у

ШШИСТЕРСТЮ ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ УССР ХАРЬКОВСКИЙ АВТОМОБИЛЬНО-ДОРОЖНЫЙ ИНСТИТУТ

мм. КОМСОМОЛА УКРАИНЫ

На правах рукописи

^КАМАЛЬ^АДЙ

УДК 625.855.3.0.33.3

СДВИГОУСТОЙЧИВОСТЬ АСФАЛЬТОБЕТОНА В УСЛОВИЯХ ЖАРКОГО И ЗАСУШЛИЮГО КЛИМАТА

специальность 05.23.05 -Строительные материалы и изделия

Д и с с е р т а ц и я на соискание ученой степени каццидата технических наук

Научный руководитель: д-р т.н., и.о.проф.

В.А.Золотарев

Харьков 1984

2 -

О Г Л А В Л Е Н И Е Стр,

1. ВВЕДЕНИЕ 2. СОСТОЯНИЕ ЮПРОСА

2.1. Климатические условия республики Чад ю 2.2. Состояние автомобильных дорог в республике

Чад 14 2.3. Анализ условий работы асфальтобетонных

покрытий и характер их разрушения в условиях жаркого климата.... 20

2.4. Существующие представления о пзгтях повы­шения сдвигоустойхшвости асфальтобетон -ных покрытий при повышенной температуре.... 24

2.5. Основные факторы, влияющие на сдвигоус-тойчивость асфальтобетонных покрытий 32

2.6. Существующие критерии и методы оценки сдвигоустойчивости асфальтобетонных по­крытий 42

2.7. Задачи исследования 49 3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРВДОСЫЛКИ

3.1. Анализ процессов развития деформаций сдвига асфальтобетонов при повышенных температурах ЗО

3.2. Формирование сдвигоустойчивых структур асфальтовых бетонов 34

3.3. Реологическая модель асфальтового бетона 58

- ^ - Стр. 3.4. Обоснование методов определения проч­

ностных и реологических характеристик асфальтовых бетонов 67

4. ВЫБОР ОБЪЕКТОВ И МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ 4.1. Характеристика материалов и состав

смесей принятых для исследования 78 4.2. Методы исследования 82 4.2.1. Стандартные методы 82 4.2.2. Метод определения сдвигоустойчивости

асфальтобетона при кручении с верти­кальным и боковым давлением 82

4.2.3. Определение сдвигоустойчивости при трехосном сжатии 89

4.2.4. Определение прочностных характерис­тик асфальтовых систем 91

4.2.5. Методики исследования реологических характеристик асфальтобетона 92

4.2.6. Определение реологических показате­лей асфальтового бетона 101

4.2.7. Методика определения кинетики уплотне­ния асфальтобетона 107

5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ ИССЛЕДОВАНИЯ 5.1. Физико-механические свойства асфальтовых

бетонов н о 5.2. Влияние состава асфальтового бетона на

его сдвигоустойчивость 128 5.3. Влияние свойств вяжущего на сдвигоусто-

чивость асфальтовых бетонов 156 5.4. Планирование эксперимента и математичес­

кая модель сдвигоустойчивого асфальтобетона. 163

- 4 -Стр.

5.5. Выводы по главе 17з 6. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ

АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ 6.1. Обоснование показателей реологических

свойства 173 6.2. Особенности деформирования сдвигоустой

чивых асфальтовых бетонов во времени 178 6.3. Параметры деформационных свойств сдви-

гоустойчивых асфальтовых бетонов Т88 6.4. Предельные состояния сдвигоустойчивых

асфальтобетонов 200 6.5. Выводы по главе 207

7. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ 7.1. Совершенствование технологии приготов­

ления асфальтовых бетонов 208 7.2. Исследования уплотняемости сдвигоустой­

чивых асфальтовых смесей 21? 7.3. Выводы по главе 222

8. ПРОИЗВОДСТВЕННАЯ ПРОВЕРКА РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛЕДО­ВАНИЙ И ОБОСНОВАНИЕ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНХТИ 8.1. Опытное строительство асфальтобетонно­

го покрытия. 224 8.2. Технико-экономическая эффективность

применения каркасного асфальтобетона 226 ОБЩИЕ ВЫВОДЫ .228 ЛИТЕРАТУРА , 2,32 ПРИЛОЖЕНИЯ , .247

- 5 -

I. В В Е Д Е Н И Е

В республике Чад автомобильные дороги занимают исключи -тельно важное место в деле развития народного хозяйства страны. Преобладающая часть перевозок грузов и пассажиров в республике осуществляется автомобильным транспортом. На долго автомобиль -ного транспорта приходится около 9Ъ% общего грузооборота Q J . Поэтому строительство автомобильных дорог составляет одну из важнейших задач хозяйства страны.

В настоящее время развитие производительных сил, расшире­ние экономических, научных и культурных связей между африкан -скими государствами требует создания международных внутриафри-канских дорожных связей, строительства новых и реконструкции имеющихся дорог.

В 70-х годах был проведен ряд региональных конференций по вопросам развития дорожной сети. Их участники пришли к выводу о необходимости первоочередного развития магистралей междуна -родного значения. Причем, предпочтение отдавалось строитель -ству автомагистралей, учитывая, что постройка одного километра автодороги с твердым покрытием обходится в среднем в 30-35 тыс долларов, а железной дороги в 40-75 тыс.долларов ( в зависи -мости от рельефа местности) С 2 ] .

Под эгидой экономической комиссии ООН для Африки десят -ки комиссий и ряд проектных организаций провели значительную работу по изучению возможностей расширения сети автодорог. Их предложения получили одобрение Организации Африканского Цдин -ства. Было решено начать строительство трансафриканских авто -

- 6 -магистралей, подключив к ним затем национальные сети автодорог.

Утверждены проекты и ведется строительство следующих трансафриканских автомагистралей: I) Транссахарской, соединяю­щей Алжир, Мали и Нигер; 2) Трансафриканский широтной - Ниге­рия - Кения (Лагос-Момбасса); 3) Западноафриканской, состоя -щей из двух линий: Северной - Дакар - Нджамена и южной Дакар -Лагос. Для того чтобы по магистралям могли двигаться автомаши­ны разных марок, мощности и габаритов, при их строительстве будут соблюдаться единые стандарты. Предусматривается также со­здание централизованных служб снабжения горючим, технического обслуживания и обслуживания водителей и пассажиров в пути.

Вопрос о строительстве Транссахарской дороги рассматри -вался совместно представителями Алжира, Туниса, Марокко, Суда­на, АРЕ, Мали, Мавритании, Нигера, Нигерии, Верхней Вольты,Ча­да. Принято решение строить автодорогу через центральную часть пустыни. Изыскания на трассе выполнялись за счет Программы развития ООН (ПРООН). Протяженность автомагистрали 2900 км,в том числе по территории Алжира - 1427 км, республики Мали -675 и территории республики Нигер - 357 км. Остальную часть магистрали составят ее разветвления в указанных странах,а так­же в Марокко и Тунисе [2J.

В 1977 году региональная конференция стран Западной Афри­ки высказалась за создание путей сообщения, соединяющих страны региона с Центральной Африкой и проходящих от Дакара к побере­жью Гвинейского залива. Потребность в них вызвана расширением экономических связей между большой группой стран западного ре­гиона, а также развитием глубинных районов прибрежных госу -дарств. Особую заинтересованность в прокладке автомагистрали Нджамена - Дакар - Лагос проявили Верхняя Вольта, Мали, Ни -гер. Чад, не имеющие выхода к морю. Дорога улучшит связь между

- 7 -прибрежными странами, такими как Гамбия, Сьерра-Леоне, Берег Слоновой Кости, Гана.

Автомагистраль Дакар - Нджамена станет северным участком главной дороги Ццжамена - Дакар - Лагос. Она пересечет семь стран: Сенегал, Мали, Верхнюю Вольту, Нигер, Нигерию, Камерун и Чад [2].

Отсутствие широкой сети современных дорог является одним из главных торлозов развития чадской экономики. Страна вынуж­дена тратить 20^ своего национального дохода на транспортные издержки.

Слабость, неразвитость транспортной системы Чад является следствием колониального господства. Строя шоссейные дороги, колонизаторы исходили преяще всего из своих интересов.

За последние годы на кредиты Европейского фонда развития и Меяу у народ ной ассоциации развития (ИДА) были построены шоссе мезвду Нджаменой и Бонгор (102 км) и между Нджаменой и Массагет (150 км) [з].

Строительство и содержание требует больших капиталовложе­ний. Поэтому государство обращается за помощью к международ -ным, государственным организациям и частным фирмам. По пятилет нему плану экономического развития на создание сети современ -ных шоссейных дорог ассигнуется 12% всех ассигнования,запла -нированных на развитие экономики страны. Сейчас разрабатывает­ся проект строительства автомагистрали с твердым покрытием про тяженностью 686 км, которая свяжет г.Нджамену с городом Сар -хе близ границы с ЦАР. Строительство финансирует ФВД. Кредиты на строительство дороги Нджамена - Абеше получены от междуна -родной ассоциации развития и Европейского фонда развития L3j.

Выполненный анализ показывает, что в настоящее время боль­шее предпочтение отдают строительству асфальтобетонных покры -

- 8 -тий, чем цементобетонным.

Широкое применение асфальтобетона обусловлено многими его положительными свойствами, к которым относятся: достаточная ме­ханическая прочность, способность к упругим и пластическим де -формациям, хорошее сцепление автомобильных шин с асфальтобетон-ным покрытием, возможность получения ровной поверхности, гигие­ничность асфальтобетонных покрытий, высокая демпфирующая спо -собность, сравнительная простота ремонта покрытий, а также воз­можность широкой механизации работ при приготовлении асфальте -бетонных смесей и устройства покрытий.

При строительстве автомобильных дорог в условиях жаркого климата к асфальтобетонным покрытиям предъявляются требования достаточной сдвигоустойчивости и долговечности. Необходимо от -метить, что асфальтобетон не всегда удовлетворяет этим требова­ниям, особенно в отношении сдвигоустойчивости. Игнорирование этих требований приводит к появлению пластических дефорлаций в виде сдвигов, волн, наплывов.

В настоящее время проблема сдвигоустойчивости в странах с жарким и сухим климатом является особо острой. Одна из основных задач при строительстве асфальтобетонных покрытий - это пробле­ма увеличения сдвигоустойчивости асфальтобетонных покрытий.

Вопросам изучения сдвигоустойчивости асфальтобетона посвя­щены исследования П.В.Сахарова, Н.Н.Иванова, М.И.Волкова, И.А. Рыбьева, Н.В.Горелышева, В.М.Гоглидзе, Л.Б.Гезенцвея, И.В.Коро­лева, В.А.Золотарева, Г.К.Сюньи, Б.И.Ладыгина, В.Н.Кононова, М.Дюрье, Л.В.Нижбоера и др. Одно из основных направлений по со­зданию сдвигоустойчивьк асфальтобетонных покрытий заключается в применении асфальтобетонов с повышенным содержанием щебня опре­деленного качества. Полагают, что сдвигоустойчивость таких ас­фальтобетонов повьш1ается за счет включения в работу под нагруз-

- 9 -

кой минерального остова, образованного крупными зернами щебня. Задача повышения сдвигоустойчивости решается путем повьш1ения плотности минерального остова и повышения когезионных свойств асфальтобетона,

Целью настоящей работы является разработка на основе уста­новления закономерностей деформирования и разрушения асфальте -бетонов сдвигоустойчивых их типов и видов, а также способов устройства сдвигоустойчивых асфальтобетонных покрытий для райо­нов с жарким и сухим климатом.

Работа выполнена на кафедре дорожно-строительных материа -лов и строительства и эксплуатации дорог Харьковского автомо -бильно-дорожного института им. Комсомола Украины под руковод -ством проф., д.т.н. О.Т.Батракова и и.о.проф., д.т.н. В.А.Зо­лотарева.

На основании выполненных исследований выпущены рекомендации по рациональным составам асфальтобетонов применительно к услови­ям их эксплуатации в республике Чад.

Автор выражает глубокую признательность сотрудникам выше­указанных кафедр за весьма полезные дискуссионные советы и по­мощь, оказанную на различных этапах исследования и внедрения.

- iO - •

Г Л А В А 2. СХТОЯНИЕ ВОПРОСА 2.1. Климатические условия Республики Чад

Территория Чад расположена в Центральной Африке. В целом климат Чада относится к тропическому типу, однако с севера на юг можно вьщелить три типа климата: пустынный и полупустынный, сахельский, влажно-тропический климат Щ .

Пустынный и полупустынный климат в стране является преоб -ладающим. Он характеризуется следующими данными: низким количе­ством осадков (до 50 мм в год), осадки выпадают очень редко и нерегулярно; высокими температурами воздуха в дневное время (+40°-42°С в июне-сентябре месяцах) и резкими снижениями темпе­ратуры ночью (ниже +10°С). Круглый год эта часть страны находит­ся под воздействием крайне сухого континентального тропического воздуха - северо-восточного пассата. Очень велини суточные ам­плитуды температуры ( в среднем +20°С, в отдельные дни до +30°-40°С). Перепад температур составляет 35°, что приводит к резким изменениям температурных напряжений в элементах конструкции до­рожных одежд.

Сахельский климат охватывает"всю центральную часть страны. Количество осадков невелико (от 200 до 800 мм в год).Здесь се -зон дождей очень короткий: июнь-октябрь в г.Нджамене и -июль-сен тябрь в Г.Мао. Минимальные температуры возрастают постепенно: в январе +13°С, мае +24°С, в апреле +41°С, а в августе в пери -од дождей 30°С.

Влажный тропический климат характерен для всего южного райо

- 11 -на страны. В этом районе экваториально-муссонный климат с чет -КИМ делением года на два сезона: сухой зимний (с октябре-ноября по апрель-май), когда преобладающей воздушной массой является тропический воздух северо-восточного пассата и дождливый летний ( с мая-июня по сентябрь-октябрь), когда на территории Чад про­текает юго-западный экваториальный муссон, приносящий влажный экваториальный воздух со- стороны Гвинейского залива. Осадки очень велики (до 1000 мм) и носят чаще всего ливневый характер. Осадки вызывают разливы, которые размывают дороги и изолируют многие села.

Минимальные температуры воздуха колеблются в пределах от .+23°С в апреле до +14°С в январе. Максимальные температуры сое тавляют +38°С в марте и +30°С в августе. Такие изменения тем­ператур очень сильно влияют на конструкцию дорожных одежд. Пе -репады температур необходимо учитывать при проектировании рацио­нальных конструкций дорожных одежд \р].

В многочисленных научно-исследовательских работах зарубеж­ных исследователей, в частности французских [б, 7 ] , о природе Чада подчеркивается, что жара является специфической чертой чад­ского климата. Разумеется, что такой жаркий климат значительно влияет на условия эксплуатации автомобильных дорог с асфальтобе­тонными покрытиями.

Измерение температуры асфальтобетонных покрытий автомобиль­ных дорог и городских улиц в республике Чад до сих пор не прово­дилось, поэтому вопросы исследования летнего температурного режи ма и определение продолжительности действия высоких температур имеют большую актуальность и практическое значение.

Исследования температурного режима покрытий первым в СССР проводил Б.И.Ладыгин [з] . Позднее эти работы были продолжены его учениками Я.Н.Ковалевым, К.Ф.Шумчиком, И.К.Яцевичем [9»10]

- 12 --на территории Белорусской ССР.

