nitdo_2012_2

щих в укрепленных грунтах структур, определяется следующими связями и величинами [2]:

Силы же капиллярного давления и расклинивающее давление набухания по данным Б.К. Хоу [2] могут достигать значений, значительно превышающих значения сил Ван-дер-Ваальса и водородных связей, в основном обусловливающих прочность грунтовых агрегатов. В частности, давление набухания может достигать 0,5–1 МПа и больше. Это обстоятельство следует учитывать при выборе способа водонасыщения материала, поскольку такое давление без бокового упора и пригруза (вертикальной нагрузки) и является причиной разрушения лабораторных образцов из укрепленных грунтов. Так прочность капиллярно водонасыщенных образцов из укрепленных грунтов значительно уступает прочности неводонасыщенных (при оптимальной влажности) образцов (рис. 2).

При действии нагрузки на глинистый грунт, равнj как и на укрепленный, поведение последнего (в том числе прочность) в основном определяется силами его внутреннего сцепления в

соответствии с формулой: Rсж = 2(С + С1) tg(ϕ|2 + ϖ|4); τраст. = 2(С + С1)/ tg(ϕ|2 + ϖ|4), где С – внутреннее сцепление самого грунта,

обусловленное силами Ван-дер-Ваальса и силами водородной связи, в основном, между коллоидными и глинистыми частицами, С1 – сцепление структурных связей, созданных вяжущим и характеризующееся силами ионной и ковалентной связей.

Как видно из приведенной зависимости, сцепление укрепленного грунта слагается из сцепления, обусловленного структурными связями вяжущего и внутреннего сцепления грунта, которое, в частности, зависит от условий контакта частиц в грунтовых агрегатах. Этот контакт может быть в условиях сухого, граничного или жидкого трения, что определяет прочность внутреннего сцепления. Если толщина водной оболочки между частицами грунта агрегатов менее 0,1 мк, то в этом случае влияние природы частиц на свойства агрегатов имеет решающее значение и сдвиг частиц относительно друг друга будет протекать в условиях граничного трения. Чем тоньше водная оболочка, тем ближе эти условия к внешнему, сухому трению, т.е. когда имеет место контакт твердых частиц. Если же толщина водной оболочки превышает несколько десятых микрона, то ее свойства такие же, как свойства жидкости, и в агрегатах имеет место жидкое трение. Это обстоятельство и объясняет снижение прочности укрепленного глинистого грунта после капиллярного или полного водонасыщения вне зависимости от размера грунтовых агрегатов (см. рис. 2).

При низких значениях сцепления, созданного вяжущим (небольшое количество цемента) в укрепленном грунте после

полного водонасыщения силы внутреннего сцепления грунтовых агрегатов близки к нулю, а давление набухания может превысить силы кристаллизационных структур и частично или полностью разрушить материал.

В процессе замораживания–оттаивания силы морозного пучения водонасыщенных грунтовых агрегатов могут усилить разрушение кристаллизационных связей, образованных цементом. Степень разрушения будет зависеть от объема пор в укрепленном грунте, степени водонасыщения, а также от объема (размера) грунтовых агрегатов. Чем больше размер агрегата, тем больше его водонасыщение и силы морозного пучения и, соответственно, большая степень разрушения материала, определяющая его морозостойкость. Так морозостойкость суглинка, укрепленного 25% цемента с содержанием агрегатов крупнее 2 мм, значительно уступает морозостойкости укрепленного грунта с содержанием агрегатов мельче 2 мм (рис. 3). В данном случае (при содержании грунтовых агрегатов размером более 2 мм – рис. 3, гистограмма 1) напряжения, возникающие в скелете цементогрунта под давлением льда, могут превысить его сопротивление растяжению и привести к образованию трещин в стенках пор.

Многократные попеременные замораживания и оттаивания укрепленного грунта в водонасыщенном состоянии увеличивают количество внутренних трещин, усугубляют и расширяют их. Происходит накопление остаточных деформаций (увеличение объема), постепенно монолитная структура цементогрунта разуплотняется и его прочностные свойства резко снижаются. В конечном итоге, после определенного для каждого конкретного случая количества циклов замораживания и оттаивания цементогрунт превращается в рыхлый слой слабосвязанных между собой агрегатов различной крупности.

Отсутствие упора (вертикальной нагрузки) по периметру образца при его капиллярном или полном водонасыщении (регламентируемое существующими стандартами) не соответствует реальным условиям работы укрепленных грунтов в конструкции дорожной одежды. При бесконечном размере основания из укрепленного грунта, в котором наличие сил обжатия от собственного веса, подвижной нагрузки и капиллярных сил способствует повышению внутреннего сцепления грунта и снижению свободного проникания воды (набухания), работоспособность материала значительно выше, чем аналогичные показатели лабораторных образцов. Так суглинок, обработанный стабилизатором, в основании под дорожными плитами, подвергнутый полному водонасыщению, не снизил своих прочностных показателей (рис. 4), в отличие от лабораторных образцов, которые разрушились после полного водонасыщения.

Несоответствие лабораторных методов испытаний укрепленных грунтов реальным условиям их работы в конструктивных слоях дорожных одежд (не учитывающих структурные свойства материала) – результат недостоверной оценки работоспособно-

Рис. 4. Определение модуля деформации основания из суглинка, обработанного стабилизатором.

