федеральный университет им. М.В. Ломоносова, г. Архангельск)

Приведена разработанная автором теория расчета жесткости нагельного соединения железобетонной плиты и деревоклееного ребра деревожелезобетонной мостовой балки. Решение этого вопроса является определяющим для разработки теории расчета деревожелезобетонной балки как составного стержня с упругоподатливыми связями сдвига между ее ветвями.

Ключевые слова: жесткость нагельного соединения, деревожелезобетонная балка, упругоподатливые дискретные связи, винклеровское упругое основание, матричная форма метода начальных параметров.

Деревожелезобетонные балки являются балками комбинированного сечения и относятся к составным стержням (рис. 1). В расчетах поперечные связи приняты жесткими, связи сдвига – упругоподатливыми. Согласно А.Р. Ржаницыну [1] подобное приближение во многих практических случаях является вполне приемлемым, приводит к значительным упрощениям как всего хода решения, так и окончательных формул. Упругоподатливые связи сдвига в зависимости от конструкционного исполнения создают различную жесткость объединения ветвей балки. Сдвиг по плоскости контакта плиты и ребра балки за счет податливости связей сдвига вызывает перераспределение напряжений в частях сечения балки. Увеличение податливости соединения ведет к повышению краевых напряжений. Чрезмерное увеличение жесткости связей также нежелательно, поскольку ухудшается работа дерево-

Рис. 1. Балка комбинированного сечения – составной стержень: а – балка с нагельным соединением ветвей; б – схема связей

железобетонной балки на действие сдвигающих усилий. Решение задачи жесткости соединения ветвей деревожелезобетонной балки является одним из основополагающих, поскольку в последующем позволяет разрабатывать альтернативные направления теории расчета деревожелезобетонных балок как композитных балок с упругоподатливыми связями между ветвями балки.

Решению задачи жесткости соединения ветвей посвящены работы А.Р. Ржаницына, Ю.О. Мельникова, В.И. Кулиша, А.А. Поречина, И.Ю. Белуцкого, Е.Е. Гибшмана, А.В. Шумахера.

В теории расчета ветви балки, т.е. ребро и плита объединены нагельными соединениями. Стальные нагели одним концом заделаны в бетон плиты, другим – в древесину балки и являются дискретными связями, установленными с определенными интервалами по длине балки. При действии сдвигающих сил по шву соединения древесина ребра и бетон плиты по контакту с нагелем испытывают деформации. Древесина ребра представляет некую упругую среду, и в общем случае нагель можно рассматривать как балку, лежащую на упругом основании и загруженную на конце изгибающим моментом и поперечной силой. В случае вклеенного

вдревесину нагеля в работу включаются как сжатая, так и растянутая граничные зоны древесины. Упругое винклеровское основание, рассматриваемое в расчетах, является двусторонним. При постановке нагеля в заранее рассверленные отверстия «насухо» основание рассматривается как одностороннее.

При решении использован метод начальных параметров, достаточно широко применяемый в практике расчетов. Расчеты выполнены в матричной форме, удобной для программирования [2].

Для нагельного соединения Т = Тн. Заданная (а) и основная (б) системы приведены на рис. 2; расчетная схема – на рис. 3.

Нагель в древесине работает в сложном напряженнодеформированном состоянии. В общем случае его можно рассматривать как балку, лежащую на двустороннем упругом основании

и загруженную на конце неизвестным изгибающим моментом M0, поперечной силой Q0, которой является сдвигающее усилие Т на границе соединения «плита–ребро» деревожелезобетонной балки

вместе нагеля. Под действием на нагельное соединение силы Т нагель изогнется и ветви балки за счет совместных деформаций древесины ребра и бетона плиты сместятся относительно друг

друга на величину = d + b ( d, b – деформации древесины и бетона соответственно).

Предполагается, что деформации – упругие, для древесины не превышают прочностной характеристики на смятие, поскольку в противном случае соединение получит остаточные деформации и не будет работать упруго на внешнюю нагрузку.

Однородное дифференциальное уравнение упругой оси на-

геля как балки, лежащей на упругом основании имеет вид
EI	d 4 y	+ ky = 0,	(1)
	dx4

где E, I – модуль упругости материала и момент инерции площади поперечного сечения нагеля; y – прогиб нагеля; k – коэффициент жесткости линейного упругого основания – реакция, приходящаяся на единицу длины нагеля при прогибе, равном единице; k = k0 dн (k0 – коэффициент постели; dн – диаметр нагеля).

Полагаем, что основание обладает всеми свойствами винклеровского упругого основания.

Общий интеграл уравнения (1) имеет вид [3]

yx = C1eξ cosβx + C2eξ sin βx + C3e−ξ cosβx + С4e−ξ sin βx, (2) где ξ = x/L – отвлеченное число, так называемая приведенная

ордината; x – ордината расчетного сечения;

L = 4 4EI

k – упругая характеристика балки (нагеля) и основания, которая непосредственно зависит жесткости балки (нагеля) и ее основания и имеет размерность длины.

Для стального нагеля Е = Еs и I = Iн, где Еs и Iн – модуль упругости стали и момент инерции сечения нагеля соответственно.

Обозначим х/L = αx и подставим в (2), имеем

«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012	19

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

Рис. 3. Расчетные схемы: а – для нагеля в древесине; б – то же в железобетонной плите

Рис. 2. К расчету нагельного соединения: а – заданная система; б – основная система; 1 – железобетонная плита; 2 – деревоклееное ребро; 3 – положение нагеля до приложения нагрузки или воздействия к балке; 4 – то же после приложения

y

= eαxC cosβx + eαxC

sin βx + e−αxC

cosβx + e−αx sin βx

(3)

Деформации в древесине в месте заделки нагеля получим из

x

уравнения прогибов (7). При

d = y0; l = a; α = αd ; а ≥ 5d, где dн

1

2

3

Дифференцируя уравнение (3) по х, получаем уравнения

– диаметр нагеля, когда величины тригонометрических и гипербо-

лических функций таковы, что

эпюр ϕх, Мх, Qx.

(cos2αl + 2sin 2αl − 4cos

2

αl

− 2ch2αl − 3)

Постоянные интегрирования С

, С

, С

, С

4

определим из усло-

−1,

вий по концам нагеля:

1

2

3

(8)

при х = 0

2(sin 2αl + sh2αl)

(−2chαl − 0,5chαl sin 2αl − 0,5shαl sin 2αl − shαl cos2 αl)

ϕ =

dy

= ϕ0;

Q =

dM

= Es Iн

d3 y

= Tн ;

= 0,

2(sin 2αl + sh2αl)

dx

dx

dx

3

Выражение (7) принимает вид

при х = l

d 2 y

3ϕ0

Tн

М =

dϕ

= Es I

н

= 0; Q = 0.

d

=

−

,

(9)

dx

dx

2

2α

d

4E

I α

3

Во всех случаях постоянные интегрирования С выражаются

s

n d

где αd – характеристика жесткости нагеля и древесины,

через значения y, ϕ, M, Q в пределах l, где нагрузка отсутствует, а

именно в сечениях х = 0 и х = l.