Б.И.Ладыгиным Гз! была предложена эмпирическая зависимость температуры покрытия от температуры воздуха применительно к уело ВИЯМ Саратовской области.

где "^h - температура асфальтобетонных покрытий, °С; "^^ - теьшература воздуха, °С. Формула 2.1 была получена на основе статистических данных

сопоставления температуры воздуха и температуры асфальтобетонных покрьп'ий лишь для определенного района. Поэтому она может быть использована для расчета температуры покрытия, так как исследо -вания, проводимые в данной работе относятся к району г.Нджамена, расположенного в центральной части страны, где климат является сахельским.

Температура покрытия может быть также определена по фощуле Л.И. Горецкого (II) : -, /

где 1 здух " максимальная среднесуточная температура возду­ха, °С;

vJp - суммарный поток солнечной радиации, Вт/м^ Y - коэффициент поглощения ( У - 0,89); ^ ц - коэффициент теплоотдачи наружной поверхности

покрытия, Вт/М^.К ( ан = 15-20 Вт/М%) К о ~ термическое сопротивление покрытия, м к/Вт

В табл. 2.1 приведены данные средней месячной температуры воздуха (по данным метеорологической станции в г.Нджамена) и рас­считанные по формуле (2.1) температуры покрытия в районе Нджаме­не, в период с мая 1963 года по апрель 1976 годаГб!.

- 13 -Т а б л и ц а 2.1

Измерение температуры воздуха и покрытия по месяцам для района г.Нджамена

Месяцы Среднемесячная температура воздуха и покрытия, +°С

1 воздуха f покрьгоия

I П ш 1У у

У1 УП УШ IX х:

XI хп

21 24 35 40 42 40 32 30 30 28 25 20

34 38 52 59 62 59 48 41 46 43 39 33

Температура поверхности сильно повышается обычно с мар­та по июнь, когда максимальная интенсивность солнечной радиации совпадает с высокой температурой воздуха. В этот период темпера­тура покрытия достигает максимальной величины 62°С.

Анализ климатических условий Чада позволяет сделать вывод, что высокая летняя температура является причиной, приводящей к существенному снижению сдвигоустойчивости асфальтобетонных покры тий.

При движении современных автомобилей в асфальтобетонных по­крытиях возникают деформации и разрушения в виде сдвигов, волн, наплывов. Эти деформации и разрушения ухудшают ровность асфаль -

- 14 -тобетонных покрытий и плавность продольного и поперечного про­филя проезжей части дорог. Это не только вызывает неудобства для движения, но и уменьшает срок службы дорог.

Поэтому исследование асфальтобетонных покрытий, работающих в условиях жаркого климата Чад,является актуальным.

2.2. Состояние автомобильных дорог в республике Чад

Сегодня в республике Чад, как и в большинстве стран Афри­ки, в основном используют дорожную сеть, созданную колонизато­рами и состоящую преимущественно из грунтовых дорог. При этом следует иметь в виду, что свойства грунта на этих дорогах не -одинаковые. Некоторые дороги, например, в Сахаре, проходят по плотному грунту, часто скалистому, либо латеритам. Песчаные же дороги трудно проходимы. В долинах рек нередко имеются две па­раллельно проложенные дороги: для сухого сезона и дождливого.

Сеть автомобильных дорог Чад составляет 32 тыс. км. Одна­ко лишь 255 км дорог имеют твердое покрытие. До 1968 года рее -публика не имела дорог с асфальтобетонным покрытием, за исклю -чением около 20 км дорог в Нджамене. Протяженность основных грунтовых дорог Чад составляет 30000 км. Кроме того, насчитыва ется 20000 км второстепенных грунтовых дорог и 5295 км так называемых проселочных дорог. В дождливые сезоны, которые про -должаются почти полтора года, дороги Чад становятся непроходи -мыми. В этот период движение замирает даже на национальных до -рогах Щ .

- 15 -Основные магистрали ведут от Нджамена на юго-запад, в Каме­

рун и ЦАР, на северо-восток через Абеше в Судан. По мере разви -тия экономических связей между Чад и соседними странами возра -стает роль перевозок по этим дорогам.

Наиболее развита дорожная сеть в южных и центральных райо­нах, в то время, как большие территории на востоке и северо-вос токе, имеющие значительные потенциальные возможности для эконо­мического развития, практически лишены дорог.

В Чаде, как и в большинстве государств Африки, автомобиль­ные дороги подразделяют на два класса: дороги П класса (грунто­вые) с расчетной скоростью 30 км/час; дороги 1 класса (грунте -вые) с расчетной скоростью 60 км/час и национальные дороги (с асфальтобетонным покрытием) с расчетной скоростью 80 км/час. Ши рина проезжей части составляет 5-6 м. Обочины на дорогах П клас са отсутствуют, а на остальных составляют по 1-1,5 м. Дорожная одежда дорог П класса состоит из уплотненного грунта и несущего слоя из латерита толщиной 10 см. На дорогах I класса на уплот -ненном земляном полотне устраивают латеритовое основание толщи­ной 20 см и покрытие из песчаного шлама. На национальных доро­гах одежда состоит из 20-30 см латеритового слоя - основания, двухслойного пропитанного битумом слоя покрытия и 2,5 см слоя износа из щебня, обработанного битумом LI2J.

Для производства асфальтобетона применяют обычно природные пески, щебень местных карьеров, а минеральный порошок и битум, импортируют из-за границы, в основном из Франции [l3J.

Вдоль рек или рзгчьев часто встречаются большие запасы при -родного песка и гравия разных размеров. Модуль крупности песка колеблется в пределах 1,0-2,5. Основные характеристики, приме -няемых песков, следующие:

- ивдекс пластичности 5-20

- 16 -

- плотность, кг/м® - I 900-2 100 набухание - 2,5%

- водонасыщение - 7,0-13% - количество фракций < 80 мкм - 10-ЗС^. Щебень, получаемый дроблением массивных горных пород магма­

тического, осадочного и метаморфического происхождения, имеет высокую прочность. Максимальный размер частиц не более 60 мм. Гранулометрический состав щебня приведен в табл. 2.2 [l3j.

Т а б л и ц а 2.2. Гранулометрический состав щебня

Размеры I ! ! ! ! отвер- 1 60 ! 40 ! 20 ! 10 ! 5 стий.мм t t I I ! 1 1 1

2 ! I ! 0,4 10,08 I ! !

Полные проходы сквояь сита,% 100 80-100 65-90 40-75 30-60 20-45 15-37 10-20 2-15

Износ в полочном барабане > 35%, Коэффициент микро Дюваля < 20 Минеральный порошок известняковый или цементная пыль имеют

следующую гранулометрию |l3j. Т а б л и ц а 2.3

Размер отверстий, мм j 0,2 0,08

Полные проходы сквозь сита, % 100 80

В производстве асфальтобетона в стране получили распростра­нение нефтяные битумы марки 80/100, 60/70, и 40/50. Основные характеристики приведены в табл. 2.4.

Т а б л и ц а 2.4

j Марка оитума По каз ат ели • ттгт:^! 1 ;

i 40/50 ! 80/100 I.Глубина проникания иглы при 25°С 38-44 82-97

iV -Продолжение таблицы 2.4.

т ^

2. Температура размягчения, °С 3. Температура хрупкости, °С 4. Сцепление в присутствии воды,%

60 48 -14 -17 90 90

Для приготовления асфальтобетона применяют битума в количе­стве 5-8^ от массы минеральной части, а минерального порошка -5-9%. Составы, применяемых асфальтобетонных смесей, приведены в табл. 2.5 JI3].

Т а б л и ц а 2.5

!

Типы асфальте- j Содержание с фракции с размером зерна

эолее, мм iJCXv/tlcl t 1 2 1

! < 2

0/8 10-25 30-50 б-Ю O/IO 25-35 55-70 5-9 0/12 32-42 57-72 4-8 0/14 40-50 60-75 4-8

Основные показатели физико-механических свойств смесей,по­лучаемых на основе указанных битумов, приведены в табл. 2.6.

Т а б л и ц а 2.6

Показатели смесей

Т

Марка битума 80/100

"Z 60/70

^ 40/50 — 5 —

I. Испытание по Марпалу: - уплотняемость, % 96-98 - ползучесть, мм 4

96-98 4

96-98 4

18 -

Продолжение таблицы 2.6 ! ! \

- устойчивость при 60°С, кг 800 900 1000 2. Испытание по методу Дюрье:

- прочность на сжатие при 18°С, Ш а ^ 6,0 7,0

- уплотняемость, % 92-94 92-94 92-94 - коэффициент водоустой­чивости 0,75 0,75 0,75

Из приведенных данных о материалах и качестве асфальтобетон­ных смесей трудно судить о сдвигоустойчивости асфальтобетона в условиях жаркого и сухого климата. В некоторых странах Запада,в частности во Франции, откуда поступают битум и минеральный поро­шок, были разработаны требования к битумоминеральным материалам, используемьм в дорожных одеждах этого региона.

По нормативным документам, используемым во Франции [_14] для приготовления асфальтобетона, отвечающего высоким требова -ниям предусматривается применять: асфальтобетон типа В 0/10 с гранулометрией 0/10 или асфальтобетон типа В 0/14. Для их при готовления применяют дробленные горные материалы следующих фрак­ций: асфальтобетон типа В 0/10( 0/2, 2/6, 6/1о), асфальтобетон В 0/14, (0,4, 4/6, 6/14).

Составы смесей . приведены в табл. 2.7. Т а б л и ц а 2.7

Составы зернистых и полузернистых асфальтобетонов

! Крупность 0-10 мм j крупнее I мм

i крупнее 2 мм !

Крупность 0-14 мм j крупнее б мм ! 1 крупнее 2 мм

полузернистых! зернистых 25-35 j 35-45 55-70 t 60-75

т 40-50 } 50-60

60-75 Т 60-75

- 19 -При приготовлении таких смесей применяют песок, дроблен -

ный в соответствии с указанной гранулометрией. Минеральный по­рошок (5-9^) известняковый должен содержать частиц менее 0,08-80^, а количество частиц 0,2-0,08 до lOOfo. Битум применяют мар­ки 60/70 или 80/100, а также 40/50.

Физико-механические свойства асфальтобетона типа В 0/10 и В 0/14 приведены в табл. 2.8.

Т а б л и ц а 2.8

Показатели физико-механических свойств 1 ! ! В 0/10 i ! 1

1 ! В 0/14 1

I. Плотность по методам "LCPC", % максимальная 94 95 минимальная 90 91

2. Прочность на сжатие, Ш а с битумом 80/100 ьр 5,0 с битумом 60/70 бр Ф с битумом 40/50 7fi 7,0

3. Коэффициент водоустойчивости 0,75 0,75 4. Плотность по Маршалу, %

максимальная 95 96

Как видно из приведенных данных требования к качеству ас­фальтобетона, применяемого в республике Чад, мало отличаются от требований, которые предъявляются к асфальтобетону во Франции. Однако условия работы асфальтобетона в республике Чад существен­но отличаются от климатических условий Франции. Следовательно, вопросы выбора, применения, оценки качества асфальтобетона в странах с жарким и сухим климатом остаются неизученными. Следу­ет также отметить, что методы оценки качества асфальтобетона

- 20 -как в странах Западной Европы р б , 16, 17] , так и в СССР (ГОСТ 9128-76) не моделируют условия работы покрытия и не позволяют прогнозировать его сдвигоустойчивость для стран с жарким и су -хим климатом.

2.3. Анализ условий работы асфальтобетонных покрытий и характер их разрушения в условиях жаркого климата

Основной особенностью асфальтобетона, как дорожно-строи -тельного материала, является сильная зависимость его прочности и деформативных свойств от температуры. При высокой летней тем пературе вязкость битума, содержащегося в асфальтобетоне, по -нижается,. связи между минеральными частицами ослабевают, что влечет за собой уменьшение прочности. С изменением показателей прочности изменяется и деформадионное поведение асфальтобетона. При повышении температуры пластичность материала значительно повьш1ается. Именно в таком состоянии на асфальтобетонных покры тиях появляются сдвиговые деформации в виде волн и наплывов. Эти деформации особенно часто возникают в местах фиксированных остановок транспортных средств (перекрестки, остановка автобу­сов) и на транзитных участках дорог в связи с изменением ско­рости движения.

Основная причина такого поведения покрытия - неправильный выбор для конкретных условий работы типов и видов асфальтобе -тонов по сдвигоустойчивости, что во многом обусловлено отсут -ствием надежных критериев для ее прогнозирования. Но даже при оптимальных составах асфальтобетона непрерывный рост интенсив-

- 2i -

ности и повышение нагрузок на ось автомобиля при циклиеском воз­действии неминуемо приводит к накоплению остаточных деформаций. Эти дефекты являются источником других видов разрушения, так как неравномерное изменение ровности приводит к росту коэффициента динамичности и возникновению дополнительных динамических нагру­зок с интенсивностью, зависящей от величины неровности и скоро­сти движения IJB].

Наблюдение за работой асфальтобетонных покрытий на дорогах республики Чад показывает, что характерными дефоряациями и раз рушениями асфальтобетонных покрытий являются: сдвиги (волны,на­плывы, колеи), выкрашивание (выбоины) и просадки |^7].

Характерные виды разрушений, встречаемые в республике Чад, показаны на рис ,2.1.

В работе JJ9] подчеркивается, что сдвиги являются основным видом деформации асфальтобетонных покрытий на дорогах с тяжелым, интенсивным движением в условиях жаркого климата. Согласно ре -зультатам обследования дорожных покрытий, проведенных в СССР в условиях жаркого климата^срок службы нежестких дорожных одежд с асфальтобетонным покрытием в ряде случаев составляет лишь 7-10 лет. Наряду со снижением срока службы покрытия резко ухуд­шаются технико-эксплуатационные качества покрытий из-за их не -ровности.

Наличие деформаций в виде волн, наплывов, сдвигов на до -рожных покрытиях приводит также к ухудшению условий управляемо­сти и устойчивости автомобиля, а также и комфортабельности дви­жения, вследствие чего водители должны снизить скорость: ;Движе -ния автомобиля до безопасной в данных дорожных условиях. Многие водители не могут справиться с этой задачей, что приводит к уве личению количества происшествий на неровных дорогах.

Профессор В.Ф.Бабков [20] одной из причин возникновения

- zz -

Рис. 2.1. Виды разрушений, встречаемые на дорогах республики Чад.

- 23 -дорожных происшествий считает внезапный выезд автомашины с уча­стка, имеющего ровную поверхность, на участок с меньшей ровно -стью. Удары колес о неровности дорожной одежды возрастают при -мерно пропорционально квадрату скорости. Поэтому неровности иногда допустимые на малоскоростных дорогах, на автомобильных дорогах высоких технических категорий значительно снижают ком -фортабельность езды для пассажиров и водителя.

Количество деформаций в виде сдвигов значительно возраста­ет на участках дорог с большим продольным уклоном. Результаты обследований, приведенные в работе В.М.Гоглидзе [2l| показали, что количество пластических деформаций в виде волн, наплывов, сдвигов увеличивается с увеличением уклона-дороги,

Профессор Г.К.Сюньи [22] считает, что образование сдви -гов, волн, наплывов происходит при высоких летних температурах под действием вертикальной нагрузки от колес автомобиля и гори­зонтальной силы, возникающей за счет тяги автомобилей при тро -гании с места, переключении скоростей, при торможении, при дви­жении автомобиля на подъем и т.д.