FEATURES OF CONSOLIDATED SOILS TEST

By Dr. S.G.Fursov (Souzdornii)

In paper the results of researches of dependence of durability and frost resistance of consolidated soils from presence and the size of soil units are discussed. It is shown, that soil units will define water and frost resistance of consolidated soils. Test methods of consolidated soils, in particular their water-saturation, mismatch real natural conditions. It is offered water-saturation of consolidated soils to carry out in iron ring similarly to soil tests on frost heave.

Keywords: consolidated soil, water and frost resistance, soil units, water-saturation in iron ring, capillary and full water saturation.

Рецензент: д-р техн. наук В.Д. Казарновский. Статья поступила в редакцию 20.10.2011 г.

Автор: Фурсов Сергей Георгиевич, канд. техн. наук. Тел.: +7 (903) 1454802.

УДК 656.11(075) ББК 39.808 Я 73

Домке, Э.Р.

Организация и безопасность движения. Введение в профессию: учебное пособие для студ. высш. учеб. заведений / Э.Р. Домке, В.Ю. Акимова. – Пенза: ПГУАС, 2012.- 168 с.

ISBN 978-5-9282-0754-0

Изложены особенности подготовки бакалавров по направлению «Технология транспортных процессов» (профиль подготовки «Организация и безопасность движения».) Дана общая характеристика транспортной системы. Рассмотрено влияние отдельных элементов системы «водитель - автомобиль - дорога -среда» на надёжность системы в целом. Даны краткие характеристики элементов системы. Приведены общие сведения об основах организации дорожного движения, дорожно-транспортных происшествиях и управлении дорожным движением.

Справки по тел. : +7 (8412) 49 83 30

УДК 625.7.062.3:624.072

Глубина проникания иглы как характеристика сопротивления битума сдвигу

Д-р техн. наук В.А. ЗОЛОТАРЕВ (ХНАДУ–ХАДИ, Украина)

С использованием литературных, экспериментальных и расчетных данных показана линейная связь напряжений сдвига, отвечающих значениям пенетрации, с напряжениями, возникающими при когезионном сдвиге битумов, что свидетельствует о целесообразности трактования пенетрации как прочностной, а не вязкостной характеристики.

Ключевые слова: битум, пенетрация, когезия, напряжение сдвига.

Метод и прибор определения глубины проникания иглы в битумы (пенетрации), применяются в дорожной практике со времен Г. Боуэна, предложившего в 1889 г. первый пенетрометр [1] для характеристики их условной вязкости. С тех пор показатели пенетрации во всем мире являются базовыми для разделения дорожных битумов по маркам в диапазоне от 20 до 300×0,1 мм. Намерения маркировать дорожные битумы по истинной вязкости [2, 3] не получили распространения по многим причинам, главной из которых является сложность определения вязкости из-за нелинейности в области температур окружающего воздуха зависимостей напряжение–скорость деформации, т.е. из-за их аномального течения. Опыт европейской стандартизации показал, что это целесообразно только в случае очень жидких битумов, для которых кинематическая вязкость при 60°С находится в пределах от 1000 до 1,6×104 мм2/с [4].

За долгие годы существования метода было предпринято множество попыток придать пенетрации фундаментальный смысл путем пересчета пенетрации в истинную вязкость. Во всех случаях совпадение результатов расчета с экспериментальными данными было тем лучшим, чем больше битумы при температуре 25°С по своему реологическому поведению приближались к ньютоновским системам [5, 6, 7, 8].

Такой тип поведения более всего свойственен дистилляционным битумам со структурой «золь». Переход к битумам со структурой «гель» сопровождается проявлением огромной аномалии вязкости. Экспериментальные исследования [9] реологического поведения битумов различных структурных типов в широком (путем использования нескольких приборов для определения вязкости) диапазоне скоростей сдвига показали, что битум со структурой «гель» обнаруживает ньютоновский тип течения в области скоростей, меньших 1×10–5 с–1, а его коэффициент аномалии вязкости достигает значения 0,35. Битум со структурой «золь» ведет себя как ньютоновская жидкость до скорости сдвига, близкой 1×101 с–1. При этом его коэффициент аномалии вязкости находится в пределах 0,83–0,85. Такая же тенденция, хотя и в меньшей степени, обнаруживается при переходе от битума с относительно малым значением пенетрации к битуму с большим ее значением (табл. 1).

Характерной особенностью кривых течения битумов марки БНД 60/90 разных структурных типов является то, что они пере-

секаются в зоне скоростей сдвига, близкой к 0,39 с–1 [9]. Отсюда следует, что битумы с близкой пенетрацией, но разного структурного типа обладают одинаковой вязкостью только в одной точке с характерной для этой пенетрации скоростью сдвига. Ниже этой скорости сдвига вязкость таких битумов может различаться в 400 раз, а при более высоких скоростях сдвига почти в 250 раз. Причем в области высоких скоростей сдвига вязкость битума типа «гель» гораздо меньше, чем битума «золь», тогда как при низких скоростях сдвига наоборот, т.е. происходит инверсия кривых течения.