αd

= 4

kd

Обозначим

eαlсosαl = k2; e−αl

sin αl = k3;

e−αlсosαl = k4.

4Es Iн

eαl sinαl = k1;

После ряда преобразований имеем выражение в матричной

kd = k0ddн – коэффициент жесткости линейного упругого осно-

форме

вания – древесины.

ϕ0

Сдвигающая сила Тх = Тн при х = 0

−

Tн

1

0

1

C2

2α

4EsIнα

3

Tн −

T 2E

I α 2 (cos2αl + 3sin 2αl + 2sh2αl −1)

=

+k2 )

−(k1 −k3 )

(k1 −k4 )

н

s

н

C3

4E

I α

2

2(sin 2αl + sh2αl)

(k1

=

k1ϕ0

, (4)

2

−

1 +

2 +

3 −

4

1 +

2 +

3 +

4

4

ϕ0

s

н

2k

(k

k

k

k

) (k

k

k

k

) C

(k1 +k2 )

ϕ0

(cos2αl + 3sin 2αl + 2sh2αl −1)

α

= 2E

I α 2[ϕ

0

−

+

(10)

→

→

s

н

2

2(sin 2αl + sh2αl)

или

(4/)

AС

= Н .

+ϕ αeαl (−0,5chαl sin 2αl + 0,5shαl sin 2αl + shcos2 αl)].

Решение системы уравнений (4) относительно С2, С3, С4 имеет

0

вид

Решим выражение (10) относительно ϕ0, принимая во внимание

С = A −1 H ,

(5)

(8)

где А–1 – матрица, обратная матрице свободных членов А. Так же из соответствующих преобразований

C = ϕ0 − C

2

+ C

3

− C

4

.

1

α

(6)

Уравнение эпюры прогибов получим, подставив значения С1,

С2, С3 , С4 в выражение (2). При х = 0

y

0

= {ϕ0 −

1

[(

ϕ0

−

Tн

)

3

α

sin 2αl + sh2αl 4α

8E

I α

s

н

(cos2αl + 2sin 2αl − 4cos2 αl − 2ch2αl − 3) +

−ϕ0eαl (−2chαl − 0,5chαl sin 2αl −

0,5shαl sin 2αl − shαl cos2 αl)]}.

(7)

ϕ0 =	Tн			(11)
	2E	I α 2
	s	н
Подставив в выражение (11), имеем

=

3Tн

−

Tн

=

Tн

d

.

(12)

4Е

I α 3

4E

I α 3

2E

I α 3

s

н

d

s

н d

s

н d

Деформация

b (рис. 2) определяется аналогично

d и равна

b =

Tн

,

(13)

2E

I α

3

s

н

b

где αb– характеристика жесткости нагеля и бетона,

αb

=

4

kb

4Es Iн

20	«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

kb= k0bdн – коэффициент жесткости линейного упругого основания – бетона.

Жесткость нагельного соединения

G =	Tн	=	Tн		,	(14)
			c( d +
	c			b )

где с – расстояние между нагелями.

Стальные нагели выполняют из арматурной стали кл. А240 или А300, модуль упругости которых согласно нормам равен 2,06.105 МПа, и реже из А400, модуль упругости которой равен 1,96.105 МПа. Коэффициенты постели древесины и бетона согласно литературным источникам k0d = 3400 кг/см3 и k0b = 1200–1500 кг/см3.

Подставим значения d и b из (12) и (13) в (14) и опуская промежуточные преобразования получим выражение для жесткости нагельного соединения

	3		3
	G = (175,2...197,1)	dн4	МПа.см = (175,2...197,1)102	dн4	Н / см . (15)
		n		n

Выводы

Решение вопроса жесткости нагельного соединения ветвей деревожелезобетонной балки является определяющим для разработки теории ее расчета как составного стержня с упругоподатливыми связями сдвига между ее ветвями. Используя формулу (15) можно выполнить ряд исследований зависимости жесткости нагельного соединения G от диаметра нагеля dн и расстояния между нагельными соединениями по длине деревожелезобетонной балки, расчеты оптимального (рационального) шага нагелей и т.д.

Литература

1.Ржаницын А.Р. Составные стержни и пластинки. – М.: Стройиздат, 1986. – 316 с.

2.Мельников Ю.О. Влияние податливости связей на прочность и жесткость деревобетонных мостовых балок // Тр. СибАДИ. Омск, 1970. – № 3. – С. 35–45.

3.Шумахер А.В. Исследование жесткости нагеля, заделанного одним концом в железобетонную плиту // Тр. СибАДИ. Омск. 1968. – №

1.– С. 44–56.

4.Кулиш В.И. Клееные деревянные мосты с железобетонной плитой. – М.: Транспорт, 1979. – 160 с.

5.Стуков В.П. Основы теории расчета деревожелезобетонных пролетных строений балочных мостов на автомобильных дорогах: монография /В.П. Стуков. Архангельск: Северный (Арктический) федеральный университет, 2011.– 148 с.

6.Уманский А.А. Специальный курс строительной механики. Ч. 1. – М., Л.: ОНТИ, 1935. – 196 с.

DOWEL JOINT STIFFNESS OF WOODCONCRETE BRIDGE SPAN BRANCHES

By Dr. V.P. Stukov (Northern (Arctic) Federal University by М.V. Lomonosov, Arkhangelsk)

The theory of calculation of dowel joint stiffness of ferroconcrete plate and glued laminated stiffener of woodconcrete bridge beam offered by the author is resulted. The decision of this question is defining for development of the theory of designing of woodconcrete beam as compound element with elasto-yielding connections of shift between its branches.

Keywords: dowel joint stiffness, woodconcrete beam, elasto-yield- ing discrete connections, vinkler elastic basis, the matrix form of initial parameters method.

Рецензент: д-р техн. наук, профессор П.М. Саламахин. Статья поступила в редакцию 25.11.2011 г.

Автор: Стуков Валерий Павлович, канд. техн. наук, профессор кафедры «Автомобильные дороги». Северный (Арктический) федеральный университет им. М.В. Ломоносова (г. Архангельск). 163002, г. Архангельск, Набережная Северной Двины, 17. Тел. [phone], e-mail: [e-mail].

6245-034.14-033.37

Расчет параметров

композитного

понтонного модуля

Канд. техн. наук А.В. РЯБКОВ (ТюмГНГУ, г. Тюмень), ст. научн. сотруд.

К.В. КУЗЬМИНА, д-р техн. наук, проф. А.Ф. ЗАКУРАЕВ (ЦАДИ, г. Москва)

Разработана методика расчета параметров понтонного модуля, а также исследуется область применимости понтонных модулей для строительства дорог в болотистых и обводненных местах.