В работе [J8, 23] отмечено, что одной из причин образова -ния колей на покрытии может быть его недоуплтнение. Уплотнение колесами автомобиля, рассматриваемое часто как положительное яв ление, на самом деле является пороком для любых видов асфальто­бетона, кроме холодного, так как оно вызывает ухудшение попереч ного профиля покрьтия.

Местные трещины в виде сетки образуются прежде всего в ме­стах ослабления покрытия: повышенного износа, ослабленного ос -нования, сети поперечных трещин. Это связано с повьшением в опасной зоне величины прогиба сверх допустимого предела, кроме того, может быть вызвано ударами колес при переходе через неров ности по ослабленному сечению покрытия. Сеткообразное развитие

- 24 -трещин часто является первым этапом полного разрушения покрытия в данной зоне вследствие образования выбоин.

Неравномерность возникновения трещин может бьть связана с неоднородностью уложенной в покрытие смеси, нестабильностью ее качества, а главным образом, с различной степенью сцепления с нижним слоем и разной способностью слоев к трещинообразованию, что обусловлено неодинаковыми коэффициентами линейного расшире­ния и их деформативной способностью.

Анализ условия работы и типичных разрушений асфальтобетона в условияк жаркого и сухого климата показывает, что достаточная сдвигоустойчивость асфальтобетона в условиях повышенных темпера тур может быть достигнута на основании изучения закономерностей процесса дефоршрования и разрушения асфальтобетона с последую­щим использованием результатов такого изучения для направленно­го регулирования структуры и свойств асфальтобетонав.

2.4. Существующие представления о путях повышения сдвиго-устойчивости асфальтобетонных покрытий при

повышенной температуре

Основным путем повышения сдвигоустойчивости покрытий явля­ется регулирование структуры асфальтового бетона. Такое регули­рование должно осуществляться на основе теории .этого компози -ционного материала.

Первые исследования по изучению прочности, структуры и структурообразования в асфальтовых бетонах были выполнены П.В.Сахаровым [Z4, 25].

- 25 -

Профессор П.В.Сахаров считал, что "многообразие свойств ас­фальтового бетона зависит от его структуры, которая в свою оче -редь является функцией свойств частей их относительных масс в единице объема готового материала, равномерности распределения правильности и тщательности производственных процессов, в особен ности, надлежащего термического режима и уплотнения".

В работах М.И.Волкова [26, 27j впервые были введены поня -тия макро-, мезо- и микроструктуры асфальтовых бетонов и рассмот рено влияние структуры на основные свойства асфальтовых бетонов.

В работах И.М.Борщ [28) и В.М.Смирнова [29, ЗО] , В.А.Зо­лотарева [31, 32] и других представителей школы ХАДИ детально изучены отдельные стороны этой проблемы, влияние компонентов и взаимодействия между ними на свойства асфальтовых бетонов.

Дальнейшее развитие теория асфальтовых бетонов получила на основе физико-химической механики, основы которой были заложены академиком П.А.Ребиндером [ЗЗ, 34J. В соответствии с этими представлениями асфальтовый бетон рассматривается как предельно концентрированная структзфа коагуляциоиного типа. На свойства такой системы наибольшее влияние оказывает наименее прочный ком­понент - органическое вяжущее [Зб].

На базе физико-химической механики в работах О.Т.Батракова, И.В.Королева, В.А.Золотарева были развиты основы "пленочной" теории структурообразования в асфальтовых бетонах. По этой тео­рии основное влияние на свойства асфальтовых бетонов оказывают пленки структурированного органического вяжущего \3б\.

M.DuxleE [37] , И.В.Королевым и О.Т.Батраковым [38, 39] было показано, что при прочих равных условиях толщина пленок прямо пропорциональна размеру частиц.

И.В.Королевым было показано, что с понижением вязкости би­тума толщина пленки уменьшается в таком же порядке, как и при

- 26 -уменьшении количества битума в смеси [40J.

В исследованиях И.А.Рыбьева [41] установлено "правило створа", согласно которому оптимальные значения различных свойств асфальтовых бетонов имеют место при одном и том же со­держании вяжущего, т.е. находятся "в створе". Это правило мо -жет быть использовано при подборе состава сдвигоустойчивых ас­фальтовых бетонов. В силу многообразия свойств асфальтовых бе­тонов оптимумы вяжущего могут совпадать при оценке сдвиго- и трещиноустойчивости асфальтобетона.

В работе [42] отмечено, что применение теплоустойчивых би­тумов является одним из важнейших факторов повышения теплоустой чивости, 'а, следовательно, и сдвигоустойчивости асфальтобетонов. Теплоустойчивые битумы характеризуются, прежде всего, тем,что они в меньшей степени изменяют вязкость и когезию в интервале температур, при которых работают дорожные покрытия.

Для придания асфальтобетону надлежащей деформативной ус­тойчивости при высоких температурах битум должен одновременно иметь более высокую температуру размягчения. Следовательно,для обеспечения надлежащей теплоустойчивости и трещиноустойчивости асфальтобетона необходимо, чтобы битум имел при относительно большей глубине проникания более высокую температуру размягче­ния.

А.С.Колбановской [43] установлено, что наибольшей тепло­устойчивостью отличаются битумы, относящиеся к I структурно1«?у типу. Эти битумы содержат более 2Ъ% асфальтенов, менее 24^ смол и более 50% углеводородов. При этом доля асфальтенов в об­щей сумме асфальтосмолйстых веществ составляет более 0,5. Реко­мендовать эти битумы для повышения сдвигоустойчивости асфальто­бетона в условиях республики Чад нельзя из-за их высокой склон­ности к старению.

- 2V -

И.М.Руденская |44] показала, что наиболее ценными для строительства являются битумы с широким интервалом пластично -сти (более 75°С), характеризующиеся относительно низкими зна -чениями модулей деформации при 0°С и отрицательных температу -pax в условиях кратковременно действующих динамических нагру -зок от движущегося транспорта и при статических нагрузках, а также достаточной вязкостью при повышенных температурах.Битумы с малым интервалом пластичности ограничено применимы в дорож -ном строительстве в Советском Союзе. В то же время они широко применяются в странах Западной Европы. Это обычно остаточные би тумы, устойчивые против старения.

В работе [45] описаны проведенные во Франции лабораторные исследования, которые показали, что замена битума 80/100 на би­тум 40/50 для асфальтобетонного покрытия позволяет при Т = +30°С увеличить число повторных нагружений в 75 раз при одина -ковых остаточных деформациях. Использование маловязких битумов 180/220 с 1965 года по 1975 год уменьшилось вдвое. За это . ^ же время использование битумов 40/50 и 60/70 возросло с 7fo до 29fo. Увеличился и объем использования битума 20/30, благода­ря широкому применению в основаниях битумопесчаных смесей. Ха­рактерно, что эта тенденция наметилась во Франции, где режим ра боты покрытий, гораздо мягче, чем в республике Чад.

В Нидерландах использование битумов 180/200 за тот же пе­риод уменьшилось с 80^ до 50^, в то время как применение вязко­го битума 50/60 возросло почти с ( до 46%.

В ряде стран Запада для слоев покрытия и основания применя ют одинаковые битумы с глубиной проникания между 70/100 и 100/150 (Австрия, ФРГ, частично Швейцария). В других странах для повьш1ения сопротивления деформированию в летнее время в по

- 28 -

крытиях применяют более вязкие битумы, чем в основаниях. Так в Великобритании в смесях для покрытий используют битум 40/60, для нижних слоев покрытия - 40/60 и частично 80/120 и 170/230 В Италии в верхних слоях покрытий применяют битум 80/100, в нижних слоях покрытий и асфальтобетонных основаниях - 80/100, или 180/220. Для устройства покрытий из литого асфальта во всех странах (ФРГ, Франция, Нидерланды, Австрия) применяют вязкие битумы 20/30, 35/40 и 40/50 \ А Ь ] ,

Таким образом, во всех странах Запада имеется тенденция ис пользования более вязких битумов. Вязкие битумы повышают сопро­тивление пластическому деформированию и износостойкости асфаль­тобетонных покрытий.

Такие же битумы импортируются из Франции, ФРГ, Италии в республику Чад.

В работе В.А.Золотарева |4б1 анализ показателей стандарт -ных свойств, группового состава и соотношения компонентов иссле дуемых битумов показывает, что битумы, окисленные из украин -ских нефтей БН 60/90 П-го структурно-реологического типа, име­ют близкие показатели с остаточным французским битумом БН 60/90. Эти битумы отличаются высокой устойчивостью против старения, что крайне важно для района с жарким климатом.

Профессор Л.Б.Гезенцвей [42] отмечает, что важным услови -ем получения асфальтобетонного покрытия, устойчивого против сдвиговых деформаций в летнее время, является правильный выбор битума в зависимости от климатических условий, интенсивности движения автомобилей, типа асфальтобетона, характера используе­мых минеральных материалов.

Особое значение для повьш1ения сдвигоустойчивости асфальто­бетона приобретает использование активированных минеральных по­рошков. По своим свойствам и влиянию на свойства асфальтобе-

- 29 -тона активированные порошки резко отличаются от обычно приме -няемых неактивированных. Исследования Л.Б.Гезенцвей и А.М.Алие­ва [47, 48] показали, что применение активированных минеральных порошков, позволяющих существенно снизить количество свободно­го битума в асфальтобетоне и усилить его структурные связи, обеспечивает резко'ё повышение сдвигоустойчивости покрытий в ус­ловиях жаркого климата. Прочность асфальтобетонов при темпера-^туре б5-75°С резко повышается в сравнении с прочностью ас­фальтобетонов, полученных на основе однотипных неактивирован -ных минеральных порошков. Битумоемкость асфальтобетона снижает­ся на 15-27% в зависимости от вида поверхностно-активных ве -ществ, использованных для активации порошка.

Значительный интерес представляет исследование многощебе­нистых асфальтовых бетонов.

В работах Н.Н.Иванова, А.И.Ганжулы, Н.В.Горельш1ева,Г.К.Сю-ньи и др. 1^9, 50, 51, 52, 22) показано, что : повысить сдвиго-устойчивость асфальтобетона можно путем увеличения коэффициен­та трения минерального остова, который создает каркас, способ­ный сопротивляться сдвигающим усилиям, а введение в смесь биту­ма уменьшает коэффициент трения. Названные исследования послужи ли теоретической основой для дальнейшей разработки технологии асфальтобетонов с повышенным содержанием щебня.

Возможность применения асфальтобетонов с повьш1енным содер жанием щебня заложена в методах проектирования гранулометричес­кого состава по плотным кривым, разработанным Н.Н.Ивановым Г521. Предложенные Н.Н.Ивановым кривые гранулометрических составов с коэффициентом сбега 0,65-0,90 ограничивают верхний предел содержания щебня в смеси 72% для крупнозернистых смесей, 65% для среднезернистых и 60% для мелкозернистых. Назначение этих пределов было обусловлено допускаемой плотностью минерального

- 30 -остова и не учитывало возможностей получения сдвигоустойчивых и шероховатых покрьп^ий.

Значительный интерес представляют асфальтовые бетоны с по­ниженным содержанием вяжущего, изученные Н.В.Горелышевым [53, 54|. Такие асфальтовые бетоны более жестки и менее пластичны по сравнению с обычными. Эти бетоны более температуро-устойчивЫуи, следовательно, более сдвигоустойчивы.

Большие исследования физико-механических свойств асфальто­бетонов были выполнены В.М.Гоглидзе |55-58j , который показал, что при уменьшении ';Количества битума на 25-30^ существенно по­вышается сопротивление асфальтовых бетонов сдвигу и уменьшает -ся скорость деформирования образцов при постоянной нагрузке.Эти эффекты более ощутимы при температурах вьппе +50°С. Такой диа -пазон температур представляет особый интерес для рассматривав -мых регионов.-

При увеличении содержания вяжущего в битумной мастике до 405S "сухие" контакты постепенно исчезают. Этот вывод следует рассматривать как качественный, ввиду специфики методики, приме­няемой В.М.Гоглидзе. Отмечается, что увеличение содержания би­тума улучшает уплотняемость смесей. Этот факт отмечается и дру­гими исследованиями. В целом результаты В.М.Гоглидзе согласуют­ся с "пленочной теорией".

Уменьшение вяжущего при прочих равных условиях уменьшают размеры зон контактов между минеральными частицами по пленкам и уменьшает общее сцепление и сопротивление растяжению при изгибе. Таким образом, уменьшение содержания органического вяжущего в смесях повьшгает их сдвигоустойчивость.

В Англии в работе [59j указывается, что для повышения ус -тойчивости покрытий против образования колей в жаркие летние дни применяются так называемые модифицированные битумы с эпок -

- 3i -сидной смолы или других полимеров. Проведенные исследования на дорогах Англии установили, что применение модифицированного би­тума снижает величину остаточных деформаций примерно в два раза.

Во Франции в последние годы были проведены исследования [бО, 61, 62] с целью выявления причин возникновения деформации и понижения деформационной устойчивости дорожных одежд. Резуль­таты исследования показали возможность повьшения устойчивости дорожных покрытий путем применения более вязких битумов, моди -фицированных добавками полимера или эластомера. Основным njrreM предотвращения деформации считают применение смесей с грануло -метрическим составом, обеспечивающим минимальную пористость ске лета, снижение нормы расхода вяжущего и повьппение степени запол нения пор вяжущим.

Для повышения устойчивости асфальтобетонных покрытий приме­няются также добавки тринидадского асфальта, асбестовые минераль ные порошки и др. В США для получения покръп-ия высокой прочно­сти и деформационной устойчивости применяют специальное вяжу -щее, получаемое смешением расплавленной серы с битумом [бЗ].

В Японии проделаны опыты по применению резиновой крошки для повьш1ения прочности и сдвигоустойчивости асфальтобетонных по­крытий [64J.

В Чехословакии разработан способ усиления асфальтобетонно -го дорожного покрытия слоев пластобетона на эпоксидном вяжущем:: [б5]. Использование эпоксидного пластбетона позволило избежать образования нежелательных деформаций поверхности покрытий, и обеспечить равномерное распределение нагрузки на нижележащие ас­фальтобетонные слои.

Показательны результаты исследований, проведенных в Герма -НИИ. По данным исследований [бб, бт] сопротивление асфальтобетон ных смесей деформированию зависит от внутреннего сцепления меж­ду компонентами.

- 32 -По данным бельгийских исследователей |б8, 69] для увеличе­

ния сдвигоустойчивости асфальтобетонных смесей считается необ -ходимым повышать когезию и вязкость битумного раствора и умень шить его чувствительность к изменению температуры за счет ста­билизирующего воздействия, повысить внутреннее трение минераль­ных заполнителей путем выбора соответствующих каменных материа­лов и рационального назначения их состава. Выбирать смеси тако­го состава (гранулометрический состав заполнителей, соотношение между минеральным порошком и битумом), чтобы даже при доуплот -нении под воздействием транспорта пористость смесей не была ни­же критической.

Выполненный анализ показывает, что в настоящее время не су шествует единого способа обеспечения сдвигоустойчивости асфаль­тобетонного покрытия. Множество рекомендаций и приемов, как пра вило, являются частными решениями. Некоторые из них противоре -чат друг другу. Так предложения о повьш1ении плотности [61, 62J часто не согласуются с предложениями применять составы с пони -женным содержанием щебня [49, 50, 52] . Тем не менее два прин -ципиальных пути повьш1ения сдвигоустойчивости могут быть исполь­зованы в настоящее время: повьш1ение когезионной прочности пле -нок вяжущего и оптимизация структуры минерального остова.