Наличие эквипенетрационных скоростей сдвига у битумов разных структурных типов в широком диапазоне пенетраций показано в фундаментальной работе [7], получившей в 1962 г. премию Французской Ассоциации в области нефтяных технологий. В [7] поиск соотношения между пенетрацией и вязкостью битумов основывали на: учете характера погружения обеих составляющих частей иглы; предпосылке о невозможности проскальзывания битума вдоль иглы; учете зависимости сопротивления погружению иглы от глубины. В основу разработки [7] положены экспериментальные данные по изучению семи серий из 22 битумов. В каждой из серий было 2–4 битума разного структурного типа с практически равной пенетрацией. Индекс пенетрации битумов в сериях колебался от –1,1 до 4,3. Эквипенетрационные скорости сдвига смещались в сторону увеличения скорости по мере повышения пенетрации битумов в каждой из серий. Из этого следует, что истинная вязкость битумов разной пенетрации, рассчитываемая по любой из предлагаемых ранее формул, относится к испытаниям с различными скоростями сдвига, которые при переходе от битумов пенетрацией 23×0,1 мм к пенетрации 200×0,1 мм увеличивается почти в 9 раз.

Несмотря на большую выборку битумов и параллельное определение на одних и тех же объектах пенетрации и вязкости [7] расхождение между расчетными и экспериментальными значениями вязкости было на уровне 30%. Можно предложить, что одной из причин этого является разный характер выхода на режим установившегося течения битумов «гель», «золь–гель» и «золь» (рис. 1). Предел сдвиговой прочности интенсивно увеличивается при переходе от битума типа «золь» к типу «гель» [9]. Такие особенности течения битумов не могут быть обнаружены при фиксированном времени погружения иглы и учтены предлагаемыми в

[7]эмпирическими формулами.

Вто же время зависимость скорости сдвига от пенетрации, установленная в [7], позволила Ж.Карру и Д.Лоренту предложить формулу:

где γ•ЭП – эквипенетрационная скорость сдвига, Р – пенетрация.

Целью настоящей работы является установление количесвтенной взаимосвязи между пенетрацией и когезией битумов при сравнимых условиях испытания. Она основывается на том, что определение пенетрации путем погружения в вязкую среду цилиндра с коническим окончанием является типичным испытанием по определению сопротивления сдвига вязких систем погружением в них индентора [10]. Для достижения этой цели необходимо было определить: пенетрацию и когезию битумов по схеме однослойного сдвига, скорость сдвига, отвечающую значениям пенетрации ( γ•ЭП ); напряжения сдвига (τП), отвечающие каждой пенетрации при соответствующей ей скорости сдвигу, а также привести зна-

чения напряжений сдвига при скорости пенетрации γ• к скорости

• –1 ЭП

сдвига, равной γ = 1 с , принятой для определения когезии [11].

Определение τП выполнялось по формулам, предложенным в [7]. При этом учитывалось, что до пенетрации 54×0,1 мм в битум погружается конус высотой 0,54 см с плоским торцом диаметром 0,015 см. Выше этой пенетрации в битум погружается цилиндр диаметром 0,1 см. Согласно [7] напряжение τП для конусной части может быть определено по формуле:

Рис. 1. Кинетика выхода напряжений сдвига на установившийся режим течения при 25° и скорости сдвига 1,05 с–1. Цифры у кривых отвечают типу и индексу битумов (табл. 1).

Для пенетрации более 54×0,1 мм напряжение τП определяется как сумма напряжений, возникающих при погружении конуса и цилиндра по формуле:

Результаты таких расчетов приведены в табл. 2 и на рис. 2. Из них следует, что с увеличением пенетрации в области малых ее значений напряжения τП резко возрастают, с ростом пенетрации до 200×0,1 мм и выше наблюдается плавное снижение напряжения

(τП) и его асимптотическое приближение к оси напряжений.

•

Приведение каждого τП или τПЦ к скорости сдвига γ , равной 1 с–1, осуществлялось в соответствии с известным соотношением напряжений сдвига и скорости деформирования:

где τП1 – напряжение сдвига, приведенное к скорости, равной 1 с–1,

m – коэффициент пластичности, характеризующий изменение напряжений с ростом скорости сдвига.

Коэффициенты пластичности, использованные для приведения сопротивлений сдвигу, отвечающих каждой пенетрации, к скорости 1 с–1, взяты из работы [11], в которой определены скоростные зависимости когезии битумов разных структурных типов и марок. Полученные результаты (табл. 2. рис. 2) показывают, что в этом случае между пенетрацией и напряжением (τП1) также нет линейной зависимости. Резкое нарастание напряжений сдвига как эквипенетрационных, так и приведенных к скорости 1 с–1 начинается от пенетрации близкой к 75×0,1 мм. Так, переход от пенетрации 75×0,1 мм к пенетрации 40×0,1 мм сопровождается ростом эквипенетрационного напряжения (τП) в 2,8 раза, тогда как пене-

Рис. 2. Зависимости ( ; ) напряжений сдвига (τП) и (τ1П) от

для цилиндрической иглы.

трация изменяется в 1,9 раза, приведенное (τП1) напряжение при этом изменяется соответственно в 3,3 раза.

Рост эквипенетрационного напряжения в диапазоне пенетрации (40–75)×0,1 мм на один градус пенетрации составляет 0,030 МПа, а в диапазоне пенетрации (75–200)×0,1 мм он равен 0,0034. Рост приведенного к скорости 1 с–1 напряжения сдвига в диапазоне пенетрации (40–75)×0,1 мм на один градус пенетрации составляет 0,096 МПа, а в диапазоне (75–200)×0,1 мм – 0,0012 МПа. Эти отличия обусловлены конусностью иглы, и, возможно, неравномерностью скорости ее погружения.