Ключевые слова: понтоны, композитный материал, остойчивость, совмещенные строительные материалы, модульная конструкция.

Развитие Крайнего Севера и Западносибирского региона, являющегося основной топливно-энергетической базой России, предопределяет эффективное строительство мостовых переходов, дорог, ремонт и реконструкцию магистральных и межпромысловых дорог и трубопроводов в болотистых и обводненных местах на основе инновационных конструкционных материалов и новых технологических принципов.

Известно, что для условий Западной Сибири стоимость транспортных издержек в некоторых случаях превышает стоимость доставляемых материалов. Основной причиной удорожания являются суровые климатические и сложные грунтово-геологические условия, которые не позволяют использовать традиционные методы строительства автомобильных дорог и, в частности, способы и методы возведения земляного полотна – одного из основных элементов дорожной конструкции.

Анализ научных работ за прошедшие годы, посвященный вопросам принятия концепции проектирования, строительства и эксплуатации дорог, а также обслуживания и ремонта трубопроводов на болотистых и обводненных местах говорит об отсутствии их тесной взаимосвязи друг с другом. Поэтому с целью создания надежных и долговременно работающих дорог на болоте и обводненных местах предлагается принципиально новый метод строительства дорог модульно-понтонным способом из композитных материалов. Это в значительной мере дополнит традиционные методы строительства дорог. Профиль комплексного сооружения, сконструированный из композитных материалов (понтонов для постелирования) с колееобразующими направляющими обеспечит повышенную надежность и круглогодичную эксплуатацию дороги, плавучесть с плавностью хода транспортных средств всех видов.

На понтоны, выполненные в виде модуля из композитных материалов и имеющие внутри силовой каркас, собранный в виде ванта, монтируют две колееобразующие направляющие типа «швеллера», обращенные полками вверх. Ширина колей имеет такие размеры, чтобы по этим направляющим могла пройти строительная и ремонтная техники и автомобильный транспорт (рис. 1).

Понтоны в продольном и поперечном направлении скрепляются между собой композитными тросами. Продольные тросы через определенные расстояния закрепляются в сухопутной части «якорями», устанавливаемые в колодцах или небольших зданиях, с гидравлическими подъемниками для поддержания постоянного уровня ровности дороги, а также трубопровода в понтонной

«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012	21

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

Рис. 1. Общий вид комплекса модульно-понтонной дороги на болоте.

системе, чтобы они могли выдержать большие усилия на выдергивание и изменять геометрическое положение трассы.

Для нахождения оптимального размера и устойчивости работы дороги из понтонного модуля предложена методика расчета параметров.

Расчеты параметров композитного понтонного модуля

Расчет плавучих опор включает расчет грузоподъемности, остойчивости и прочности.

Полезной грузоподъемностью или подъемной силой плавучей опоры называется полезная нагрузка, воспринимаемая опорой при наименьшем допускаемом погружении Т. На плавучую опору, находящуюся в воде и в болоте, действуют следующие вертикальные силы (рис. 2):

а) полезная нагрузка R, включающая вес пролетного строения

ивременную нагрузку приходящиеся на одну опору; б) собственный вес опоры G;

в) равнодействующая давления воды D, направленная вверх и равная весу вытесненной опорой воды.

Односторонние горизонтальные нагрузки плавучей опорой не воспринимаются ввиду подвижности воды и болота. Равнодействующая полезной нагрузки R и веса опоры G приложена в центре тяжести системы (ц. т.), а реактивное давление воды – в центре тяжести объема вытесненной воды, называемом центром водоизмещения (ц. в.).

Для равновесия системы необходимо, чтобы все силы находились на одной вертикали (ось плавания), соединяющей центр тяжести и центр водоизмещения, а равнодействующая внешних нагрузок и уравновешивающее давление воды были равны, т. е.

R + G = D = γV ,

(1)

где γ – объемный вес воды, принимаемый равным для пресной воды 1 т/м3, для соленой – 1,025 т/м3;

V – объем вытесненной воды, называемый водоизмещением. Величина γV, определенная при наибольшем допускаемом

погружении, называется полной грузоподъемностью. Полезная грузоподъемность будет равна полной грузоподъемности за вычетом веса опоры:

R = γV − G .

(2)

Соприкасание внешней поверхности опоры с поверхностью воды происходит по некоторой замкнутой линии, форма которой зависит от очертания опоры в плане. Эта линия называется ватерлинией, а площадь, ограниченная ватерлинией, носит название площади ватерлинии. Площадь ватерлинии в случае понтона, имеющего прямоугольную форму, будет величиной постоянной, не зависящей от величины осадки. Для определения водоизмещения опоры при осадке t примем, что опора погружается на бесконечно малую величину dt, при неизменной площади ватерлинии F. Тогда приращение водоизмещения будет равно:

d V = Fdt ,

(3)

а водоизмещение при осадке опоры на величину t определится по формуле

Рис. 2. Вертикальные силы, действующие на плавучую опору: ц. т. – центр тяжести; ц. в. – центр водоизмещения.

t
V = ∫Fdt ,	(4)
0

Так как понтон имеет вид прямоугольной призмы, то объем подводной части такой призмы при максимально допускаемой осадке Т опоры будет равен:

V0 = LBT ,

(5)

где L – длина понтона; В – ширина понтона.

Фактическое водоизмещение V плавучей опоры при ее осадке Т всегда будет меньше объема призмы V0 или равно ему.

Обозначим отношение фактического водоизмещения V плавучей опоры к объему V0 подводной части призмы через δ, тогда для понтона, имеющего прямоугольную форму:

δ =	V	=	V	= 1 .	(6)
	V0		LBT

Это отношение называется коэффициентом полноты водоизмещения и показывает, какую часть от объема подводной части призмы, описанной вокруг плавучей опоры, составляет ее фактическое водоизмещение.

Тогда приближенное значение величины водоизмещения плавучей опоры может быть определено по формуле:

V = δLBT

(7)

Значение коэффициента полноты водоизмещения δ для различных типов опор изменяется в небольших пределах (табл. 1).

Для секционных опор за фактическое водоизмещение следует принимать сумму водоизмещений всех секций. При приближенном определении осадки допускают, что площадь ватерлинии плавучей опоры сохраняет постоянное значение для любой осадки.

Очевидно, величина такой площади ватерлинии должна находиться между величиной площади грузовой ватерлинии и величиной площади ватерлинии, соответствующей нулевой осадке. Эта условная постоянная площадь ватерлинии называется расчетной площадью ватерлинии F0. Графически линия расчетной площади ватерлинии F0 представляет собой прямую, параллельную оси ординат. Расстояние до этой прямой от начала координат (величина расчетной площади ватерлинии F0) должно быть выбрано так, чтобы площадь прямоугольника с основанием F0 и высотой Т (максимально допустимая осадка) была равна площади, заключенной между фактической кривой F данной опоры и осью ординат (при той же осадке).