2.5. Основные факторы, влияющие на сдвигоустойчивость асфальтобетонных покрьп'ий

В настоящее время накоплен большой экспериментальный мате­риал по оценке сдвигоустойчивости асфальтобетона, а также влия

- 33 -

нию его состава на параметры сдвига. Однако, некоторая услов -ность испытаний и различие условий проведения эксперимента го­ворят о противоречивости полученных результатов.

Сдвигоустойчивость асфальтобетона зависит от его состава (количества щебня, минерального порошка и битума), количества исходных материалов и структурных связей между составляющими. На показатели сдвигоустойчивости влияет температура и скорость приложения внешней нагрузки. Проанализируем результаты работ по изучению сопротивляемости сдвигу, внутреннего трения и сцепле­ния, в зависимости от состава асфальтобетона и условий его ис­пытания.

Во всех работах |49, 70, 71, 72], посвященных исследова -нию влияния температуры на сдвигоустойчивость асфальтобетона, исследователи придерживаются единого мнения об уменьшении вели чины сцепления при увеличении температуры.

Однако в оценке влияния температуры на угол внутреннего трения существуют весьма противоречивые данные. С повышением температуры испытания угол внутреннего трения уменьшается.Тако­го мнения придерживается Э.А.Казарновская [73J. / По данным В.А.Золотарева с повышением температуры угол внутреннего трения проходит через максимум |^2, 23\ . По дан -ным Н.Н.Иванова и А.И.Ганжула при повышении температуры угол внутреннего трения практически не изменяется, сцепление умень­шается. По данным Е.Г.Таращанского, Л.С.Губача, А.В.Полетаева и Е.Г.Авруцкой [74, 75, 7б] с повышением температуры угол • внутреннего трения увеличивается, сцепление уменьшается.

Наибольший интерес представляют исследования, в которых определялись не только отдельные составляющие сопротивления сдвигу, но и комплексный показатель - предельное сопротивление сдвигу. В одной из первых таких работ А.И.Лысихиной показано,

- 34 -

что с увеличением температуры угол внутреннего трения уменьша -«

ется, а сцепление вначале увеличивается, потом, пройдя через максимум, уменьшается. Зависимость между-предельным сопротивле­нием сдвигу и температурой имеет максимум [y7j,

В работах В.А.Золотарева [23, 78] показано, что предель -ное сопротивление сдвигу закономерно уменьшается с ростом тем -пературы. К такому же выводу пришла и И.И.Баловнева ]_79j .

Влиянию скорости испытания на параметры сдвигоустойчивости посвящены работы ряда исследователей. С уменьшением скорости •. приложения нагрузки сцепление и угол внутреннего трения понижа ются. Это отмечают А.И.Ганжула [49j , И.Н.Иванов [б!], В.М.Гог лидзе [бб], В.А.Захаров [soj, М.И.Баловнева [72], Л.С.Губач [74j, В.А.Золотарев |23j , Хэввитт В.П. |31j,Причем по данным [73, 5lJ скорость нагружения незначительно влияет на угол внут­реннего трения, а по данным [83, 82j - угол внутреннего трения от скорости нагружения практически не зависит. В работе И.И.Ба-ловневой [6lJ показано различное влияние скорости нагружения на асфальтобетоны, отличающиеся своими гранулометрическими сос­тавами: с увеличением количества щебня в смеси температура ис -пытания и скорость приложения нагрузки в значительно меньшей степени влияют на сопротивляемость асфальтобетона сдвигу. Это подтверждается работами других исследователей [84] . Падение сдвигоустойчивости и сцепления с уменьшением скорости деформиро­вания отмечается почти всеми исследователями, изучившими пове -дение асфальтобетона при сдвиге во времени.

Увеличение количества щебня (создание каркаса из щебня)в асфальтобетонной смеси влечет за собой увеличение угла внутрен­него трения практически при всех режимах испытания [80, 72, 5б]. Причем, эта закономерность подтверждается при испытании одних и

- 35 -тех же смесей различными методами [84J: бразильским, методом трехосного сжатия и косого среза. В 1934 году, практически впер­вые, исследуя сопротивляемость асфальтобетона сдвигу,А.Я.Гриб -ков [85J указал на роль щебня в повышении сдвигоустойчивости, считая оптимальным количество его в смеси 40-60^. Н.Ф.Почап -ским [Зб] отмечается создание устойчивого каркаса в асфальтобе­тоне при содержании щебня фракции 5-15 мм - 45%, В_ А.Захаре -вым [so] - 50%, В.А.Золотаревым |23] - 45-55%, В.Гёти [з?]-80%, М.И.Баловневой (72]- 65%, V.VeveiKQ [бб]- 55-65%. По данным Авласовой Н.М. [бЗ] увеличение количества щебня фракции 5-15 мм в количестве с 32 до 54% приводит к снижению сопротив ления сдвигу при Г = +50°С,, а при Т = +20°С . наблюдается лишь незначительное его увеличение. Угол внутреннего трения при этом остается постоянным.

Повысить длительную сдвигоустойчивость асфальтобетона за счет создания каркасной структуры (повышение содержания щебня) впервые было предложено Н.В.Горелышевым |89j . Внутреннее тре -ние И:зацепление в каркасном асфальтобетоне практически не за -висит от длительности действия нагрузки.

При малой скорости приложения нагрузки (или многократно повторяющихся нагрузках) величина сил сцепления, обусловлен -пая свойствами асфальтовяжущего вещества убывает и, при опреде­ленных условиях нагружения, в пределе стремится к нулю. Гаран -тированная длительная сдвигоустойчивость возможна при условии передачи сдвиговых усилий на каркас минерального остова.

Согласно В.А.Захарову при увеличении содержания щебня угол внутреннего трения и сцепления возрастает по закону близ -кому к линейному [90, 91| . Однако, для угла внутреннего трения эта зависимость выражена резче, чем для сцепления.

По данным ЧаньДинь Биу [92j , В.А.Полетаева и Е.Г.Авруц -

- 36 -кой [7б] с увеличением содержания щебня угол внутреннего трения и сцепления смеси возрастает по линейной зависимости.

Разные оценки параметров сдвигоустойчивости, которые приво дятся разными авторами, свидетельствуют о сложности и многооб -разии процесса сдвига. Изменения содержания щебня в асфальтовом бетоне изменяет его структуру и основные физико-механические показатели - прочность, деформируемость, уплотняемость. Поэтому анализ процесса сдвигоустойчивости необходимо производить с оп­ределенных теоретических позиций, которые позволяют учесть влия ние основных факторов.

На сдвигоустойчивость асфальтобетона оказывает влияние не только количество зерен щебня максимальной фракции, но и размер и форма ^ зерен. Увеличение угла внутреннего трения с повышени­ем шероховатости зерен щебня отмечается в работах Н.Н.Иванова [93], Л.В.Низкбоера [94], В.А.Захарова jso] и ряда других ис­следователей.

Переход от мелкозернистого асфальтобетона к крупнозернисто му, как отмечает И.М.Борщ, приводит к повышению общего сопротив ления асфальтобетона сдвигу на 20-30%.

С увеличением размера зерен сцепление падает, так как рас­тет толщина пленки вяжущего. К такому выводу в своих работах приходят Н.Н.Иванов и В.А.Захаров. Из работ Л.В.Нижбоера вытекает, что сцепление не зависит от размера минеральных зерен, Наиболее подробно исследован вопрос о влиянии на сопротивление сдвигу формы минеральных зерен и состояния их поверхности. Ас­фальтобетон, содержащий зерна щебня кубовидной формы с шерохо­ватой поверхностью, более сдвигоустойчив, чем асфальтобетон с зернами окатанной формы [94].

Повьш1ение плотности асфальтобетона за счет более плотной упаковки минеральных зерен, приводит к увеличению угла внутрен-

- ЗУ -него трения и общей сопротивляемости сдвигу[72].Однако, повыше­ние плотности за счет увеличения количества асфальтовяжущего веще ства приводит к снижению угла внутреннего трения [73J.

Изменение количества минерального порошка в асфальтобетоне можно осуществить двумя путями: либо изменяя соотношение П/Б (минеральный порошок-битум), либо при постоянном П/Б.

И.А.Рыбьев [41] , подробно изучая влияние количества мине­рального порошка (при постоянном содержании асфальтовяжущего ве щества в смеси, но различных отношениях П/Б), пришел к выводу, что увеличение содержания минерального порошка в составе ас -фальтовяжущего вещества (повышение концентрации асфальтовяжуще­го вещества) ведет к повьшению сцепления и снижению угла внут -реннего трения. Только при определенном соотношении битума и ми­нерального порошка в асфальтевяжущем веществе может быть получе­на максимальная прочность асфальтобетона. В исследованиях Н.В. Горелышева [бз] показано, что критическая концентрация асфальте вяжущего вещества соответствует соотношению минерального порош­ка к битуму, как 7 : 1 . В.А.Золотаревым [23j установлено,что каждому содержанию щебня в асфальтобетонной смеси соответствует оптимальное отношение П/Б. Это послужило основой для разработки в ХДЦИ принципа соотношения структур в асфальтобетоне и их взаимосвязи.

Внутреннее сцепление в асфальтобетоне обусловливается коге-зионными свойствами битума. С повьш1ением вязкости битума резко увеличивается прочность асфальтобетона. Однако, повышение проч­ности при отрицательных температурах приводит к снижению дефор-мативности асфальтобетона.

С повышением вязкости уменьшается растяжимость битумов,сни­жается устойчивость против образования трещин. Одной из характе-

- 38 -ристик, влияющих на трещиностойкость асфальтобетона, является коэффициент линейного расширения, который с повышением вязко -сти битума увеличивается [48].

По данньм ы Ж Mlj-OOiZ-f увеличение вязкости битума до некоторого предела приводит к повышению угла внутреннего тре -ния в асфальтовом бетоне. Дальнейшее увеличение мало сказывает­ся на показателях прочности, однако, начиная с некоторого зна -чения вязкости дальнейшее ее увеличение приводит даже к умень -шению угла внутреннего трения |94]. Следует отметить сугубо экс периментальный характер исследований. В связи с полученными ре­зультатами возникает сомнение в возможности характеризовать сдвигоустойчивость асфальтовых бетонов только одним показате -лем - углом внутреннего трения. Кроме того, при оценке влияния одного из факторов, например, вязкости битума - необходимо учи­тывать и влияние смежных факторов - уплотняемости, температуры и т.д.

По данным В.А.Захарова, ., А.А.Калерта и Л.С.Губача [91, 90, 74] с увеличением вязкости битума угол внутреннего трения асфальтового бетона уменьшается по линейной зависимости,а сцеп­ление возрастает также по нелинейной зависимости.

По данным В.А.Золотарева угол внутреннего трения асфальто­вого бетона с увеличением вязкости битума вначале возрастает, потом уменьшается, т.е. эта зависимость имеет максимум. Сопро -тивление сдвигу с увеличением вязкости уменьшается по плавной кривой.

Таким образом, вопрос о влиянии вязкости битума на сопро -тивление асфальтового бетона сдвигу нельзя считать окончатель -но решенным, поскольку данные разных авторов плохо согласуются друг с другом.

Влияние количества битума на сдвигоустойчивость асфальте -бетона изучено, в основном, при увеличении его содержания сверх

- 39 -

оптимального количества. Так, например, в работе Л.Нижбоера [84] указывается, что увеличение содержания битума сверх опти -мального понижает угол внутреннего трения на ZO-AQffo, И.А.Рыбьев [4lJ, А.И.Ганжула fej^ В.А.Захаров [QO]» Э.А.Казарновская [73J в своих исследованиях также отмечают падение угла внутрен­него трения с повышением количества битума. Сцепление асфальто бетона с увеличением содержания битума в смеси падает, имея яр­ко выраженный максимум [49, 80J, либо без него 194, 8Ц .

Увеличение количества битума в асфальтобетоне уменьшает его жесткость, а, следовательно, и сдвигоустойчивость. При сни­жении количества битума увеличивается число "сухих" контактов зерен минерального остова, что предопределяет и увеличение внут­реннего трения в таких смесях.

Асфальтовые бетоны являются материалами с коагуляционным типом структуры, в котором пленки органического вяжущего игра -ют решаюпопо роль в обеспечении прочностных и деформационных ха­рактеристик. Увеличение количества вяжущего приводит к увеличе­нию деформируемости асфальтового бетона. При этом модуль упру -гости и модуль сдвига уменьшается.С этим положением хорошо со -гласуются результаты многих исследователей 195, 96, 53, 54,39г,-.

С точки зрения "пленочной" теории это может быть объясне -но тем, что при уменьшении содержания битума уменьшается толщи­на пленки в зонах контакта. При этом уменьшается деформируе -мость пленки, т.е. увеличивается модуль упругости. Так как мо­дуль упругости и модуль сдвига связаны линейной зависимостью,то при этом увеличивается и модуль сдвига и соответственно noBbraia-ется сдвигоустойчивость.

Согласно представлениям "пленочной теории", развиваемой О.Т.Батраковым ^ 5 , 38, 39, 97, 98, 99]^ пленки битума находят­ся в зоне действия межмолекулярных сил притяжения со стороны

- 40 -минеральных частиц, которые изменяют структуру и прочность пле­нок. При уменьшении толщины пленок контактируют более прочные слои.

В настоящее время для правильного представления о поведе -НИИ асфальтобетона в покрытии, принято определить зависимость изменения его свойств во времени. Свойства материала, учитываю­щие фактор времени, обычно называется реологическим.

Еще в 30-е годы профессор П.В.Сахаров указывал [24j на не­обходимость учета структурных особенностей асфальтобетона и его реологических свойств - пластичности, ползучести, релаксации на пряжений. Теоретические основы реологии асфальтобетона заложены в трудах Н.В.Горелышева, Л.Б.Гезенцвея, А.М.Богуславского, В.М. Гоглидзе, О.Т.Батракова, А.В.Руденского, В.А.Золотарева [23, 42, 46, 56, 57, 58, 78, 98, 99, Ю О ] .

По мнению авторов процессы сдвига развиваются во времени. Поэтому становится ясно, что необходимо достаточно изучать рео­логические параметры асфальтобетона при высоких температурах, ибо до настоящего времени мало изучено.

С практической точки зрения одним из наиболее важных реоло­гических показателей асфальтобетона является модуль упругости [lOO, lOl]. Модуль упругости является одной из важнейших, исполь зуемых на практике, характеристик битумоминеральных материалов, имеющие первостепенное значение при инженерных работах дорожной конструкции. Располагать даннымио значениях модуля упругости би­тумоминеральных материалов необходимо инженеру как для того,что­бы иметь возможность рассчитать всю конструкцию в целом, так и для проведения расчетов с целью установления величин деформаций и напряжений, возникающих в слоях битумоминерального материала при различных условиях работы {lOi\.

В работе Ю.П.Ткачук {ХОЗ] достаточно широко было изучено

- 41 -

изменение реологических параметров в зависимости от типа асфаль­тобетона, времени нагружения, температуры испытания, содержания битума и степени уплотнения. Автором) было установлено, что с увеличением времени действия нагрузки значение модулей упругости асфальтобетона уменьшается, такое же влияние оказывает и увели -чение содержания битума в смеси. Очень большое влияние на вели -чину модуля упругости оказывает вязкость битума. Максимальное значение мгновенного и длительного модулей упругости.достигает­ся при содержании в асфальтобетоне битума марки БЦЦ 40/60,затем при переходе к битуму марки БНД 90/130 значения модулей снижает ся, а в дальнейшем, со снижением вязкости битума, наблюдается обратный эффект - как мгновенный, так и длительный модуль упру­гости асфальтобетона увеличивается.