Отсюда следует, что прогноз прочностных свойств асфальтобетонов на битумах разных марок по соотношениям значений пенетрации и по прочностным свойствам битума будет разным. Очевидно, что объективный прогноз может быть сделан на основе прочностной, в частности, сдвиговой характеристики битума. В качестве такой характеристики может быть использовано эквипенетрационное сдвиговое напряжение (τп) при условии, что оно взаимосвязано с когезией битума. Корректное сравнение этих характеристик может быть обеспечено при одинаковых деформационных условиях.

Для этого, прежде всего, необходимо устранить различие напряженно-деформационного состояния конечной (конусной) и цилиндрической части иглы. Одним из вариантов решения этой задачи может быть использование цельной цилиндрической иглы

сплоским торцом.

Вэтом случае площадь цилиндрической поверхности сдвига по всей длине иглы определяется по формуле:

Кроме того, сопротивление погружению цилиндра оказывает поверхность торца иглы. Эту поверхность можно прибавить к поверхности цилиндра, допуская в первом приближении, что способность битума к течению в большом объеме одинакова при

1.Bowen C. Patented № 494, 974 USA. Apparatures for determining viscosity // dated 1893.

2.Duthie J.L. Proposed bitumen specificications derived from fundamental parametres // Presented at the Annual general Мeeting of the Аssociation of Аsphalt Рaving Тechnologist held at Cleveland, Ohio: 1972.

3.Маневич Р.М., Проскуринов В.А., Розенталь Д.А. О возможности использования вязкости в качестве критерия марки нефтяного битума в процессе окисления // Окисление углеводородов, их производных и битумов. – 1972. – Вып.10. С. 51–57.

4.EN 12591:2008 Bitumes et liants bitumineux. –Specifiсation des bitumes routiers.

5.Трекслер Р.Н. Реология и реологические модификаторы: структура и время // В кн. Битумные материалы (асфальты, смолы, пеки). Под ред. А. Дж. Хойберга. – М.: Химия. 1974 . С. 104–153.

6.Duriez M., Arrambid J. Nouveau traite des materiaux de construction. Paris. – Dumod. – 1962. – v. 3. – 1543 p.

7.Carre G., Laurent D. Relation entre penetration et la viscosite des bitumes // Bulletin de l’Association francaise des Тechniciеns du petrol.

–№ 15. – 1963. – 37 p.

8.Радовский Б.С. IV Европейский Симпозиум по битуму и асфальтобетону // Автомобильные дороги. – 1990. – № 7. – С. 15–16.

9.Виноградов Г.В., Золотарев В.А., Веребская Е.А., Бодан А.Н., Орищин И.П. Поведение битумов разных структурно-реологических типов в режимах непрерывного деформирования // Коллоидный журнал № 4. – 1978. с. 1077–1084.

10.Малкин А.Я., Чалых А.Е. Диффузия и вязкость полимеров: ме-

тоды измерений. – М.: Химия. – 1979. – 304 с.

11.Маляр В.В. Закономерности механических свойств нефтяных дорожных битумов при стекловании // Автореферат дисс. на соиск. учен. степени канд. техн. наук. – Харьков. – 1993. – 22 с.

DEPTH OF PENETRATION OF THE NEEDLE AS CHARACTERISTICS OF BITUMEN RESISTANCE TO SHIFT

By Prof. V.A. Zolotaryev (Kharkov, Ukrainian Republic)

With use of literary, experimental and design data the linear dependence of pressure of the shift, adequating to values of penetration, with the pressure arising at cohesive shift of bitumens, that testifies to expediency of interpretation of penetration as strength property, instead of viscous characteristics is shown.

Keywords: bitumen, penetration, cohesion, a pressure of shift.

Рецензент: д-р техн. наук, проф. В.П.Носов (МАДИ). Статья поступила в редакцию 21.11.2011 г.

Автор: Золотарёв Виктор Александрович, д-р техн. наук, профессор, зав. кафедрой Харьковского национального автомобильнодорожного университета – ХНАДУ (ХАДИ). 61002, Украина, Харьков, ул. Петровского, 25. Тел. +38 (0572) 68 17 72, e-mail: vvm@ khadi.kharkov.ua.

УДК 656.71 ББК 39.513

Попов, А.Н.

Эксплуатация аэродромов. Организация обследования элементов лётных полей аэродромов государственного значения: учебное пособие для вузов / А.Н.Попов, В.Ф. Лазукин. – Воронеж: ВАИУ, 2010. – 145 с.

В учебном пособии изложены основные положения методики обследования, принятые приёмы анализа экспериментальной информации и установления причин отказов конструкций по показателям несущей способности, трещиностойкости, деформативности.