При осадке плавучей опоры, имеющей расчетную площадь F0, на максимально допустимую величину Т ее водоизмещение будет равно:

V = F0T

(8)

Но на основании зависимости (2) это же водоизмещение

равно:
V = δLBT ,	(9)
откуда

22	«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012

Так как водоизмещение при повороте понтона остается (11) неизменным, то приращение водоизмещения должно равняться

нулю:

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

	Таблица 1
Значение коэффициента δ
Типы плавучих опор	δ
Секции понтонов без обводов	1,0
Речные суда с вертикальными бортами и баржи	0,9
Носовые секции понтонов	0,8
Плоскодонные суда с наклонными бортами	0,7
Килевые суда	0,6
F0 = δLB .	(10)

Для секционных плавучих опор за расчетную площадь ватерлинии следует принимать сумму расчетных площадей ватерлинии всех секций. Так как полное давление на опору составляет:

В этом случае момент будет равен:
M = R2e	(14)

Поворот понтона под действием внешнего момента происходит относительно оси, проходящей через центр тяжести площади ватерлинии. В самом деле, если Θ – угол поворота понтона (см. рис. 3), то величина погружения элементарной площадки будет равна Θx, а приращение давления воды на этой площадке, равное весу столбика воды с основанием dF и высотой Θx, составит:

dD = γΘ x dF

(15)

Полное приращение давления воды по всей площади ватерлинии равно:

F	F
D = ∫ γΘxdF = γΘ∫ xdF .		(16)

D = γV ,

то						F
D = γF t .					(12)	γΘ∫xdF = 0 .	(17)
	0
Отсюда осадка плавучей опоры:						Откуда
T =	D	=	R + G	≤ T .	(13)	F
			0			∫xdF = 0 .	(18)
	γF		γF
	0		0

Наибольшее безопасное погружение плавучей опоры Т или максимальная допускаемая осадка при центральном расположении временной нагрузки на опоре, находящейся в линии моста, определяется в зависимости от принимаемого относительного запаса плавучести, зависящего, в свою очередь, от типа плавучей опоры.

Относительным запасом плавучести называется отношение полного объема понтона к объему погруженной части понтона, соответствующей наибольшей допускаемой осадке. Таким образом, относительный запас плавучести определяет величину допускаемой осадки и высоту надводного борта при центральном загружении понтона.

Остойчивость

Остойчивостью понтона называется его способность уравновешивать действие внешних моментов, поворачивающих понтон вокруг горизонтальной оси.

Способность понтона уравновешивать внешние моменты, действующие в поперечном направлении и поворачивающие понтон относительно продольной оси, называется поперечной остойчивостью понтона. Угол поворота понтона относительно продольной оси в этом случае называется углом крена, а поперечное наклонение понтона – креном.

Способность понтона уравновешивать внешние моменты, действующие в продольном направлении и поворачивающие понтон относительно поперечной оси, называется продольной остойчивостью понтона. Угол поворота понтона в этом случае называется углом дифферента, а продольное наклонение понтона – дифферентом.

В понтонах возникают небольшие углы поворота, не превышающие обычно 8–10°. Поэтому все изложенное ниже относится только к небольшим углам поворота. Если на понтон, загруженный вертикальной нагрузкой R, приложенной в центре тяжести (ц. т.) системы, будет действовать внешний момент М (рис. 3) то погруженный в воду он повернется в направлении действующего момента на некоторый угол Θ.

При повороте понтона одна его часть дополнительно погружается, другая, напротив, поднимается из воды. При этом водоизмещение опоры не меняется, но центр водоизмещения смещается в сторону действия внешнего момента М до тех пор, пока этот момент не уравновесится парой сил R и D с плечом r. Внешний момент М может возникнуть в результате приложения к понтону временной нагрузки R2 с эксцентриситетом е (рис. 4).

Это означает, что статический момент площади ватерлинии относительно оси поворота равен нулю, т.е. эта ось проходит через центр тяжести площади ватерлинии. Если для понтона, повернувшегося под действием внешнего момента, провести вертикаль через новое (смещенное) положение центра водоизмещения, то она пересечет первоначальную ось плавания, занявшую наклонное положение, в некоторой точке m, называемой метацентром (рис. 3).

Расстояние h от центра тяжести системы до метацентра называется метацентрической высотой. Для небольших углов поворота понтона положение метацентра является неизменным, т.е. метацентрическая высота имеет постоянное значение.

Составим условие равновесия понтона:

M = Dr

(19)

Рис. 3. Поворот опоры от действия момента

«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012	23

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

Рис. 4. Приложение нагрузки с эксцентриситетом

Так как r = Θh и D = γV, то из формулы, характеризующей условия равновесия понтона, получим:

M = γ VhΘ

(20)

Откуда
Θ =	M	(21)
	γ Vh

Полученное выражение носит название метацентрической формулы остойчивости. Из этой формулы можно сделать вывод, что чем выше располагается метацентр, тем меньше будет угол поворота понтона от действия данного момента, т.е. тем более остойчив будет понтон. Расстояние p между метацентром и центром водоизмещения (рис. 3) называется метацентрическим радиусом, представляющим собой радиус кривизны траектории, описываемой центром водоизмещения при повороте понтона под действием внешнего момента М. При повороте понтона относительно поперечной оси метацентрический радиус и метацентрическая высота называются продольными, при повороте относительно продольной оси – поперечными. Обозначим расстояние между центром тяжести системы и центром водоизмещения через а, тогда метацентрическая высота будет равна:

h = p – a.		(22)
Подставляя выражение для h в формулу (21), получим
Θ =	M
	γV(p − a).	(23)

Из формулы (23) видно, что для повышения остойчивости понтона необходимо уменьшение расстояния между центром тяжести системы и центром водоизмещения. Эта же формула позволяет установить три случая остойчивости понтона:

1.При p – a > 0 метацентр лежит выше центра тяжести системы

иΘ получает положительное значение. Понтон в этом случае обладает положительной остойчивостью.

2.При p – a = 0 метацентр совпадает с центром тяжести системы

иΘ обращается в бесконечность. Понтон обладает нулевой остойчивостью и под действием внешнего момента будет вращаться, не оказывая ему сопротивления (например, цилиндрический поплавок).

3.При p – a < 0 метацентр расположен ниже центра тяжести системы и Θ получает отрицательное значение. Понтон в этом случае имеет отрицательную остойчивость и будет опрокидываться от малейшего толчка.

Таким образом, необходимым условием остойчивости понтона является положение метацентра выше центра тяжести системы.

В теории корабля доказывается, что метацентрический радиус равен:

p =	I	,	(24)

V

где I – момент инерции площади ватерлинии относительно оси поворота понтона (ось проходит через центр тяжести площади ватерлинии).