Следует отметить, что в данной работе продолжены исследо -вания школы ХДЦИ, [31, 46, 104, 105, Ю б ] .

Особую важность приобретает влияние технологических факто­ров, таких как уплотнение и перемешивание, на сдвигоустойчивость асфальтобетона. Анализ условий работы асфальтобетона в условиях жаркого климата показывает, что технология устройства сдвигоус-тойчивых покрытий при высоких температзфах представляет особый интерес.

Проведенные ранее работы по уплотнению асфальтобетона Н.В. Горелышевым, О.Т.Батраковым, В.О.Гельмер, И.В.Королевым, В.А.Зо­лотаревым, И.М.БорщЕО'Япозволили выяснить влияние технологии .

приготовления и перемешивания асфальтобетона на его свой -ства.

Для регулирования уплотняемости асфальтобетона в зависимо­сти от макроструктуры и температуры испытаний необходимо изуче­ние этих факторов на кинетику уплотнения. Поэтому в данной рабо­те ставится задача разработки технологии устройства сдвигоустой-

'!'• h:s:n i

- 42 -чивых покрытий на основе теории, въщвинутой О.Т.Батраковым [108].

Анализ влияния различных факторов на парметры сд]вигоустой-чивости асфальтобетона показывает, что практически по всем рас­смотренным вопросам существуют противоречивые данные и противо­речивые мнения различных исследователей. Это в первую очередь связано с многообразием применяемых методов исследования, недо­статочной обоснованностью методов и приборов испытания, а так -же несоответствием принятых методов и схем испытания условиям работы асфальтобетона в покрытии. Следовательно, одной из важ -нейших задач при разработке методов повышения сдвигоустойчиво -сти является изыскание методов в максимальной степени отражаю­щих условия работы асфальтобетона в покрытии и в максимальной степени распределяющих структурные особенности асфальтобетона.

2.6. Существующие критерии и методы оценки едвиго-устойчивости асфальтобетонных покрытий

В качестве критериев для оценки сдвигоустойчивости различ­ными авторами предлагаются различные комбинации параметров сдвигоустойчивости. В частности, для описания напряженного сос­тояния асфальтобетона в процессе сдвига используется теория предельных напряженных состояний - теория прочности Мора. Со -гласно этой теории, сдвигоустойчивость материала, обусловленная его структурно-механическими свойствами, определяется не только межмолекулярным сцеплением частиц, но и внутренним трением в соответствии с уравнением Булона

- 43 -

T=Pl9ip+c (2.3) где ЧГ "• сопротивление сдвигу;

р - вертикальное давление; Ф - угол внутреннего трения; С - сцепление.

Отсюда следует, что сопротивление сдвигу определяется внут ренним трением и сцеплением и зависит от величины нормального давления. Сдвиг в материале наступает тогда, когда возникает та­кое предельное напряженное состояние, при котором наибольшее ка­сательное напряжение, вызванное действием внешней нагрузки, до­стигает некоторого предельного .. значения, соответствующего соп­ротивлению асфальтобетона сдвигу [23J.

Для оценки сдвигоустойчивости асфальтобетона в дорожных по-крьгоиях проф. Н.Н.Иванов предложил модифицировать уравнение Ку­лона jbi]

r=Ptg(p + C,+ C2 (2.4) где C-f - структурное сцепление, не восстанавливающееся вовсе или восстанавливающееся постепенно после осуществления сдвига;

Cz- немедленно восстанавливающееся сцепление. Сцепление С ^ обусловливается протеканием коагуляцион-

ных конденсационных, молекулярных и химических процессов. Величина этого сцепления уменьшается при понижении скоро -

сти деформации и повышении температуры испытания. Сцепление С ^ обусловливается, согласно [5l| , зацепле -

нием частиц и практически не зависит от скорости деформирования и температуры испытания. Величина С^ зависит от крупности,ше­роховатости и плотности упаковки частиц каменного остова.

Н.В.Горелышев сформулировал условие длительной сдвигоустой чивости в виде неравенства [89j

- 44 -

f ^ Р -fclj) + Сс (2.5) где С с - зацепление зерен при сдвиге асфальтобетона.

Развивая идеи, выдвинутые Н.В.Горелышевым, о длительной сдвигоустойчивости, М.И.Баловнева L^Sj предлагает рассматри -вать угол внутреннего трения ф как суммарный угол, который складывается из угла "истинного" трения между частицами — Шур и "угла зацепления", вызванного эффектом вертикального переме -щения частиц при сдвиге -ф^и •

Н.Н.МаслоЁ [J09j, рассматривая физический смысл уравнения Кулона применительно к грунтам,, указывает на необходимость пони­мать под выражением г и О Ф ту часть сопротивляемости сдвига, которая зависит от вертикального давления, где И) суммар -ный угол трения, зависящий от истинного трения и зацепления, а С - та часть сопротивляемости сдвигу, которая не зависит от вертикального давления.

Ю.В.Соколов Uio] считает критерием сдвигоустойчивости не­равенство

tolj > J (2.6) где Jf - коэффициент сцепления колеса автомобиля с покрытием.

В.М.Гоглидзе [sfl , В.:А.Захаров [зо], Л.Нижбоер [94j и другие предлагают оценивать сдвигоустойчивость асфальтобетона, основываясь на теории прочности Мора. В этом случае условие прочности можно записать в виде:

2 ^ [fe-4)4^^4)l stnip=С (2.7) где (^ и ^ - - главные напряжения.

Возможность использования биноминального закона трения -скольжения Б.В.Дерягина, выведенного на основе молекулярньк представлений о природе трения при изучении поведения асфальто-

- 45 -вых материалов в процессе сдвига, была исследована В.А.Золотаре­вым [Зб, I S ] , согласно [Зб| сопротивление сдвигу зависит от коэффициента внутреннего трения и сил сцепления

Х=)МР + То (2.8) или

Х=^(^^^о) (2.9) где t'o ~ прочность на сдвиг в отсутствие вертикального давления;,

Го - прочность материала на растяжение. Силы сцепления обусловливаются прочностью прилипания вяжуще

го к поверхности минерального материала - адгезией и прочностью самого вяжущего в тонких слоях - когезией. Сила сцепления равна прочности асфальтовых материалов на разрыв ( Го )» с повьшени-ем которой растет сдвигоустойчивость.

Наличие нескольких концепций по проблеме сдвигоусто^^чивости асфальтобетона предопределило и множество методик ее определе -ния. Лабораторные испь^ания асфальтобетона на прочность при ежа тии не отражают его состояние в покрытии. Этот показатель весь -ма условен. Он косвенно характеризует коррозионную устойчивость асфальтобетона в покрытии. Показатели сдвигоустойчивости асфаль­тобетона в нормативных документах отсутствуют.

В настоящее время предложен ряд методов по оценке сдвигоус­тойчивости асфальтобетона и определению характеристик iD и С

При использовании метода сжатия - растяжения [93, 48j, по мнению Н.Н.Иванова, Л.Б.Гезенцвея, для определения угла внутрен­него угла трения Ю и сцепления С можно воспользоваться формулами ;

SLn»j)= -^ (2.10)

- 46 -где Iv - предел прочности при сжатии, определяемый на цилиндри­ческих образцах, диаметр Сд которых равен высоте П ;

% - предел прочности при растяжении, определяемый бразиль­ским методом, путем приложения разрушающей нагрузки по образую -щей цилиндра.

Однако, при испытании асфальтобетонных образцов при темпе -ратуре +50°С по бразильскому методу В.И.Страгисом [84| было установлено, что сопротивление растяжению практически не зави -сит от гранулометрического состава смеси. В процессе испытания происходит смятие образца в точке приложения нагрузки, поэтому возможно предположить, что в испытываемом образце возникает бо­лее сложное напряженное состояние, чем простое растяжение.

В соответствии с методом косого сдвига приложение сдвигаю­щего усилия на образец под углом [lllj » нормальные О и каса тельные Ь напряжения определяются по формулам:

(3--^CQS'c^ г-|-5Ш^о6 (2.12) где г - сжимающее усилие;

Г - фактическая площадь сдвига; оС - угол, составляемый плоскостью сдвига с горизонталь­

ной плоскостью. С изменением угла наклона сэС , получают различные соотно­

шения б и L , на основании которых вычисляют ш и С Однако, при испытании образцов в условиях косого среза по мере разрушения образца изменяется параллельность между срезывающими частями.

При одноплоскостном сдвиге 1109, 100, 72J вертикальная и сдвиговая нагрузки прикладываются под прямым углом. Испытания образца с помощью этого метода позволяют определить те же проч­ностные характеристики ( ф и С ) образца, что при испытании в стабилометрах. Испытывая образцы методами однопло -

- 4v -скостного сдвига, можно определять параметры сдвига у матерная лов, обладающих незначительным сцеплением (например, угол внут­реннего трения и сцепления минерального остова асфальтобетона). Одноплоскостные сдвиговые приборы проще стабилометров по конст­рукции и удобнее в эксплуатации, однако они не отвечают услови­ям работы в покрытии и не позволяют учесть зернистость бетона при определении сдвигоустойчивости.

Испытания образцов на кручение [ 112, из] показывают, что на поверхности образца возникают только касательные напряже -ния, а в сечениях, перпендикулярных оси, нормальных напряжений не возникает. При этом все образующие поворачиваются на один и тот же зпгол, а квадраты, нанесенные на поверхность, перекаши -ваясь, обращаются в ромбы, что свидетельствует о деформации чи­стого ^ сдвига.

В работе [зз] отмечается, что при испытании на сдвиг еле . дует выполнять следующие условия: сдвиг должен быть чистым и однородным, при деформировании должна иметь место явно выражен­ная поверхность сдвига, что позволяет определить величины сдви­гающих напряжений; схема испьи-ания и условия их выполнения долж­ны соответствовать условиям работы асфальтобетона в покрытии.

При испытании на кручение можно получить различные значе -ния сопротивления сдвигу при изменении угла скручивания образ -цов диаметром 01 под действием крутящего момента M i

где Jp - момент инерции сечения, Q - диаметр образца.

Следует отметить также работы |114, 83J , в которых с целью выявления реологических свойств асфальтобетона для оценки сдви­гоустойчивости используется метод многократного приложения на -грузки.

- 48 -Наибольшее распространение для оценки сдвигоустойчивости

получило трехосное сжатие Г74, 80, 94\ . Приборы, работающие по принципу трехосного сжатия, позволяют определить параметры сдви га iP и С в условиях, в наибольшей степени моделирую -щих условия работы асфальтобетона в покрытии. Образец находится в состоянии всестороннего сжатия: боковое давление создается жидкостью, а вертикальное - штампом. Сдвиг в образце происходит вследствие неравенства главных напряжений О д и W 5 .Объемное напряженное состояние, создаваемое в материале при этом методе испытаний, предполагает образование свободной поверхности сдви­га в образце, в отличие от фиксированной по методы |jllj« 1,.: Некоторые исследователи, отмечая преимущество испытания об­разцов методом трехосного сжатия [84, 21, 80j считают, что этот метод испьтания в наибольшей степени моделирует поведение мате -риала в покрытии и дает наиболее достоверные результаты. Однако, приборы для такого испытания достаточно сложны и их стандарти -зация невозможна. Кроме того, условия термостатирования, при ис­пытании методом трехосного сжатия, не позволяют испытывать об -разцы при высоких положительных температурах.

Другие исследователи Г109, II5J отдают предпочтение метощя одноплоскостного сдвига из-за относительной простоты испытания и воспроизводимости получаемых характеристик. Метод одноплоско­стного сдвига позволяет оценить сдвигоустойчивость материала при высоких положительных температурах в широком диапазоне скоро -стей деформирования. Однако при таких испытаниях слабо раскры -ваются ст^ктурные особенности материала.

Выполненный анализ показывает, что существующие в настоящее время приборы не позволяют^ дать объективную оценку сдвигоустой­чивости. Они или не отвечают условиям работы асфальтобетона в покрытии, или не раскрывают структурные особенности асфальтобето на.

- 49 -

Задачи исследования 1. Разработка теоретических положений, обосновывающих эф­

фективные пути повышения сдвигоустойчивости асфальтобетона. 2. Разработка теоретических основ и методики оценки сдви­

гоустойчивости асфальтобетона в условиях кручения при всесто -роннем сжатии, отражающих особенности его работы в покрытии.

3. Изучение закономерностей влияния зернистости и плотно­сти минеральной части, а также свойств вяжущего на параметры сдвигоустойчивости и реологические свойства асфальтобетона при высоких положительных температурах.

4. Разработка составов асфальтобетона и технологии их приготовления, обеспечивающих повьшеннуго сдвигоустойчивость ас­фальтобетона за счет повышения их каркасности.

5. Разработка технологии строительства сдвигоустойчивых асфальтобетонных покрытий в условиях повышенных температур.

6. Разработка рекомендаций по рагдиональным составам ас -фальтобетонов применительно к условиям по эксплуатации в рее -публике Чад.

- 50 -

Г Л А В А 3. ТЕОРЕТИЧЕСКИЕ ПРЕДПОСЫЛКИ ОБЕСПЕЧЕНИЯ СДВИГО-УСТОЙЧИВОСТИ АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ В РЕГИОНАХ

С ЖАРКИМ И ЗАСУШЛИВЫМ КЛИМАТОМ 3.1. Анализ процессов развития деформаций сдвига асфальтовых

бетонов при повышенных температурах

Асфальтовые бетоны являются композиционными материалами с предельно-концентрированной структурой коагуляционного типа [42^ . Предельно-концентрированной такая структура может быть названа потому, что содержание органического вяжущего не превы­шает 5-7% по массе минеральной части, а воздуха 4-6% по объему материала. Тип структуры определяется наличием органического вя жущего, свойства которого в области положительных температур, рассматриваемых в настоящей работе, приближаются к свойствам структурированной вязкой жидкости.

Минеральные частицы в таких системах разделены пленками структурированного органического вяжущего. Хотя вяжущее состав­ляет небольшую долю от массы минеральной части, влияние вяжуще­го на физико-механические свойства системы весьма существенно, Это определяется тем, что пленки и прослойки вяжущего являются наиболее слабым компонентом системы, который в наибольшей мере изменяется под влиянием нагрузок и температур [35, 97J. При воздействии нагрузок в асфальтовых бетонах возникает слож -ное напряженное состояние, которое приводит к появлению дефор -маций сжатия - растяжения и сдвига.

При деформациях сжатия происходит упругое сжатие пленок и минеральной части, а также процесс выжимания пленок из зон кон -

- 51 -тактов между минеральными частицами. При действующих на асфаль­тобетонные покрытия дорог нагрузках, которые обычно невелики и не превышают 5...6 МПа, сжатие минеральной части невелико, так как модуль упругости каменных мате^алов, порядка десятков ты -сяч Ш а . Поэтому сжатие развивается в основном за счет вытес -нения пленок и прослоек органического вяжущего из зон контактов и в меньшей мере за счет упругого их сжатия.

Толщина пленок невелика и составляет один-два процента от размера дисперсных минеральных частиц {_ 38 J . Поэтому пленки на ходятся в зоне действия межмолекулярных сил притяжения со сто -роны минеральных частиц[_ S6,',97,"II6, 117, lisj . Эти силы имеют электрическую природу и всегда являются силами притяже -ния£ 116 , 117 , 118 , 119 , 120 , 121 , 122 ] . Они изменя гот структуру пленок, упрочняя ее. Возможность изменения струк­туры пленок свякзана тем, что она определяется, как в больший -стве органичесшх жидкостей, сравнительно слабыми межмолекуляр ными и водородными связями.