Справки по тел. +7 (499) 155-01-81

Дисковый режущий

инструмент для

разрушения снежно-

ледяных образований

Канд. техн. наук В.А. ГАНЖА, д-р техн. наук Ю.Н. БЕЗБОРОДОВ, кандидаты техн. наук Р.Б. ЖЕЛУКЕВИЧ и Н.Н. МАЛЫШЕВА, аспирант П.В. КОВАЛЕВИЧ (Сибирский Федеральный Университет, г. Красноярск)

В статье приводятся основные результаты исследований процессов взаимодействия дискового режущего инструмента со льдом при его механическом разрушении. Описываются условия проведения эксперимента. Определены рациональные параметры дискового режущего инструмента, обеспечивающие минимальную энергоемкость процесса. Предложена конструкция рабочего органа, оснащенного дисковым режущим инструментом. Дается обоснование перспективности использования дискового режущего инструмента в рабочих органах спецмашин для разрушения прочных снежно-ледяных образований.

Ключевые слова: снежно-ледяные образования, дисковый режущий инструмент, рабочие органы, уборочные машины.

При зимнем содержании дорог и аэродромов особенно трудоемкими являются мероприятия по предотвращению и устранению снежно-ледяных и гололедных образований, которые в настоящее время, на аэродромах, выполняются химико-механическим, тепловым и комбинированным методами. На автодорогах также применяется и фрикционный метод. Данные методы оперативны и высокоэффективны, но имеют ряд существенных недостатков. Это – необходимость приобретения и содержания специальных машин для распределения жидких или гранулированных антигололедных реагентов (АГР); их большой сезонный расход и высокая стоимость; строительство и содержание складских помещений, вредное влияние АГР на покрытие и окружающую среду и др.

Область применения более экономичного и экологически чистого механического способа разрушения ограничивается конструктивной неприспособленностью рабочих органов существующих уборочных машин к эффективному разрушению прочных снежно-ледяных образований на очищаемых покрытиях.

Расширение области применения механического способа возможно путем модернизации существующих и создания новых рабочих органов к уже имеющимся на эксплуатационных предприятиях специальным машинам без увеличения их мощности. Это может быть осуществлено за счет установки перспективного режущего инструмента в виде дисковых резцов (рис. 1).

Известно о широком применении такого инструмента в проходческих комбайнах при разработке горных пород [1], а также в рабочих органах буровых [2], землеройных машин и на бульдозерных рыхлительных агрегатах [3] при разработке мерзлых грунтов. Однако параметры инструмента, обеспечивающие эффективное разрушение указанных сред не могут быть исполь-

зованы при разработке устройств разрушающих прочные снежно-ледяные образования без дополнительных исследований, так как физико-механические свойства горных пород и мерзлых грунтов существенно отличаются от физикомеханических свойств льда. Отсутствие исследований процессов взаимодействия дискового режущего инструмента со льдом при его механическом разрушении затрудняет выполнение работ по проектированию новых и совершенствованию конструкций рабочих органов спецмашин.

С целью определения рациональных, с позиции минимизации энергозатрат, параметров дискового режущего инструмента и оценки влияния этих параметров, а также физико-механических свойств льда и параметров среза на силовые показатели процесса резания льда таким инструментом в Сибирском федеральном университете проведены экспериментальные лабораторные исследования.

В качестве режущего инструмента принят заостренный дисковый резец типа А (рис. 1а). Такая форма инструмента допускает его расположение в пространстве под различными углами, по отношению к поверхности разрабатываемого массива. Для уменьшения площади трения большего основания конуса об массив принят задний угол γ = 5°.

Диаметр дисковых резцов, использовавшихся в работе, D = 0,2 м. При таком диаметре исключается громоздкость конструкции и необходимость установки массивных опор, несущих дисковые резцы на исполнительном органе, обеспечивается необходимая глубина резания.

Угол заострения δ изменялся в диапазоне от 15 до 60° с интервалом 15°. Резание осуществлялось на глубину h = 60 мм. Данное значение соответствует допустимой толщине стружки, срезаемой отвальными рабочими органами, оснащенными системами автоматизированного управления.

Шаг резания t (толщина срезаемой стружки), составил: 10, 20, 30 и 40 мм. При этом соблюдалось условие t ≤ h, так как предполагается, что резцами, размещаемыми на рабочих органах, будет обеспечиваться разрушение льда по полублокированной схеме, требующей меньших затрат энергии. В случае, когда ширина резания превышает его глубину, имеет место более энергоемкая блокированная схема резания.

Скорость движения оси вращения резца при испытаниях составила 0,51 м/с. По данным работы [1], при разрушении горных пород с коэффициентом крепости f = 6,1 дисковой тангенциальной шарошкой, изменение скорости резания от 0,05 до 1 м/с практически не влияет на значения составляющих усилия резания.

Испытания проводились при температуре окружающего воздуха от минус 2 до минус 6°С, при которой наиболее вероятно льдообразование на дорожных и аэродромных покрытиях.

Исследования по резанию льда проводились на лабораторном стенде [4], схема которого представлена на рис. 2.

Чувствительным элементом стенда является тензометрическая головка, представляющая собой полую балку с размещенными на ней тензометрическими датчиками сопротивления, при помощи которых определялись горизонтальная, вертикальная и боковая составляющие усилия резания. Для автоматической

записи, хранения и обработки значений этих составляющих использовался информационно-измерительный комплекс, включающий персональный компьютер с монитором, плату аналогоцифрового преобразователя (АЦП) L-154, программу Power Graph, предназначенную для регистрации, обработки и хранения аналоговых сигналов, записанных с помощью АЦП, а также, тензометрический усилитель УТ1-10. Максимальная относительная погрешность измерений составила не более 2%.