Заменяя в формуле метацентрической остойчивости (24) значение V через:

можно написать:

Θ =			M		=	M
									.	(25)
	γ	I	(p − a)			γI	h

pp

Получим формулу метацентрической остойчивости, удобную для h = η практического использования:

p

Θ = γIη	(26)
M .

Проверка остойчивости понтона производится при воздействии расчетной нагрузки, вызывающей наибольшие осадки. Таким образом, в расчет необходимо вводить момент инерции площади грузовой ватерлинии. Для определения момента инерции площади грузовой ватерлинии вычерчивается в масштабе очертание этой линии. В случае если ее очертание не является прямоугольником, площадь ватерлинии разбивается на отдельные простейшие фигуры с площадью Fi, для которых определяется момент инерции относительно оси, проходящей через ц. т. площадки параллельно оси поворота опоры Ii и момент инерции относительно оси поворота Fia2, после чего моменты инерции всех простейших фигур суммируются, т.е.

I = ∑I	i	+ F a2	,	(27)
		i

где а – расстояние от ц. т. площадки до оси поворота, проходящей через ц. т. площади ватерлинии.

Для ускорения подсчета площади грузовой ватерлинии и ее момента инерции можно воспользоваться приближенным способом, дающим точность, достаточную для практических расчетов.

Теоретические и экспериментальные исследования показывают, что степень участия различных элементов в восприятии продольных усилий далеко не одинакова и зависит главным образом от конструктивных особенностей понтона, от материалов и от характера сопряжений этих элементов между собой.

Влияние этих факторов на степень участия различных элементов в восприятии продольных усилий можно выявить из рассмотрения работы этих элементов при изгибе плавучих опор различной конструкции.

Следовательно, при изгибе понтонов различной конструкции в продольных элементах (равноудаленных от нейтральной оси) возникают различные по величине напряжения. Естественно, что определение этих напряжений представляет достаточно сложную задачу, учитывая, что обычные методы сопротивления материалов в данном случае непосредственно применить нельзя, поэтому делаем поэлементный расчет.

Для того чтобы применять единую методику расчета продольной прочности понтонов различной конструкции и использовать для этой цели обычные методы сопротивления материалов, на практике фактическую конструкцию корпуса плавучей опоры понтона заменяем так называемым эквивалентным брусом, в котором сохраняются геометрические размеры поперечного сечения плавучей опоры. При этом все продольные ее элементы имеют приведенную площадь поперечного сечения. Степень приведения фактического сечения продольных элементов плавучей опоры

Рис. 5. Схема работы оболочки

24	«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012

ПРОЕКТИРОВАНИЕ

определяется степенью участия данного элемента в восприятии продольных усилий, возникающих при изгибе.

Таким образом, эквивалентный брус, заменяющий фактическую конструкцию поперечного сечения понтона, представляет собой монолитную конструкцию составного сечения, все элементы которого являются жесткими (не теряющими устойчивость), имеющими приведенную площадь поперечного сечения и в одинаковой степени участвующими в восприятии продольных усилий. Следовательно, для расчета такого эквивалентного бруса полностью применимы все методы сопротивления материалов.

Прогибы тонкой оболочки от давления воды обычно значительны, поэтому в ней, кроме изгиба, возникает распор S, вызывающий ее растяжение (рис. 5). Таким образом, от местного давления воды возникают напряжения изгиба σИ и напряжения растяжения от распора (цепные напряжения) σр. Если расчетным пролетом оболочки будет шпация, то к напряжениям от местного давления воды прибавятся растягивающие напряжения σ0 от общего изгиба корпуса понтона.

Следовательно, в этом случае расчетные напряжения в оболочке днища будут равны

σ = σ0 + σИ + σр

(28)

Выводы

В статье предлагается поэтапно, начиная с подбора оптимальной формы модуля понтона осуществить расчет параметров с учетом различных нагрузок для дальнейшего использования модульно-понтонных элементов для новых видов технологических систем при сооружении дорог и укладки трубопроводов всех типоразмеров наземным способом.

Предложенная методика расчета элементов конструкции модуля понтона в виде прямоугольной формы находится в процессе работы, не претендуя на завершенность.

Литература

1.Технологический регламент по строительству и обслуживанию магистральных и промысловых трубопроводов в надземном исполнении с использованием нежесткого дорожного покрытия из композиционного материала. В.А. Иванов [и др.]. – М.: Недра, 2007. 82 с.

2.Указания по расчету нагрузок и воздействия волн, судов и льда на морские гидротехнические сооружения. Р 31.3.07-01. Дополнение

иуточнение СНиП 2.06.04-82* «Нагрузки и воздействия на гидротехнические сооружения (волновые, ледовые и от судов)». – М., 2001. 76 с.

3.Строительная механика. Тонкостенные пространственные системы. А.В. Александров [и др.] – М.: Стройиздат, 1983. – 488 с.

4.Строительная механика и металлоконструкции строительных

идорожных машин. Живейнёв Н.Н. [и др.] – М.: Машиностроение, 1988. – 279 с.

5.Строительная механика. А.Е. Саргсян [и др.] – М.: Выс. школа, 2000. – 415 с.

DESIGN OF THE COMPOSITE PONTOON MODULE

PARAMETERS

By Dr. A.V. Ryabkov (Tyumen), senior researcher K.V. Kuzmina and D.Sc., prof. A.F. Zakuraev (Moscow)

The design procedure of the pontoon module parameters is developed. The area of applicability of pontoon modules from composite materials for roads in marshy and watered places is investigated.

Keywords: pontoons, a composite material, the stability, combined building materials, modular assembly.

Рецензент: д-р техн . наук, проф. В.А. Иванов. Статья поступила в редакцию 30.01.2012 г.

Авторы: Рябков Антон Викторович, канд. техн. наук, доцент (Тюменский государственный нефте-газовый университет, г. Тюмень), тел. [phone]; Кузьмина Ксения Владими-

ровна, ст. научн. сотр. (ОАО «Центр автомобильно-дорожных исследований (ЦАДИ)», г. Москва), тел. [phone]; Закураев Аслан Фуадович, д-р техн. наук, проф., академик РАТ (ОАО «Центр автомобильно-дорожных исследований (ЦАДИ)», г. Москва), тел. [phone], е-mail: [e-mail].

УДК 624.21.011:624.93 ББК 38.53+38.55

Стуков, В.П.

Основы теории расчета деревожелезобетонных пролетных строений балочных мостов на автомобильных дорогах: монография / В.П. Стуков. - Архангельск: Северный (Арктический) федеральный университет, 2011.- 148 с.

ISBN 978-5-261-00591-9

Рассмотрена теория расчета деревожелезобетонных пролетных строений. Предложены теория расчета жесткости соединения ветвей деревожелезобетонной балки и балки в целом, метод пространственного расчета «упругооседающих и упругоповорачиващихся опор» балочных пролетных строений мостов и разработанная на его основе программа «Расмос». Приведены структурные схемы алгоритмов программ расчета.