Для пленок органического вяжущего характерно проявление свойств как твердых тел, так и жидких тел. Пленки проявляют свойства упругости и вязкости. Процесс выжимания пленок и про -слоек из зон контактов имеет вязкий характер и медленно разви -вается во времени,

При растяжении, в силу тех же причин, дефоряации состоят в основном из деформаций растяжения пленок. Поэтому величина деформаций растяжения намного больше, чем для кристаллических твердых тел, которые составляют минеральную часть.

Пленки и прослойки являются наименее прочным элементом ко-агуляционной структуры. Разрушение материала происходит по плен кам и прослойкам и также имеет вязкий характер. Критическая де­формация, при которой происходит разрушение материала,

- 52 -для асфальтовых бетонов больше, чем для кристаллических твердых тел,

Развитие деформаций сдвига в асфальтовых бетонах, как ком -позиционных материалах, имеет ряд особенностей. При малой вели­чине деформаций сдвига механизм сдвига аналогичен процессу сжа­тия и также определяется физико-механическими свойствами пленок.

При больших деформациях сдвига, когда происходят необрати­мые смещения частиц минерального материала друг относительно друга, значение пленок и прослоек возрастает. В этом случае пленки играют роль своеобразной^си1азки, облегчающей сдвиги ча­стиц.

Таким образом, асфальтовые бетоны при деформировании про -являют упругие свойства, носителями которых в основном является минеральная часть, и эластические свойства, которые проявляются в виде значительных по величине обратимых дефорлаций и характе­ризуются медленным развитием во времени. Асфальтовые бетоны про­являют также вязкие свойства, которые определяются, в основном, вяжущим.

Основными свойствами асфальтовых бетонов является упру -гость, вязкость, предел прочности и соответствующие им деформа­ции. Показателями этих свойств являются мгновенный и эластичес­кий модуль упругости или сдвига, коэффициент вязкости и крите -рии прочности - предельные нагрузки и деформации. Показатели прочностных и деформационных свойств зависят от многих факто -ров, среди которых следует вцделить содержание, свойства орга­нического вяжущего и температуру,

Так как реологические свойства отражают особенности струк­туры материала, то влияние органического вяжущего на эти пока затели сходно,

При увеличении количества вяжущего модуль упругости и мо -

- 53 -дуль сдвига вначале возрастают, а потом убывают. Увеличение мо­дуля объясняется тем, что вначале, при малых нормах вяжущего, увеличения его количества, приводит к увеличению числа коагуля-ционных контактов, связности и монолитности образца. Дальней -шее увеличение вяжущего приводит к увеличению толщины пленок и прослоек в зоне контактов между минеральными частицами и увели чению их деформируемости под нагрузкой.

Коэффициент вязкости, который отражает особенности разви­тия деформаций во времени, с увеличением содержания вяжущего убывает. Это связано с тем, что при увеличении вяжущего форми­руется более толстая и менее структурированная пленка вяжущего. Увеличение вязкости вяжущего приводит к соответственному увели чению модулей упругости и сдвига, а также коэффициента вязко -сти.

Так как по мере развития деформаций частично изменяется и структура материала, вследствие выжимания слоев рыхло-связан -ного вяжущего в зонах контакта между минеральными частицами,то коэффициент вязкости является переменной величиной, зависящей от величины деформаций или времени приложения нагрузки,

Для описания влияния количества вяжущего на показатели прочности и деформируемости О.Т.Батраков предложил сходные за­висимости, которые для сопротивления растяжению при изгибе 1с имеют вид.

ll-/i,l^xp(AB-C6^yi]^ 3.1) где лГоэ А iC - параметры зависимости;

3 - содержание вяжущего. Эта зависимость имеет максимум, который соответствует оп­

тимальному содержанию вяжущего [_124, 125|. С точки зрения настоящего исследования наибольший интерес

представляет влияние температуры на реологические показатели.

- 54 -Температура практически влияет только на свойства одного из ком­понентов асфальтового бетона - органического вяжущего. По совре­менным представлениям структура органических вяжущих определяет­ся их групповым составом и сравнительно слабыми межмолекулярны -ми и водородными связями между ними. Воздействие температуры увеличивает тепловые колебания молекул и ассоциатов, что приво­дит к разрушению связей между ними и изменению структуры вяжу -щего, которое отражается на реологических параметрах. Характер изменения этих параметров в зависимости от температуры сходен. Наиболее сильно изменения тевшературы сказывается на коэффици -енте вязкости.

Для описания этой зависимости предложен ряд формул, больши нство из которых базируется на известной форлуле Эйринга-Эндрей-да [l20, 121, lOl]. r^^ -J

где / - абсолютная температура; 2^ - кажущая энергия активации; /i - универсальная газовая постоянная; ^i^ - вязкость при полностью разрушенной структуре. Экспоненциальный характер зависимости коэффициента вязко -

сти от температуры сохраняется в уравнениях Фогеля-Фульгера-Там мана, Андраде, Цотертона, Сглита, Корнелиссона и др. Ul'^» I22J.

3.2. Формирование сдвигоустойчивых струтстур асфальтовых бетонов

Важнейшим этапом формирования сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов является уплотнение асфальтобетонных смесей при устрой­стве покрытий. От эффективности уплотнения зависит возможность

- 55 -реализации показателей, которые заложены в структуре материала и определяются свойствами компонентов их количеством и взаимо -действием между ними.

При приложении уплотняющих нагрузок в материалах возникают силы сопротивления. Чем больше величина этих сил, тем меньше эффективность уплотнения. Согласно О.Т.Батракову сопротивление, возникающее лри уплотнении, может быть разделено на три груп -пы [35, 12б].

Первая группа сопротивлений зависит от структуры материала-дисперсности минеральной части, числа контактов между минераль­ными частицами, содержания и свойств органического вяжздцего.Уп­лотнение горячих асфальтобетонных смесей производится при темпе ратурах +150...+80°С. При таких температурах структура органи­ческого вяжущего в наибольшей мере разрушена. Свойства вяжуще­го в этом случае в наибольшей мере приближаются к свойствам жидкости. Эта группа сопротивлений зависит только от величины деформаций при уплотнении, которые определяют структуру материа ла, но не зависят от скоростей и ускорений материала при уплот­нении. Эту группу сопротивлений можно называть структурной.

Вторая группа сопротивлений зависит от интенсивности фор -мирования структуры материала при уплотнении, которая определя­ется скоростью деформирования материала в процессе уплотнения. Эта группа сопротивлений является вязкой. Природа вязкого сопро­тивления вначале и конце уплотнения различна.

Вначале зшлотнения вязкое сопротивление определяется пере -носом количества движения при взаимных сдвигах и зацеплении ча­стиц. В конце процесса уплотнения, когда возможности взаимных сдвигов частиц ограничены, оно определяется процессом выжимания пленок и прослоек жидкой фазы из зон контактов между минераль -ными частицами.

- 56 -Содержание и свойства жидкой фазы влияют на вязкое сопро­

тивление особенно сильно. Влияние органического вяжущего наибо­лее сильно на втором, заключительном этапе уплотнения,когда окон­чательно формируется структура материала. Так как на свойства органического вяжущего сильно влияет и температура, то она так же сильно влияет на эту часть сопротивлений.

Третья группа сопротивлений является инерционной. Величина этих сопротивлений прямо пропорциональна массе уплотняемого ма­териала и его ускорениям. Поскольку обычно уплотнение в произ -водственных условиях производится с малой скоростью, то и ускоре­ния невелики и эта группа сопротивлений существенной роли не играет.

Уплотнение в лабораторных условиях производится с помощью прессов с постоянной скоростью подачи поршня. Ускорения при этом равны нулю и инерционные сопротивления роли не играют.

Одной из задач уплотнения является установление зависимо -сти между определяющим параметром уплотнения - нагрузками и объемной массой материала.

В простейшем случае исходное дифференциальное уравнение уп­лотнения может быть представлено в виде

^ = -аГтах-ГУке'^^ (3.3) где ^ - объемная масса материала;

р - нагрузка; (jrr^Q^ - максимальное значение объемной массы, которое может

быть достигнуто, при неограниченном увеличении нагрузки; А" - коэффициент уплотняемости. Это дифференциальное уравнение отражает следующую картину

уплотнения. Уплотнение является затухающим процессом, на что указывает минус в правой части,т.е. приращение объемной массы

- 57 -тем меньше, чем больше приращение нагрузки, что характерно для всех процессов первого порядка. Приращение объемной массы зави­сит от уже достигнутого значения плотности. Чем больше это зна­чение, тем меньше величина приращения. Свойства материала учи -тываются при этом величинами Q ^ ^ И К

Интегрирование (3.3) с учетом начальных условий приводит к выражению

где y^f - начальное значение объемной массы материала. При неограниченном возрастании нагрузки Р значение

объемной массы стремится к максимально возможному значению Утах • ^'^^ значение объемной массы для рассматриваемых мате­

риалов со структурой коагуляционного типа может быть достигну -то, когда из пор материала будет выжат весь воздух и материал будет состоять только из минеральных частиц и вяжущего, которое при реальных нагрузках далее не уплотняются. В этом случае

где ^^ах - максимальное значение объемной массы; /\ - удельная масса минеральной части; 3 - содержание вяжущего в долях по массе.

Рассмотренный случай является гипотетическим. При знжчи -тельном увеличении нагрузки, еще до полного выжимания воздуха, начнется процесс обламывания и разрушения щебенок и выжимания из материала вяжущего.

Чем больше в асфальтовых бетонах мелких фракций, тем силь­нее при уплотнении проявляются вязкие свойства и тем эффектив -нее применение статических методов уплотнения. При преобладании в асфальтовых бетонах крупных фракций щебня на первом этапе бо­лее эффективно применение вибрационных методов уплотнения.

- 58 -Вопрос о влиянии типа гранулометрии (непрерывная или пре­

рывистая) на уплотняемость изучен недостаточно. Задачей экспе­риментальных исследований является проверка зависимости (3.5), уточнение ее и определение уплотняемости сдвигоустойчивых ас -фальтобетонов, в зависимости от типа гранулометрии.

3,3. Реологическая модель асфальтового бетона

Реологическая модель асфальтового бетона необходима для определения реологических параметров материала, которые опреде­ляют его прочностные и дефорлационные свойства. Собственно рео­логической моделью является дифференциальное уравнение, которое связывает напряжения и перемещения и их производные по времени с реологическими параметрами, отражающими основные свойства ма териала [J^Tj ,

Асфальтовые бетоны являются сложными композиционными мате­риалами, реологические свойства которлх отражают свойства ком -понентов и процесс взаимодействия между ними. Поэтому, как по -казано выше, для асфальтовых бетонов характерны свойства как мгновенной упругости, так и замедленной, эластической упруго -сти. Мгновенная упругость определяется, в основном, свойствами минерального материала. Эластическая, замедленная упругость,ко­торая зависит от вязкости, определяется, в основном, деформа -циями пленок структурированного вяжущего.

При деформациях пленок органического вяжущего изменяется структура и свойства пленок. Так, например, при сжатии уменьша­ется толщина пленки и сопротивление сжатию определяется более

- 59 -прочными и вязкими ее слоями, которые расположены ближе к по -верхности минеральных частиц и находятся в зоне более интенсив­ных сил межмолекулярного взаимодействия.

Из механических показателей прочности и деформируемости наиболее чувствительным является коэффициент вязкости. Поэтому можно ожидать, что коэффициент вязкости будет переменной вели­чиной, которая зависит от деформаций и времени. Определение реологических параметров возможно произвести на основе рассмот­рения реологической модели.

Рассмотрим реологическую модель, которая учитывает эти свойства,

На рис. З Л представлены два механических аналога реоло -гической модели. За основу взята стандартная реологическая трех­элементная модель, в которой однако демпфер имеет переменный коэффициент вязкости. В зависимости от условий задачи можно счи тать, что коэффициент вязкости зависит либо от величины дефор -маций, либо от времени.

Учесть изменение коэффициента вязкости можно с помощью ли -нейных спектров релаксации, либо с помощью интегральных операто­ров [l28, 129, ISOJ.

Однако более простые и наглядные результаты можно получить, полагая коэффициент вязкости непрерывной функцией параметра.

Реологическое уравнение для моделей А и Б на рис,3.1 соответственно имеет вид

2(£)^^(£.t^=E.0^^B^^^S (3.6)

где ё> - напряжение; Ь - относительная деформация;

i . 60 -

время; Ец/1 - условно-мгновенный модуль упругости; С^ - эластический модуль упругости;

hju-- переменный коэ#ициент вязкости. Эти уравнения различаются только постоянными коэффициента­

ми при втором и третьем членах. Такие модели называются подоб­ными, а в случае равенства коэффициентов - эквивалентными |I28J

а; <s^ ^ ;

'м 7 1Г I е

лт

//

<Г в-

г(ю

Рис. 3.1. В дальнейшем рассматривается модель (З.б). В случае постоянной нагрузки ( ^^^CO/ISL ) , после пре­

образований (3.6) можно получить

где 0/*j. - полная величина относительной деформации модели при бесконечно большом времени действия нагрузки.

&н -

(3.8)

(3.9) Если после приложения постоянной нагрузки через время

замерить относительную деформацию Of и скорость относительных

- 6I -oL£i

деформаций "^Tf ^ " " момент времени, то коэффициент вяз кости можно определить по формуле

г (^/—ш± (ЗЛО)

Повторяя эту операцию в различные моменты времени можно оп­ределить зависимость коэффициента вязкости от величины относи -тельных деформаций либо времени действия нагрузки.

Если такую операцию выполнять после снятия нагрузки, то ве личину коэффициента вязкости также можно рассчитать по (ЗЛО), положив О ^ = 0.

В реологии коэффициент вязкости иногда определяется из со-отношения р

где Р - нагрузка при сдвиге; tU - параметр зависимости. Величина /V служит мерой отклонения от ньютоновского

течения при сдвиге. Значению fU - I отвечает ньютоновское те­ло, /Z-< I - разрушающаяся структура; /t/^ I - упрочняющаяся.

Однако запись в форле (3.10) имеет более общий характер, поскольку она справедлива не только при сдвиге и относится не к простейшей модели, а к более сложной. Выполняя расчеты по (3.10) в разные промежутки времени, можно установить зависимость между коэффициентом вязкости и временем.

Характер развития деформаций во времени определяется осо -бенностями изменения коэффициента вязкости в зависимости от от­носительной деформации. Материалы с коагуляционным типом струк­туры весьма чувствительны к дефорлациям. Даже в области малых относительных деформаций как при приложении нагрузки, так и при разгрузке, деформации изменяют структуру и свойства материала. В настоящее время имеется мало данных для описания зависимости

- 62 -коэффициента вязкости от величины деформаций, применительно к свойствам асфальтовых бетонов. В работе А.К.Бируля и О.Т.Батра­кова имеется указание о том, что зависимость изменения коэффи -циента вязкости от величины деформаций близка к линейной |I3I,I3^ .

t^2o'^'^^^ (З.Ш где h„ - начальное значение коэффициента вязкости;

^ - угловой коэффициент прямой, который имеет размер­ность коэффициента вязкости;

и - развивающаяся дефорлация. Если процесс деформирования протекает с упрочнением струк

туры, что,например, имеет место при сжатии с ограниченной воз­можностью бокового расширения, то ^ ^ О, В том случае, если процесс деформирования приводит к постепенному разрушению мате­риала, что может иметь место при растяжении,<^<^С 0.