Для проведения испытаний на лабораторном стенде использовали ледяные блоки 2, размерами 260×300×510 мм, закреплявшиеся на несущей плите 3 стенда (рис. 2). Вращением рукоятки 4 механизма поперечной подачи устанавливали шаг резания t (толщина срезаемой стружки). При включении привода кнопочной станцией 5 тензометрическая головка 6 с закрепленным на ней режущим инструментом 7 перемещалась из крайнего правого положения в крайнее левое, совершая рез. Резание каждым резцом осуществлялось при последовательном изменении шага резания во всем исследуемом диапазоне его значений.

На основе статистически обработанных результатов всех испытаний, предусмотренных программой эксперимента, построены графики зависимости составляющих усилия резания от угла заострения диска и шага резания при разрушении льда дисковыми резцами. Выполнен расчет энергоемкости процесса резания ледяного массива дисковыми резцами для различных значений угла заострения и шага резания в соответствии с выражением (1). Построены графики зависимости энергоемкости процесса резания от угла заострения диска.

где РГ – значение горизонтальной составляющей усилия резания, кН;

SСР – площадь среза, определяемая следующим выражением:

где h – глубина резания, м; t – шаг резания, м.

δ, град

Рис. 3. Зависимость горизонтальной составляющей усилия резания от угла заострения диска: 1 – t = 10 мм; 2 – t = 20 мм; 3 – t = 30 мм; 4 – t = 40 мм

t, град

Рис. 4. Зависимость горизонтальной составляющей усилия резания от шага резания: 1 – δ = 15°; 2 – δ = 30°; 3 – δ = 45°; 4 – δ = 60°

Важным этапом экспериментальных исследований являлся анализ характера изменения величины горизонтальной Рг составляющей усилия резания в зависимости от угла заострения дискового резца и параметров среза, так как значения Рг определяют величину удельной энергоемкости процесса резания льда дисковым режущим инструментом.

На рис. 3 представлена зависимость горизонтальной составляющей усилия резания от угла заострения дискового резца δ при полублокированном резании с шагом 10, 20, 30 и 40 мм. Анализ графиков показал, что наименьшие значения Рг обеспечиваются при использовании дисковых резцов с углом заострения δ = 30° при всех рассматриваемых значениях шага резания, а также при резании резцом с углом заострения δ = 60° при t = 30 мм.

Графики зависимости горизонтальной составляющей усилия резания от шага резания при различных значениях угла δ представлены на рис. 4. Анализ графиков показал, что минимальные значения Рг обеспечиваются при резании дисковым резцом с углом δ = 30° на всем диапазоне изменяющихся значений шага t.

На основании результатов расчета удельных затрат энергии на резание льда дисковым резцом диаметром D = 0,2 м, с раз-

δ, град

Рис. 5. Зависимость энергоемкости процесса резания от угла заострения диска: 1 – t = 10 мм; 2 – t = 20 мм; 3 – t = 30 мм; 4 – t = 40 мм

личными углами δ заострения при различном шаге резания t построены графические зависимости энергоемкости процесса резания от угла заострения диска (рис. 5).

Анализ полученных графиков показал, что наименьшая удельная энергоемкость процесса будет обеспечена при резании льда дисковым резцом с углом заострения δ = 30° во всем диапазоне значений шага резания t (10, 20, 30 и 40 мм), т. е. при тех же условиях, при которых были получены минимальные значения горизонтальной составляющей усилия резания.

Таким образом, результатами теоретических и экспериментальных исследований обоснованы основные параметры дискового режущего инструмента, при которых обеспечивается разрушение снежно-ледяных и гололедных образований с минимальной энергоемкостью процесса [5].

Эффективное использование дискового режущего инструмента для разрушения снежно-ледяных и гололедных образований на покрытиях дорог и аэродромов может быть осуществлено при условии разработки возможных схем размещения такого инструмента на рабочих органах спецмашин. На рис. 6 представлена конструкция сменного отвального рабочего органа для удаления снежно-ледяного наката с поверхности дорог и аэродромов, оснащенного дисковыми резцами с рациональными параметрами, размещенными на рабочем органе по схеме, обеспечивающей взаимное перекрытие рабочих зон смежных резцов.

В основе данного рабочего органа рама, выполненная в виде отвала 1, снабженного двумя вертикальными передними кронштейнами 2, с закрепленной на них пластиной 3. В нижней части пластины 3 размещены режущие диски 7. Количество дисковых резцов на рабочем органе определяется длиной отвала и шириной его захвата, и может отличаться в зависимости от конструкции базовых машин несущих рабочий орган, выполненный по предлагаемой схеме.

Произведен расчет силы сопротивления снежно-ледяных образований резанию стандартным отвалом автогрейдера и отвальным рабочим органом, оснащенным дисковыми резцами (рис. 6), с учетом следующих условий. Плотность разрушаемых снежно-ледяных образований ρ = 0,75 г/см3 при температуре от минус 1 до минус 3°С. Прочность льда на сжатие при той же температуре σсж = 1,8÷2,3 МПа. Длина отвала L = 3,7 м. Угол установки отвала β = 40 град. Радиус резца R = 0,1 м. Угол заострения резца δ = 30°.