Предназначена для научных работников, проектировщиков, аспирантов, студентов старших курсов строительных специальностей.

Справки по тел.: [phone]

УДК 625.731:625.8.001.2 ББК 39.311

Матвеев, С.А.

Использование геосинтетических материалов для армирования дорожных конструкций / С.А. Матвеев, В.В. Сиротюк. – Ханты-Мансийск, 2010. – 490 с.

ISBN 5-02-032507-4

В монографии рассмотрены виды армирования дорожных конструкций геосинтетическими материалами. Даны способы построения расчетных моделей при армировании объемными и плоскими георешётками. Использован математический аппарат теории упругости. Приведены методы расчёта при статических нагрузках и температурных воздействиях, характерных для эксплуатации дорог в различных климатических условиях. В книге приведены методики и результаты исследований физикомеханических свойств геосеток, плоских георешёток и асфальтобетона, армированного этими геосинтетическими материалами. Описаны и обобщены результаты опытно-производственного строительства армированных покрытий. Даны рекомендации по регламентации показателей свойств геосинтетических материалов, применяемых для армирования (усиления) асфальтобетонных покрытий, по конструированию, расчёту этих покрытий. Предложена методика оценки экономической эффективности армирования покрытий. В монографии отражены первые результаты исследований по применению геосинтетических материалов для усиления ледовых переправ.

Книга рассчитана на инженерно-технических работников предприятий дорожной отрасли, научных работников, аспирантов и студентов вузов соответствующих специальностей.

Справки по тел.: [phone]

«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012	25

ДОРОЖНО-СТРОИТЕЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ

УДК 625.7/8 + 691.31:678.06

Исследование методом ИК-спектроскопии полимерного вяжущего для цветных пластбетонов

Канд. хим. наук И.В. МАРДИРОСОВА, аспирант Д.С. ЧЕРНЫХ (Ростовский ГСУ, г. Ростов-на-Дону)

Методом инфракрасной спектроскопии было исследовано светлое вяжущее для цветных дорожных пластбетонов и его исходные компоненты. Был установлен его фазовый состав и роль каждого компонента в процессе структурообразования вяжущего.

Ключевые слова: цветной дорожный пластбетон, вяжущее, каучук, вторичный полиэтилен, нефтеполимерная смола, индустриальное масло, ИК-спектр.

Постоянно растущая интенсивность движения и количество дорожно-транспортных происшествий требуют применения новых и современных методов обеспечения безопасности движения на дорогах, одним из эффективных вариантов решения этой задачи является применение цветных дорожных пластбетонов. Определенное чередование различных оттенков благоприятно воздействует на работоспособность водителей, помогая объективно оценивать ситуацию, и снижает уровень аварийности на дороге. Кроме того, цветной пластбетон является эстетически привлекательным материалом, что позволяет использовать его для оформленияпроезжейчасти,парков,площадейиразличныхархитектурных сооружений [1–2]. В настоящей работе приведены результаты исследования ИК-спектров [3] исходных компонентов и разработанного в ДорТрансНИИ РГСУ вяжущего для цветных пластбетонов

сцелью установления его фазового состава и процессов структурообразования, происходящих при приготовлении. Спектры снимались на приборе Varian 3100FT-IR Excalibur Series с использованием метода нарушенного полного внутреннего отражения (НПВО).

Спектроскопия НПВО основана на поведении ИК луча в призме

свысоким показателем преломления. При этих условиях луч полностью отражается от внешней поверхности призмы, создавая затухающую волну над ее поверхностью. Взаимодействие затуха-

ющей волны с образцом дает спектр поглощения. В качестве материала для призмы и кристалла использовался ZnSe.

В состав приготовленного вяжущего входили следующие ком-

поненты, в соотношении масс (%) [4]:
– синтетический полибутадиеновый каучук	– 11,0
– индустриальное масло	– 27,0
– вторичный полиэтилен	– 7,0
– нефтеполимерная смола (пиропласт-2)	– 55,0

Синтетический каучук СКД (марки II), вторичный полиэтилен и пиропласт-2 составляют связующую композицию вяжущего, а индустриальное масло – пластифицирующую добавку.

В таблице представлены физико-механические показатели используемого в работе, в качестве одного из компонентов связующего, синтетического каучука СКД (марки II).

Индустриальное масло использовалось марки И-40А производства ООО «Новокуйбышевского завода масел и присадок». Показатели его свойств соответствуют требованиям ГОСТ 20799-88 «Масла индустриальные технические условия».

Вторичный полиэтилен использовался как низкой (пленка сельскохозяйственного назначения), так и высокой степени плотности (упаковочный материал). Эти виды полиэтилена сохраняют достаточно высокие прочностные и деформационные показатели

имогут использоваться в качестве упрочняющей добавки пластбетона. Полиэтилен способствует улучшению высокотемпературных свойств пластобетонов, позволяет увеличить его жесткость в летний период для борьбы с колееобразованием.

Связующий компонент пиропласт-2 выпускается ООО ПКС «АКРИЛ» Воронежской обл. в соответствии с требованиями ТУ 2451-008-49740748-2006. Пиропласт-2 является продуктом тер-

мической полимеризации фракции С9 пиролиза углеводородов при температуре 250°С и давлении до 1 МПа. Он отличается хорошей совместимостью с другими компонентами разрабатываемого вяжущего (каучуком и полиэтиленом), сообщает ему хорошие пластичные и адгезионные свойства, повышает термостабильность

иводоустойчивость цветных пластбетонов [5–6].

На первом этапе приготовления вяжущего для получения гомогенной однофазной системы осуществлялся процесс совмещения полибутадиенового каучука с индустриальным маслом. Смесь измельченного каучука и индустриального масла, нагретая до температуры 140°С, перемешивалась в лабораторной мешалке в течение 30 мин до получения вязкой однородной массы. На рис. 1 и 2 представлены полученные ИК-спектры этих компонентов, на рис. 3 полученной на их основе композиции.