Если справедлива зависимость (3.II), то при постоянной на­грузке 6=CC>/tSI, интегрируя (З.б) с учетом начальных уело -ВИЙ (с5=-С/|/ при и = 0 , где Sj^ - условно-мгновенная деформация), после преобразований можно получить следующее вы -ражение для относительных деформаций

(3.13) Это же вьфажение после несложных преобразований может быть пред­ставлено в виде

(3.14)

- 63 -

где 0(i^ - полная относительная деформация;

«• C^ t^hA tg\ (5/jf - условно мгновенная относительная деформация

с <о См ^ 'р^ (3.16) ^mctK"' ^lo-f-^^n. (3.17)

Величина hmcfK является максимальным коэффициентом вяз кости, который достигается при максимально возможных деформа­циях при данной величине нагрузки.

Смысл полученных выражений состоит в том, что при возра -стающем коэффициенте вязкости относительные деформации затуха­ют быстрее, так как вязкость системы возрастает.

Уравнения (3.12) и (3.14) трансцендентные. Таким обра­зом, учет нелинейных свойств системы, даже в простейшем случае, когда коэффициент вязкости изменяется по линейному закону (3.II), приводит к значительному усложнению решения. Закон из­менения относительных деформаций во времени является гораздо более сложным.

В ряде частных случаев этот закон дефорлирования может быть упрощен. Так, например, в начале загружения относительная деформация О близка к условно-мгновенной относительной дефор мации, а величина "^— невелика.

Yfnayc Для таких малых промежутков времени, раскрывая экспоненту

в ряд и ограничиваясь первыми двумя членами ряда из (3.14), после преобразований можно получить:

- 64 -

6- &п.^((^пгСм)^ '"'^'^ ^ti^S^fL^MJ lU^cfK (3.18)

Таким образом, вначале загружения дефорлации развиваются по закону близкому к линейному, т.е. возрастают прямо пропор­ционально времени, прошедшему с начала загружения. При t "*" О,

-Характерно, что такой же закон дефо|»шрования имеет место и при постоянном значении коэффициента вязкости. Это сходство объясняется тем, что в течение сравнительно коротких промежут­ков времени коэффициент вязкости изменяется сравнительно незна­чительно. Характерно, однако, что относительные деформации раз­виваются по такому закону, как если бы коэффициент вязкости имел максимальное значение.

В конце процесса деформирования при постоянной нагрузке в этом случае относительные деформации сис­

темы можно вычислить по приближенной формуле

6^^U-(6f^-ti^)e г-^ (3.19)

При "Z- "^ ^^ 6 "^ c^tu Значительный интерес представляет область упругих деформа­

ций. Дорожные конструкции рассчитываются методами теории упру­гости на упругие деформации. Реализовать в эксперименте этот случай проще всего при разгрузке.

Если нагрузка снята ((5 = 0) то, как следует из (З.б), от­носительные деформации восстанавливаются по закону

(5=<5д^е * (3.20) в первые моменты после разгрузки также приближенно справед

лив линейный закон

- 65 -

6^^6^^ ("f- -j^J (3.21) Характерно, что в этом случае относительные дефорлации

восстанавливаются так, как если бы коэффициент вязкости имел начальное значение. Это объясняется тем, что при сравнительно малых промежутках времени после разгрузки изменение коэффициен та вязкости сказывается мало, на развитии деформаций.

При значительных промежутках времени при разгружении отно­сительные деформации восстанавливаются по закону

Cf=6^e " ^ (3.22) Можно ожидать, однако, что значение реологических парамет­

ров при нагружении и разгрузке будет различными. Если коэффи -циент вязкости по мере развития относительных деформаций умень­шается, т.е. оС в (3.II) меньше нуля, то в полученных вы­ражениях (З.б), (3,9) знак оС нужно изменить на обратный.

В этом случае необходимо соблюдать осторожность, так как полученные при этом выражения справедливы лишь при относитель -ных деформациях: , меньших критических значений Step (£/г^о^c*/^J

Применительно к рассматриваемой модели (рассматривается случай растяжения) это означает, что демпфер выключается из ра­боты (сопротивление его равно нулю) и вся нагрузка передается на пружины.

Поскольку они деформ^1руются мгновенно, то дефорлации мгно­венно возрастают, что характерно для разрушения тела при растя­жении.

Полученные зависимости планируется использовать для опре -деления реологических параметров при экспериментальных исследо­ваниях.

Целесообразно рассмотреть также случай, когда коэффициент

- 66 -вязкости зависит от времени. Такой подход в ряде случаев ока -зывается более удобным, особенно при разгрузке, в области упру­гих деформаций. Это объясняется тем, что в обаасти упругих де -формаций, после снятия нагрузки, время изменяется в более широ­ких диапазонах, чем деформации.

Примем, что коэффициент вязкости h зависит от времени по закону , ^

г'-1'^М (3.23) где f?^ - начальная вязкость;

& - параметр, который характеризует интенсивность изме­нения модуля.

При 3 ^' О имеет место упрочнение структуры материала, при З - ^ О ее разрушении.

Обратимся к уравнению (3.6) и рассмотрим случай, когда при­ложенная к модели нагрузка постоянна.

Тогда решение уравнения (3.6) с учетом начальных условий имеет вид Г г . ^ГЮ,

(- f.^' = / «.24>

При малых значениях показателя степени экспоненты справед­ливо приближенное равенство

£- -JT-t (3.25) О''

Одной из задач экспериментальных исследований является изу­чение реологических свойств сдвигоустойчивых асфальтовых 'j6eTo-нов, и, в частности, особенностей вязкого деформирования при по­вышенных температурах.

- 6V

3,4. Обоснование методов определения прочностных и реологических характеристик асфальтовых бетонов

Основными методами определения реологических характеристик асфальтовых бетонов являются испытания балочек на изгиб и ци -ливдров на кручение.

Испытание балочек позволяет определить модули и коэффици­ент вязкости при нагружении и разгрузке, в области упругих де­формаций. При этом можно довести материал до разрушения и опре делить также предельные деформации и напряжения при разрушении.

При кручении образцов можно определить модуль сдвига ( у который связан с модулем упругости В известным соотноше -нием Е

'Z(i-^JU) (3.26) где JU - коэффициент Пуассона.

Кроме того, доведя материал до разрушения, можно опреде -лить предельное сопротивление сдвигу, а также сцепление и угол внутреннего трения в материале.

Таким образом, один вид испытаний дополняет другой и кроме того дает возможность определить реологические характеристики двумя разными способами, что дает возможность сопоставить оба метода. Рассмотрим эти методы подробней. Наибольшие эксперимен­тальные трудности при этом связаны с испытаниями при повышенных температурах.

Рассмотрим случай, когда реологические параметры определя-ютгся при изгибе прямоугольной балки на двух опорах. Балка за­гружена сосредоточенной статической силой Р в середине про-

й / лета, т.е. при Х- у п . Статическое нагружение позволяет не

- 68 -учитывать силы инерции самой балки*

Рис. 3.2. Схема балки Будем полагать, что для балки справедлива гипотеза плоских

сечений. Материал балки деформируется по приведенному вьше за­кону (З.б).

гШ^'^^Ф-чй^^^^^^ (3.27)

Значения коэффициента вязкости f7 в (3.27) будем пола -гать переменным.

Рассмотрим случай, когда коэффициент вязкости зависит от величины деформаи;ий и времени действия нагрузки.

Высоту балки обозначим через fl- ; расстояние до нейтраль­ной оси г1/2 . . Продольные (в направлении оси Z- ) деформа -ции крайних волокон балки, если справедлив закон плоских сече -НИИ, будет определяться формулой [l30]

S^fdi J (3.28) где К - кривизна балки в данном . сечении.

Подставляя (3.28) в (3.27) получим

ди

- 69 -

Умножив это выражение па 2 и интегрируя по всей площа-поперечного сечения балки г можно получить:

J^^h^^^<^^^^^^'JF ^J(^M^^idFtJ^^icJF (3.30)

Выполняя интегрирование, получим:

KE„E^J^£„1^3=(EM^E^)0^1^ , (3.31)

где J - момент инерции балки; М - изгибающий момент. Если принять, что прогибы былки малы по сравнению с проле­

том, то выражая кривизну балки через вторую производную проги -ба, получим окончательно

^м CBJ^Z Е>^ ^j^i- jf = (£м i-£s)M+^ л (3.32) Рассмотрим частные случаи загружения. Если балка была загружена посредине пролета постоянной на­

грузкой /J , которая выдерживалась в течение длительного вре­мени, а потом была снята, то дифференциальное уравнение проги­бов имеет вид

^V _ _ (3.33)

В общем случае, если коэффициент вязкости является функци­ей времени

^ ^ ^ ^ / ' (3.34) ТО решение уравнения можно получить методом разделения перемен­ных.

Для этого следует положить

y(X,-lr)-^(x)yCi) (3.35)

- 70 -где yp^/'^J - функция, описывающая прогибы балки;

^L'^J - функция только координаты X; uC^'J - функция только времени.

Подставляя (3.35) в (3.33), получим после преобразований

Закон изменения деформаций балки во времени можно опреде­лить, решая дифференциальное уравнение (частные производные заменены полными),

^%М- (3.37) Вид и характер решения зависит от закона изменения коэф­

фициента вязкости от времени. В простейшем случае, когда коэффициент вязкости не зави -

сит от времени, получим следующее выражение

^[•6J^ Се ^ J (3.38) где С - постоянная интегрирования, которая определяется из начальных условий.

Если считать, что условно-мгновенные деформации после сня­тия нагрузки восстанавливаются мгновенно, то остающаяся, эла -стическая часть деформаций восстанавливается по закону

Рассмотрим случай, когда коэффициент вязкости изменяется во времени по закону.

^^^o^jij (3.40) где fj - начальное значение коэффициента вязкости при t =0:

^ - коэффициент, который характеризует интенсивность из­менения коэффициента вязкости во времени.

- Vi -

в этом случае восстановление эластических деформаций балки происходит по закону .

Если коэффициент вязкости изменяется во времени по зако­ну (3.23) , то восстановление эластических упругих деформаций балки происходит по закону

Хараютерно, что при малых промежутках времени после снятия нагрузки деформации балки восстанавливаются по линейному закону

Угловой коэффициент этой прямой зависит только от началь­ного значения коэффициента вязкости, нагрузки, пролета и момен­та инерции балки и не зависит от эластического модуля упругости,

Смысл выражений (3.41) и (3,42) состоит в том, что восста­навливающиеся деформации затухают быстрее, чем при постоянном значении коэффициента вязкости.

В случае загружения балки постоянной нагрузкой условно-мгновенные дефорлации работы равны

pj.\

Если возможно выделить условно-мгновенные деформации, то из (3.44) может быть определен условно-мгновенный модуль

Полные деформации после затухания осадок

''« /г = ^"^^

- 72 -Если известен условно-мгновенный модуль, то из (3,46) мо -

жет быть определен эластический модуль. Решение (3.32) складывается из общего решения(т,е, когда

правая часть (3,32) равна нулю) и частного решения, т.е. когда правая часть значима. Частное решение описывает деформации бал­ки при бесконечно больших промежутках времени после загруже -ния; общее - процесс развития деформаций балки во времени.

Рассмотрим случай, когда изгибающий момент изменяется по линейному закону

M^Y't ; (3.47) где V - скорость изменения момента.

Такой случай можно реализовать, если нагрузка на балку из­меняется по линейному закону.

В этом случае деформации балки изменяются по закону

Экспоненциальный член с течением времени балки возрастает и деформации балки растут пропорционально квадрату времени за­груже ния.

Наиболее надежные результаты при определении реологических свойств асфальтовых бетонов могут быть получены при кручении, когда обеспечивается чистый сдвиг.

Однако, практическая реализация такого напряженного состоя­ния в эксперименте встречает трудности. На результаты существен но влияют закрепления торцов образца, что заставляет увеличи -вать длину образца. Кроме того, в дорожных конструкциях чистый сдвиг не реализуется.

Лучшее приближение к реальным условиям может обеспечить кручение при боковой и вертикальной загрузке стержня.

- 73 -Такой метод наиболее удобен для определения предельного

сопротивления сдвигу, которое можно выразить через сцепление и угол внутреннего трения.

T:nf^^C^<^^fj (3.49) где С - сцепление;

^ - угол внутреннего трения; (З* - вертикальная или боковая нагрузка.

Учитывая реологические особенности асфальтовых бетонов мож но полагать, что сцепление и угол внзггреннего трения будут за -висеть от величины деформаций сдвига и нагрузок. Установление этой зависимости является одной из задач экспериментальных ис­следований.

Одной из задач исследования является определение прочно­стных и деформационных показателей сдвигоустойчивых асфальте -вых бетонов. Одним из методов исследования является метод кру­чения цилиндрических образцов асфальтового бетона(18, 23j. При этом возникает чистый сдвиг. В поперечных сечениях (рис. 3.3) образца (параллельных плоскости ^^^ ) возникают только ка сательные усилия 7f . Нормальные компоненты напряжений рав­ны нулю. Поперечные сечения не искривляются и остаются плоски -ми. Касательные напряжения, возникающие в этих сечениях, прямо пропорциональны расстоянию от оси симметрии цилиндра 0 2

2-= Щ^ (3.50) где vjD - момент инерции относительно оси Oz-

Угол закручивания на единицу высоты образца

где S - модуль сдвига; ^" ^C^tJfJ (3.52)

где ^ - модуль упругости; ^ - коэффициент Пуассона.

- 74 -При известном крутящем моменте, зная угол закручивания мож­

но определить модуль сдвига, а если известен коэффициент Пуассо­на, то и модуль сдвига.

Преимуществом такого испытания является четкая расчетная схема, которая дает возможность определить дефорлационные и проч ностные характеристики материала. Однако такая схема не свобод­на и от некоторых недостатков. Основным недостатком такого мето­да испытаний является то, что напряженное состояние образца отли чается от напряженного состояния материала в покрытиях автомо -бильных дорог.

Одежды автомобильных дорог рассчитываются методами теории упругости как слоистые системы. С точки зрения обеспечения сдви гоустойчивости наибольший интерес представляет напряженно-дефор­мированное состояние верхней части покрытия, где сдвигающие на -пряжения и деформации сдвига максимальны.

Как показывает анализ решений теории упругости при воздейст­вии осесимметрической равномерно-распределенной по площади кру -га, на которую производится расчет дорожных конструкций, все нор мальные компоненты напряжений являются сжимающими.

Объемная деформация материала также является деформацией сжатия.

Величина объемной деформации Л у может быть определена по формуле ф 2 ^ .

Д Г= £ ^Ч^ } (3.53) где

^ся= jr^^^<^E^<^ej (3.54) Для материалов с коагуляционным типом структуры, к которым

относится асфальтовый бетон характеристики деформируемости (мо­дуль упругости и сдвига) и прочности (предельные сопротивления)

- 75 -зависят от вида напряженного состояния.

При всестороннем сжатии деформации развиваются вследствие выжимания пленок структурированной жидкой фазы из зон (контактов между минеральными частицами, а также из сжатия пленок и частиц. При этом увеличиваются площади контактов между частицами по плен кам связанного органического вяжущего, что приводит к изменению микроструктуры материала. Это отражается на величине показателей деформи^емости - модулях упругости и сдвига, которые должны иметь иные значения, чем при другой схеме напряженно-дефорлирован ного состояния (объемном расширении, например О.Т.Батраковым [J3l] предлагалось рассчитывать такие слои дорожных одежд на объемные деформации.