Результаты расчетов свидетельствуют о том, что применением на рабочем органе отвального типа (рис. 6) дискового режущего инструмента с рациональными параметрами, установленного на этом рабочем органе под углом к обрабатываемой поверхности

γ = 5°, может быть обеспечено снижение энергоемкости процесса разрушения прочных снежно-ледяных образований в 2,3 раза. Это свидетельствует о целесообразности и перспективности использования дискового режущего инструмента в рабочих органах машин для удаления снежно-ледяных и гололедных образований с поверхности дорог и аэродромов.

Предполагается, что применением описанного выше исполнительного органа будет обеспечиваться ответственный промежуточный этап подготовки очищаемого покрытия, заключающийся в разрушении трудноудаляемых прочных снежно-ледяных образований значительной толщины и сдвиг продуктов разрушения в сторону. При этом окончательная очистка покрытия может производиться химико-механическим способом, но при существенно боле низком расходе химически активных АГР, так как известно, что расход последних нормируется в зависимости от толщины очищаемого слоя и температуры окружающего воздуха.

Также известно, что применение АГР эффективно только при толщине слоя прочных снежно-ледяных образований до 20 мм. Со снижением расхода АГР снизится и потребность в специальной технике для их распределения, что также будет способствовать экономии затрат энергии и сокращению времени вредного воздействия работающих машин на окружающую среду.

Конструкция данного рабочего органа для удаления снежноледяного наката с поверхности дорог и аэродромов защищена патентом на изобретение № 2396389 [6].

Оснащение рабочих органов спецмашин дисковым режущим инструментом с рациональными параметрами позволит расширить область применения механического способа очистки, повысить эффективность разрушения снежно-ледяных образований на очищаемых покрытиях, минимизировать затраты на приобретение дорогостоящей спецтехники и снизить расход химически активных АГР.

Литература

1.Разрушение горных пород проходческими комбайнами. Разрушение тангенциальным инструментом / под ред. Л.И. Барона. – М.: Наука, 1973. 172 с.

2.Желукевич, Р.Б. Буровая головка с дисковым инструментом / Р.Б. Желукевич, Ю.Ф. Кайзер // Политранспортные системы: материалы V Всерос. НТК, Красноярск, 21–23 ноября 2007 г.: в 2-х ч. Ч. 2.

–Красноярск: Сиб. федер. ун-т; Политехн. ин-т, 2007. – С. 224–228.

3.Желукевич, Р.Б. Разрушение мерзлого грунта дисковыми резцами: автореф. дис. канд. техн. наук / Р.Б. Желукевич; СибАДИ. – Омск, 1983. – 22 с.

4.Пат. № 2429459 Российская Федерация, МПК G01M 13/00. Стенд для испытания рабочих органов землеройных машин / В.А. Ганжа, Р.Б. Желукевич, Ю.Н. Безбородов; заявитель и патентообладатель ФГАОУ ВПО «Сибирский федеральный университет». – № 2010116560/28; заявл. 26.04.2010; опубл. 20.09.2011, Бюл. № 26.

5.Ганжа, В.А. Обоснование конструкции и основных параметров дискового режущего инструмента для разрушения снежно-ледяных образований: автореф. дис. канд. техн. наук / В.А. Ганжа; СФУ. – Красноярск, 2011. – 24 с.

6.Пат. № 2396389 Российская Федерация, МПК Е 01Н 5/12. Рабочий орган для удаления снежно-ледяного наката с поверхности дорог и аэродромов / Р. Б. Желукевич, В. А. Ганжа, Ю. Н. Безбородов; заявитель и патентообладатель ФГОУ ВПО «Сибирский федеральный университет». – № 2009121899/11; заявл. 08.06.2009; опубл. 10.08.2010, Бюл. № 22.

THE DISK BLADE FOR DESTRUCTION OF SNOW-ICE FORMATION

By Dr. V.A. Ganzha, D.Sc. Yu.N. Bezborodov, Dr. R.B. Zhelukevich, Dr. N.N. Malysheva, Ph.D. student P.V. Kovalevich

In paper the basic results of researches of processes of interaction of the disk blade with an ice are resulted at its mechanical destruction. Conditions of carrying out of experiment are described. The rational parameters of the disk blade providing minimal power consumption of the process are certain. The design of the working body equipped by the disk blade is offered. The substantiation of perspectives of use of the disk blade in working special machines bodies for destruction of strong snow-ice formations is given.

Keywords: snow-ice formations, disk blade, working tool, street washer.

Рецензент: д-р техн. наук В.В. Червов (ИГД СО РАН). Статья поступила 30.01.2012.

Авторы: Ганжа Владимир Александрович, канд. техн. наук, ст. преподаватель, Институт нефти и газа. Сибирский Федеральный Университет (СФУ). Тел. +7 (391) 2-06-28-92, e-mail: vladimirganzha@yandex.ru; Безбородов Юрий Николаевич, доктор технических наук, профессор, Институт нефти и газа СФУ, тел. +7 (391) 2-06-28-77, e-mail: LabSM@mail.ru; Желукевич Рышард Борисович, канд. техн. наук, профессор, Институт нефти и газа СФУ, тел. +7 (391) 2-06-28-92; Малышева Наталья Николаевна, канд. техн. наук, доцент, Институт нефти и газа СФУ, тел. +7 (391) 2-06-28-75; Ковалевич Павел Васильевич, аспирант, Институт нефти и газа СФУ, е-mail: Kovalevich_p@ mail.ru.