В ИК-спектре пробы индустриального масла присутствуют характерные полосы поглощения, наличие которых позволяет с полной уверенностью говорить о том, что в состав его компонентов входят жидкие парафиновые, нафтеновые, ароматические и другие углеводороды и их гетеропроизводные. Это подтверждается наличием следующих полос поглощения, в области частот спектра см–1: 2952, 2921, 2852, 1459, 1376, соответствующих валентным колебаниям связи С–Н в группах СН3 и СН2 (метильной и метиленовой), полос 1605 см–1 групп С=С бензольного кольца (ароматических углеводородов), 629 см–1 групп С–Н бензольного кольца,

Физико-механические показатели каучука СКД (марки II)

Наименование показателей	Требования ГОСТ 14924-75	Результаты испытаний
Содержание 1,4 цис-звеньев, %	87–93	89
Вязкость по Муни МБ 1 + 4 (100°С)	40–50	44
Разброс по вязкости внутри партии, не более	6	5
Потеря массы при сушке, %, не более	0,4	0,25
Массовая доля золы, %, не более	0,3	0,25
Массовая доля антиоксиданта, %	0,6–1,0	0,6
Плотность, г/см3	Около 0,92	0,93
Температура стеклования, °С	До минус 110	–108
Каталитическая система	Титан-хлор-иод	Титан-хлор-иод

26	«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012

ДОРОЖНО-СТРОИТЕЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ

полос 1236 см–1, 1151 см–1, 1089 см–1, которые можно отнести к					см–1 группы С=С (ароматические углеводороды) увеличивается,
колебаниям С–О–С групп алифатических и ароматических эфиров.					появляется полоса поглощения 750 см–1 соответствующая колеба-
Широкая полоса спектра от 900 до 800 см–1 возможно принадле-					ниям С–Н в СН2 группе и исчезает полоса 722 см–1, что говорит о
жит колебаниям связи С–S в серосодержащих группах. Полоса					возможном уменьшении цепочки углеводорода (–СН2–СН2–)n
поглощения 722 см–1 соответствует колебаниям С–Н связи в це-					Проявляется также полоса 698 см–1 бензольного кольца, характер-
почке (–СН2–СН2)n предельных углеводородов.					ная для пиропласта-2.
При введении в индустриальное масло полибутадиенового					Наиболее четко в ИК-спектре смеси, полученной с участием всех
каучука к перечисленным полосам поглощения индустриального					четырех компонентов разрабатываемого вяжущего (полибутадие-
масла добавляется полоса в области 3006 см–1, соответствующих					нового каучука, вторичного полиэтилена, нефтеполимерной смолы
валентным колебаниям С–Н в группах =СН– и =СН2 (каучуковый					и индустриального масла), просматриваются полосы поглощения
фрагмент), полоса 1655 см–1, отвечающая двойной связи группы					валентных колебаний групп, характерных для соединений, присут-
–С=С– (рисунок) и 736 см–1 (–СН2–)n При этом интенсивность этой					ствующих в подобранном вяжущем в больших количествах. К ним
полосы поглощения каучука совмещенного с индустриальным					относится индустриальное масло и каучук. ИК-спектр вторичного
маслом значительно уменьшается по сравнению со спектром исхо-					полиэтилена проявляется не так четко, так как частоты колебаний
дного каучука.					этого компонента совпадают с остальными компонентами компози-
После процесса совмещения полибутадиенового каучука с					ции и присутствует это соединение в вяжущем в наименьшем коли-
индустриальным маслом отключали нагреватель и при перемеши-					честве по сравнению с другими (всего в количестве 7%).
вании в мешалку вводили вторичный полиэтилен при температуре					Итак, состав полученного четырехкомпонентного вяжущего
100–120°С и смешивали с предыдущими компонентами приготов-					представлен парафиновыми, нафтеновыми, ароматическими и
ляемого вяжущего до получения однородной консистенции.					другими углеводородами и их гетепроизводными, что подтвержда-
В ИК-спектре вторичного полиэтилена прослеживаются две					ется наличием следующих полос поглощения (см–1) в области
сильные полосы поглощения в области 2916 см–1, 2849 см–1 и					частот спектра: 2922, 2851, 1453, 1376, соответствующих частот-
значительно меньшей интенсивности полосы 1463 см–1 и 1377					ным колебаниям связи С–Н в группах СН	и СН	2	(метильной и
см–1, соответствующие частотам колебаний связей С–Н в метиль-					3
					метиленовой). Полоса 1603 см–1 свидетельствует о наличии в
ной группе СН2. Четко выражена полоса поглощения 719 см–1 в					смеси групп С=С бензольного кольца (ароматических углеводоро-
цепочке (–СН2–СН2–)n предельных углеводородов.					дов). Особенно четко выделяется полоса поглощения в области
В ИК-спектре полиэтилена, совмещенного с индустриальным					частоты 698 см–1 бензольного кольца характерная для
маслом, не прослеживаются значительные изменения в положе-					пиропласта-2.
нии полос поглощения и их интенсивностей. В спектре с участием					Полосы поглощения каучукового фрагмента смеси в ИК-спектре
трехкомпонентной композиции (индустриального масла, каучука и					полученного вяжущего наблюдаются в области 3006 см–1, соот-
полиэтилена) четко фиксируются полосы поглощения первых двух					ветствующих валентным колебаниям С–Н в группах =СН– и =СН2,
компонентов. Валентные колебания групп полиэтилена как бы					фиксируется полоса 1655 см–1, отвечающая двойной связи группы
сливаются с частотами поглощения регистрируемых групп инду-					–С=С– и 741 см–1 группе (–СН2–)n. При этом интенсивность полосы
стриального масла и каучука, что видимо, свидетельствует о том,					поглощения в этой области значительно уменьшается по сравне-
что полиэтилен существенной роли в изменении структуры исполь-					нию со спектром исходного каучука.
зуемых компонентов не играет и новообразования в смеси между					Полиэтиленовый компонент также не вносит структурные изме-
этими компонентами не проявляются.					нения в отнесение частот валентных колебаний и их интенсив-
Так как пиропласт-2 отличается некоторой летучестью, то для					ность в композиционной смеси исходных составляющих.
снижения этого процесса в приготовляемую композицию вяжу-					Следовательно, образование каких-либо новых полос поглоще-
щего он вводился последним из компонентов.					ния в ИК-спектре разработанного вяжущего, соответствующих
В ИК-спектре пиропласта-2 смолы в области 2926 см–1 наблю-					новообразованиям между компонентами смеси, не наблюдается, а
дается очень размытый с широкой полосой поглощения эффект,					просматриваются частоты валентных колебаний исходных
включающий следующие полосы (см–1): 2952, 2921, 2852, соот-					компонентов.
ветствующие частотным колебаниям связи С–Н в группах СН3 и СН2					Разработанное вяжущее с участием полибутадиенового каучука,
(метильной и метиленовой). Просматривается полоса 1602 см–1					полиэтилена, пиропласта-2 и пластифицирующего компонента
частот колебаний группы С=С бензольного кольца (ароматических					индустриального масла представляет собой однородную вязкую
углеводородов), проявляется полоса в области 795 см–1, возможно					смесь.
принадлежащая колебаниям связи
С–S. В серосодержащих группах
фиксируется	полоса	поглощения
750 см–1, отвечающая колебаниям
С–Н в группе СН2, а также интенсив-
ная полоса в области 698 см–1, соот-
ветствующая	С–Н	колебаниям
бензольного кольца (СН2–)n.
В спектре	смеси	компонентов
индустриального		масла	и
пиропласта-2, подвергнутой терми-
ческой обработке при температуре
150°С, некоторые полосы поглоще-
ния исчезают или изменяют свою
интенсивность и появляются новые
полосы поглощения: 1798 см–1,
1700 см–1 частот колебания групп
С=О, возможно за счет протекания
окислительных процессов, связан-
ных с летучестью смеси при нагре-
вании. Интенсивность полосы 1601				ИК-спектр индустриального масла И-40А