УДК 625.745.2

Работа гофрированной водопропускной трубы с гладким лотком по дну

Д-р техн. наук В.В. УШАКОВ, канд. техн. наук В.И. АЛТУНИН, инженеры М.В. ФЕДОТОВ и С.С. НАХМУРИН (МАДИ), канд. техн. наук О.Н. ЧЕРНЫХ (МГУПриродообустройства).

В статье приводятся результаты экспериментальных исследований гофрированной водопропускной трубы с гладким лотком при безнапорном движении водного потока. Сравниваются полученные результаты с существующими рекомендациями.

Ключевые слова: гофрированная водопропускная труба с гладким лотком по дну, безнапорное движение, глубины на входе в трубу и на выходе из неё, коэффициенты расхода.

Для пропуска поверхностных вод под дорожной насыпью широко используются металлические гофрированные трубы (МГТ) с гладким лотком по дну, занимающим 0,25, 0,33 или 0,5 внутреннего периметра гофрированной трубы [1, 2, 3]. Наличие гладкого лотка снижает гидравлические сопротивления водного потока при движении вследствие меньшей шероховатости гладкого лотка. В то же время гладкий лоток имеет толщину не менее 5 см и уменьшает площадь сечения трубы, что вызывает повышение гидравлических потерь. В настоящее время отсутствуют рекомендации по оценке влияния гладкого лотка на условия работы гофрированной трубы при безнапорном и полунапорном режимах [1, 2, 3].

В лаборатории кафедры «Гидравлика» МАДИ в 2010 г. были проведены модельные исследования условий гидравлической работы МГТ с гладким лотком по дну. Модель имела диаметр 20 см, размер гофра lx = 26×6,5 мм и в масштабе 1 : 5 моделировала натурную трубу d = 1 м с гофром 130×32,5 мм (где l – длина волны гофра, – высота волны гофра). Модель МГТ имела длину 5,2 м, уклон i = 0,096, вход без оголовка со срезом перпендикулярным оси трубы и портальную стенку на выходе. Диаметр гофрированной трубы измеряется от середины гофров, поэтому внутренний диаметр трубы был меньше на высоту волны гофра и составлял dвн = 19,35 см. В нижней трети трубы устраивался гладкий лоток толщиной δ = 12 мм по всей её длине.

Модель МГТ выполнялась из полупрозрачного стеклопластика, а гладкий лоток – из оргстекла. Лоток жестко крепился к гофрированной трубе. Подводящий и отводящий к трубе лотки имели прямоугольную форму (шириной 60 см) и выполнялись из оргстекла. Полупрозрачный материал трубы позволял наблюдать свободную поверхность воды при безнапорном движении в месте её контакта с трубой. Уровни свободной поверхности воды перед трубой и за ней регистрировались с помощью мерной иглы. Расходы Q измерялись треугольным водосливом Томсона с тонкой стенкой.

При выполнении гидравлических расчетов в качестве расчетного диаметра гофрированной трубы обычно принимается её внутренний диаметр [1, 2, 3]. Гладкий лоток уменьшает площадь сечения МГТ, поэтому в качестве расчетного, по рекомендации

академика М.Д. Миллионщикова [4, 5], принимался диаметр трубы, площадь сечения которой равнялась внутренней площади гофрированной трубы за вычетом площади, занимаемой гладким лотком. Для исследованной модели МГТ расчетный диаметр был равен dр = 18,6 см.

При безнапорном режиме водопропускная труба работает по типу водослива с широким порогом и для расчета её пропускной способности используется формула [1]

где σП – коэффициент подтопления, учитывающий подтопление сечения с критической глубиной (hK) на входном участке трубы за счет сопротивлений по её длине (если труба работает по типу «длинной») или за счет бытовой глубины (hб) со стороны нижнего бьефа (если труба подтоплена со стороны нижнего бьефа);

m – коэффициент расхода, назначаемый в зависимости от конструкции входного оголовка и учитывающий несовершенство планового сжатия потока перед трубой;

bK – средняя ширина потока в сечении с hK; H – напор в верхнем бьефе перед трубой. Расчет bK выполняется по формуле

где ωK – площадь живого сечения гофрированной трубы при

hK.

При полунапорном режиме водопропускная труба работает неполным сечением, как и при безнапорном режиме, но входной оголовок затоплен, т.е. она работает по типу истечения потока из-под щита. Для расчета используется формула [1]

где μ0 – коэффициент расхода, назначаемый в зависимости

H – гидростатический напор перед трубой;

V0 – средняя скорость потока перед трубой, которая принималась равной нулю ввиду её малости;

ε – коэффициент, назначаемый в зависимости от конструкции входного оголовка.

Исследованная модель МГТ с гладким лотком по дну при безнапорном и полунапорном режимах работала в гидравлическом отношении по типу «короткой». В трубе не формировался гидравлический прыжок и на её пропускную способность не оказывали влияние гидравлические сопротивления по длине трубы.

Обработка опытных данных заключалась в нахождении коэффициентов расхода m, μ0 и ε при различных напорах H перед трубой. Для безнапорного режима использовались формулы (1) и (2). Нахождение критической глубины выполнялось подбором из условия критического состояния потока

где α – коэффициент Кориолиса, принимавшийся равным 1,1.

Нахождение коэффициента ε в формуле (3) осуществлялось графически. Для этого опытные точки наносились на график