«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012	27

ДОРОЖНО-СТРОИТЕЛЬНЫЕ МАТЕРИАЛЫ

На основании проведенных ранее исследований [6] и результатов анализа вяжущего методом ИК-спектроскопии можно говорить о том, что каждый компонент, входящий в состав вяжущего, выполняет свою особую структурообразующую роль:

–каучуковый компонент вяжущей композиции обеспечивает пластбетону необходимые прочностные характеристики, трещиностойкость, а также пластичность и водостойкость смеси. Каучук сообщает такое свойство вяжущему для пластобетонов как эластичность за счет его способности формировать в вяжущем полимерную структурную сетку. В смеси с полиэтиленом эластичность вяжущего достигает 60%;

–полиэтиленовая составляющая положительно влияет на устойчивость пластбетона к воздействию высоких летних температур, и как следствие хорошо противостоит колееобразованию дорожных пластбетонов, сообщая им повышенную сдвигоустойчивость. В присутствии каучука понижает температуру хрупкости на 11–17°С;

–пиропласт-2 повышает пластичность и адгезионные свойства вяжущей композиции, а также термостабильность и водостойкость цветного пластбетона;

–индустриальное масло разжижает твердые компоненты смеси, делая ее подвижной и пластичной при повышенной температуре (150°С).

Использование указанных компонентов в процентных соотношениях масс, представленных выше, позволило получить вяжущее со следующими физико-механическими показателями: глубина проникания иглы 120·0,1 мм, растяжимость 61 см, температура размягчения 49°С и хрупкость –40°С, эластичность 61% и интервал пластичности –89°С.

Литература

1. Макаренков В.Н. Цветные дорожные пластобетоны. – Воронеж: изд-во ВГУ, 1975, с. 168.

УДК 624.138.232.1

Особенности испытания

укрепленных грунтов

Канд. техн. наук С.Г. ФУРСОВ

В статье приведены данные исследований зависимости прочности и морозостойкости укрепленных грунтов от наличия и размера грунтовых агрегатов. Показано, что грунтовые агрегаты определяют водо- и морозостойкость укрепленных грунтов. Методы испытаний укрепленных грунтов, в частности их водонасыщение, не соответствуют реальным натурным условиям. Предложено водонасыщение укрепленных грунтов осуществлять в обойме подобно испытаниям грунта на морозное пучение.

Ключевые слова: укрепленный грунт, водо- и морозостойкость, грунтовые агрегаты, водонасыщение в обойме, капиллярное и полное водонасыщение.

Ранее [1] была показана особенность структуры песчаных и глинистых грунтов, укрепленных цементом. Наличие грунтовых агрегатов в укрепленных грунтах, определяющих высокую степень водонасыщения (в том числе капиллярного), набухания и капиллярного давления, обусловливает работоспособность материала в конструктивных слоях дорожных одежд.

Глинистые грунты (представляющие собой при определенной влажности эластичные гели) при водонасыщении (увлажнении)

2.Сюньи Г.К. Цветной асфальтобетон. – М.: Транспорт, 1964, с. 50. обладают способностью набухать, увеличивать свой объем. Этот

3.Наканиси К. Инфрокрасные спектры и строение органических процесс – результат действия расклинивающих давлений водных

соединений. – М.: Мир, 1948.

4.Черных Д.С., Мардиросова И.В. // Цветной пластбетон для дорожного строительства / науч. техн. журнал ОрелГТУ, Серия «Строительство и реконструкция,Орел: ОрелГТУ. – 2010. – № 2. – С. 73–77.

5.Поздняева Л.В. Нефтеполимерная смола в качестве модификатора нефтяных дорожных битумов /Л.В. Поздняева. – М.: Труды РосДорНИИ. 1996. Вып. 8. – С. 54–60.

6.Черных Д.С., Илиополов С.К., Мардиросова И.В. Модифицированный цветной пластбетон для дорожного строительства / Черных Д.С., Илиополов С.К., Мардиросова И.В. – М.: Наука и техника в дорожной отрасли. – М.: 2010, № 4. С. 24–27.

RESEARCH OF POLYMERIC BINDING AGENT FOR COLOR ROAD PLASTOCONCRETE BY THE IR-METHOD

By Dr. I.V.Mardirosova, Ph.D student D.S.Chernykh (The Rostov State Building University, Rostov-upon-Don)

оболочек в местах контактов частиц, которые можно рассматривать как упругие силы грунта. Зависимость величины набухания первичных (без вяжущего) и вторичных (образованных при перемешивании грунта с вяжущим) грунтовых агрегатов от способа водонасыщения приведена на рис. 1.

В водонасыщенных образцах из укрепленных грунтов горизонтальная составляющая капиллярного давления (дополненная силами набухания) разрушает, в первую очередь, наружную часть образца. Особенно это проявляется при низких значениях внутреннего сцепления укрепленных грунтов (малых количествах вяжущего и значительном содержании малопрочных грунтовых агрегатов), уступающего силам капиллярного давления. Необходимо отметить, что прочность сцепления, выраженная через работу, затрачиваемую для полного разрыва существую-

By method of infra-red spectroscopy it has been investigated light-colored binder for color plastoconcretes and its initial components. Its phase structure and a role of each component during binder structurization have been established.

Keywords: color road plastoconcrete, binder, caoutchouc, secondary polyethylene, petropolymeric pitch, industrial oil, IR-spectrum.

Рецензент: д-р техн. наук, проф. В.П. Матуа. Статья поступила в редакцию 10.09.2011 г.

Авторы: Мардиросова Изабелла Вартановна, канд. хим. наук, доцент кафедры «Автомобильные дороги» Дорожно-транспортного института, Ростовский Государственный строительный университет, г. Ростов-на-Дону. Тел.: [phone]; Черных Дмитрий Сергеевич, аспирант кафедры «Автомобильные дороги» Дорожно-транспортного института, Ростовский Государственный строительный университет, г. Ростов-на-Дону. Тел.: [phone], e-mail: [e-mail].

	50
	45
	40
%	35
	30
набухание,	25
	20
	15
	10
	5
	0
	1	2
	су глинок	су глинок, у крепленный 25% цемента

Рис. 1. Набухание первичных (суглинок) и вторичных (суглинок, укрепленный 25% цемента) грунтовых агрегатов при: 1 – капиллярном водонасыщении, 2 – полном водонасыщении.

28	«Наука и техника в дорожной отрасли», № 2–2012