Для того, чтобы приблизить метод испытания на кручение к ус ловиям работы асфальтобетона в покрытии, необходимо обеспечить сходную картину напряженно-деформированного состояния в обоих слу чаях. Это может бьгоь реализовано путем дополнительного нагруже -ния образца по торцам и боковой поверхности (рис. 3.4), Нагрузка на торцы образца может быть создана механическим путем, на боко­вую поверхность с помощью сжатого воздуха. При загружении тор -цов цилиндра равномерно распределенной нагрузкой Of в обра -зще( возникает простое напряжение сжатия. Главные напряжения при этом

(i^-^t;<iz-0; ёа=0 (3.55) 1^гг^0 (3.56)

При загружении боковой поверхности образца, равномерно-рас­пределенной нагрузкой ^ напрягкения

(ог-О :ё>^-бв=~Рз ; ^гг"^ (3.57) Знак "минус" в(3.55)13.57)указывает на то, что напряжение

являются сжимающие. Нормальные напряжения Со£ j<e>^-0 j ^ = 0

являются главными.

- V6 -Представляет интерес определение октаэдрических касательных

напряжений, которые в рассматриваемом случае вызывают разрушение образца.

%.^^-(<it-h) (3.58) Октаэдрическое напряжение, как известно, близко к максималь­

ному касательному, которое в данном случае равно

Таким образом, боковое нагружение испытываемого образца уменьшает как октаэдрическ.ое, так и касательное напряжение,т.е. образец в этом сЯучае как бы упрочняется. Объемная деформация при этом 1-2/и ,у.-±Ш.(^,,р, (З.бО)

Так как эта деформация является деформацией сжатия, то для рассматриваемых материалов происходит упрочнение. Поэтому можно ожидать, что и модуль упругости и модуль сдвига будут зависять от вертикальной и боковой нагрузки. Эти положения подлежат экс­периментальной проверке путем создания конструкции прибора, раз­работки методики исследования и установления закономерностей из­менения сопротивления сдвигу асфальтобетонов разных структурных типов в зависимости от всестороннего давления.

- 77 -

Рис. 3.3, Схема испытания на кручение с вертикальной / 1^ /у^ боковой пригрузкой / (ог /

Рис. 3.4. Обозначение напряжений в полярной системе координат

- 78 -

Г Л А В А 4. ВЫБОР OBbEIffOB И МЕТОДОВ ИССЛЕДОВАНИЯ 4.1. Характеристика материалов и состав смесей

принятых для исследования

Для проведения экспериментальных исследований сдвигоустой-чивости асфальтобетона были приняты следующие материалы:

Щебень фракции 10-3 мм - щебень гранитный Запорожских мес­торождений, серого цвета, мелкозернистый, зерна щебня в пылева­той рубашке, форма щебня кубовидная, лещадных зерен не более lOfo,

Т а б л и ц а 4.1 Гранулометрический состав щебня

Отверстия на 1 f !

Размеры отверстий сит,мм сит ах,%

1 f ! 15 ! i 10 j 5 i 3

! 1 Дно

Частные Полные

I I

4 5

77 82

13 95

5 100

Средняя плотность - 1393 кг/м^. Дробимость щебня в сухом состоянии - ICffo. Щебень пригоден для асфальтобетонов различных типов; марка по дробимости /"1200".

Щебень фракции 10-20 мм - Запорожского карьера, серого цвета с пылеватой рубашкой на зернах, форма зерен щебня близка к кубовидной, лещадок до 15%.

Плотность - 1495 кг/м^; дробимость щебня в сухом состоянии 11%; щебень пригоден для асфальтобетонов , различных типов; марка по дробимости " 1200".

- V9 -Т а б л и ц а 4.2

Гранулометрический состав щебня

Остатки ситах,%

на! Размеры отверстий сит, мм Остатки ситах,%

на! 20

1 • 15 i 10

*

1 ! 5

I ! 3

! 1 дно

Частные Полные

3 3

16 19

37 56

39 95

3 98

2 100

Высевки гранитные. Кременчужского карьера, получены в ре­зультате дробления серого кристаллического гранита. Щебенки ку­бовидной формы, высевни чистые, с легким налетом самых мелких фракций.

Т а б л и ц а 4.3 Гранулометрический состав высевок

Остатки j Размеры отверстий сит,в мм ситах,% 5 1

} 3 j l , 25 !0,63 jO,3I5 1 0,14 jo,071 j< 0,071

а • • • I

Частные 14 Полные 14

24 25 38 63

23 10 3 I 0 86 96 99 100 100

Плотность - I486 кг/м^. Высевки пригодны для изготовления асфальтобетонных смесей всех типов.

Минеральный порошок - известняковый Каракубского месторож­дения, плотность в уплотненном состоянии - 1840 кг/м^, истинная плотность порошка - 2630 кг/м^. Пористость по объему 30^, гра -нулометрический состав минерального порошка приведен в таблице4.4

Т а б л и ц а 4.4 Гранулометрический состав минерального

порошка Остатки на ситах. % I ^^^^Р^ отверстий сит, в мм,

! 0Л6 ! 0,074 ! < 0.074 Частные I 26 73 Полные ^ I 27 100

- 80 -

При исследовании параметров сдвигоустойчивости были приня­ты асфальтобетоны на вязких дорожных и строительных битумах.Для получения более вязкого битума исходный Мозырский нефтяной би -тум марки БЦД 60/90 был окислен до вязкости битумов марок БВД 40/60 и ВИД 20/40.

Свойства битумов приведены в табл. 4.5. Т а б л и ц а 4.5

Г Наименование ! пп{ показателей ! I ! 60/90

Т Марка битума БВД , 40/6U j 20/40 i

I. Глубина прони­кания иглы при 25°С,в град 80-72

2. Температура размягчения по КШП в °С 47

3. Растяжимость при 25°С в см 100 8°с 3,5

4. Температура хрупкости в °С -15

5. Температура вспышки в °(не ниже 220

6. Сцепление с мрамором или песком

выдержива­ет по об -разцу №1

41-45 32-36 53-55

50,5 53,5

100

-10

90,5

-15

54-55

100

-18

38-41

55-56

100

•18

ввдержи- вьщержи- выдер- выдер-вает вает живает живает

П р и м е ч а н и е . Битум БЦЦ C-I получен смешением 30% биту­ма БЦД 20/40 и 70% битума 60/90. Битум' БЦД С-2 получен смешени­ем 70% битума БЦД 20/40 и 30% БЦД 60/90.

- 8i -Для выполнения экспериментальных исследований были приняты

мелкозернистые асфальтобетонные смеси с разным содержанием щеб­ня, представляющие гранулометрические типы А, Б, В, Г, как пре рывистой и непрерывной гранулометрии.

Гранулометричес1шй состав минеральной части асфальтобетон­ных смесей рассчитывали в соответствии с ГОСТ 9128-76 по пре -дельным кривым плотных смесей [J35J . При этом соотношение щебня (фракции более 5 мм) и растворной части было 20:80; 40:60; 50:50; 60:40; 70:30.

Гранулометрические составы минеральной части асфальтобето­на с непрерывной гранулометрией, принятые для исследования,при­ведены в табл. 4.6,

Т а б л и ц а 4.6

Типы смесей

Частные остатки на ситах с размером отверстий в мм г I I5-I0JI0-5 J5-3 13-

! ! ! 'Т PR 1,25-jО,63-!0.315-10,14- in П74 0,63 0,315 6,14 !0,014 р^'^^^^

• « • *

C-I5-0 - - 29 21 14 II 8 5 12 C-I5-20 II 9,0 23 17 II 9,0 6 4 10 C-I5-40 23 17 17 13 8 7,0 5 3 7 C-I5-60 29. 21 14 II 8 5 4 2 6 C-I5-60 34 26 II 9 6 4 3 2 5

Гранулометрические составы асфальтобетонных смесей ; с преры вистой гранулометрии приведены в табл. 4.7.

Т а б л и ц а 4.7 Типы— смесей

частные остатки на ситах с размером отверстий в мм ! I5-I0! 10-5 ! 0,63-0,315 |0,315-0Л4 !0Л4-0,074|<0.074

32 22 24 10 4 8 20 23 25 17 6 9 32 22 - 23 15 8

А Б А

- 82 -

4.2. Методы исследования 4.2.1, Стандартные методы

Основные показатели физико-механических свойств асфальте -бетонных смесей определялись в соответствии с ГОСТ 12801-77, "Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. Методы испьп'аний" |I36J.

Приготовление и уплотнение асфальтобетонных образцов выпол­нялось в соответствии с "Руководством по строительству дорожных асфальтобетонных покрытий " L?-37J.

Асфальтобетонные смеси типа "В" уплотняли на прессе давле­нием 40 МПа, типа "А" и "Б" - комбинированным методом (вибриро­вание на виброплощадках в течение 3 минут с последующим доуп -лотнением на прессе под давлением 20 МПа).

4.2.2. Метод определения сдвигоустойчивости асфальтобетона при кручении с вертикальным и боковым давлением

Рассмотрение методов оценки сдвигоустойчивости асфальтобе­тонов показало, что в настоящее время нет единой методики испы­таний на сдвиг. Все методы различаются по расчетным схемам ис -пытания, что привело к противоречивости результатов, полученных различными исследователями. Во многих случаях результаты, по­лученные этими методами, не позволяют прогнозировать сдвигоустой чивость. Все они позволяют определить внутреннее трение и сцеп­ление, а также предельное сопротивление сдвигу в материалах.Од­нако сложный механизм процессов сдвига и внутреннего трения в

- 83 -асфальтобетоне обусловленный с одной стороны, молекулярной при­родой трения - скольжения, а с другой - крупностью минеральных зерен, гранулометрией, окатанностью зерен и т.д. обусловливает практическую зависимость показателей внутреннего трения при лю­бых действующих на асфальтовый материал факторов и вызывает со­мнение в целесообразности использования" угла или коэффициента внутреннего трения в качестве критерия сдвигоустойчивости L Зб]. В связи с этим предложена методика определения сдвигоустойчиво­сти асфальтобетонных смесей при кручении. Кручение в случае от­сутствия вертикальной нагрузки (нестесненный сдвиг) в малой сте пени моделирует действительное напряженное состояние асфальте -вых покрытий в процессе сдвига при высоких температурах под ко­лесом автомобиля. Совместное воздействие нормальных и касатель­ных напряжений, моделирует в определенной степени условия рабо­ты материалов в дорожном покрьп'ии. Однако даже в этом случае, отсутствие бокового давления, т.е. реакции окружающего дорожный участок асфальтобетонного покрытия, явно искажает процесс сдвига.

Метод, основанный на испытании асфальтовых образцов в усло­виях трехосного сжатия,в большей степени приближает эксперимент к реальному процессу сдвига под колесом автомобиля. Однако этот метод сложен, а схема испытания остается далекой от реальных ус­ловий работы асфальтобетона в покрытии.

Одной из задач настоящей работы заключается в разработке метода испытаний, наиболее достоверно отражающего в лаборатор -ных условиях особенности работы асфальтобетона в покрытии.

С этой целью для испытания образцов на сдвиг были приняты следующие методики:

- сдвиг при кручении с вертикальным давлением; - сдвиг при кручении совместно с боковым давлением; - сжатие с боковым давлением.

- 84 -Попыткой избежать указанных выше трудностей и приблизить мо­

делирующий эксперимент к реальному поведению асфальтовых материа­лов в покрытии является предлагаемая здесь методика определения параметров сдвигоустойчивости в условиях бокового давления.Ука -занный метод является модификатдией метода, предложенного В.А.Зо­лотаревым.

Сдвиг при кручении совместно с боковым давлением осуществ -лялся на приборе сконструированном в ХДДИ, снабженным специаль -ным устройством. Схема рабочей камеры приведена на рис. 4.1.

Предлагаемое устройство представляет собой стальную камеру с исследуемым образцом.

Рис. 4.1. Схема рабочей камеры давления с образцом: 1,3 - диски захвата; 2 - вал; 4 - крышка камеры давления; 5 - стакан; б -болт; 7 - дно контейнера; ii - штуцер; 9 - палец; 10 - прокладка.

- 85 -Стакан камеры давления (5) изготовлен из отрезка трубы дли­

ной 180 мм с внутренним диаметром Н О мм и толщиной стенки 10 мм. К нижнему торцу стакана приварено днище (7), к верхнему фланец. Сверху камера давления перекрывается крышкой, состоящей из вала (2), дисков захвата (I, 3), пальцев (9) для передачи крутящего момента и резиновой прокладки (10), обеспечивающей герметичность камеры. Крышка камеры давления крепится к корпусу болтами. Ста -кан камеры давления имеет штуцер (В) для подсоединения в коми -рессору, с помощью которого в камере создается давление воздуха.

Исследования сдвигоустойчивости в условиях бокового давле -ния проводились на цилиндрических образцах размером 40 х 140 мм. Образцы формовались совместно с верхним и нижним металлическими вкладышами при нагрузке равной 30 МПа в течение 3 мин. Верхний и нижний вкладыши имеют ребра, которые обеспечивают надежное сое -динение их с образцом и предупреждают повороты образца относи -тельно вкладышей.

Методика испытаний следующая. На нагретые до определенной температуры образцы одевают резиновую рубашку, что предотвращает непосредственное воздействие воздуха на образец, и помещают в камеру. Образец помещают так, чтобы его верхний вкладыш совпал с нижним диском захвата крышки камеры. Между верхним вкладышем образца и нижним диском захвата ставят резиновую прокладку. Пос­ле тщательной проверки образца, герметично закрывают крышку каме ры. Затем рабочую камеру устанавливают на станине прибора для кручения. При этом камеру жестко крепят к стальной раме.

Испытания образцов в камере давления производятся в следую­щем порядке; после термостатирования в течение двух часов камеру с образцом соединяют с HHJKHHM диском прибора болтами. При этом вал, имеющийся в крышке стакана, позволяет соединять образец с фланцем прибора при любом расположении крутящей системы прибора.

- 86 -Крышка камеры с валом выполнена таким образом, что обладает очень незначительньм трением при вращении вала (около 80 г при испы -тании без давления, при боковом давлении трение достигает 160 г).

Камера с образцом вьщерживается в приборе 3-5 минут до ис­пытания для поддержания постоянной регулируемой контактным тер­мометром температуры, К камере присоединяют трубопровод от коми рессора. После проверки крутящей системы прибора подключают компрессор. С помощью регулируемой системы в камере создается рабочее давление воздуха, контролируемое по манометру. Сжатый воздух из камеры выходит с малым расходом. Для компенсации дав­ления, выжимающего вал из крышки камеры устанавливается груз требуемой массы с помощью рычажного пресса. Образцы подвергают­ся сдвигу при кручении с постоянной скоростью нагружения. На -гружение осуществляется с помощью конусного бункера с дробью.Пос ле разрушения образца или при прекращении эксперимента останав -ливагот подачу дроби и сбрасывают давление в камере.

Крутящий момент определяется по формуле

М = Р Я (4.1) где г - вес дроби, разрушивщей образец;

|С - радиус шкива установки. Предельное напряжение сдвигу рассчитывают по формуле

Lroax ~ \д/ (4.2) где W - момент сопротивления образца.

Боковое давление, создаваемое в камере, и вертикальное дав­ление, сообщаемое образцу, могут достигать 0,5 Ш а . Температура испытания колеблется в пределах 20...70 С; точность измерения напряжения сдвига до +0,01 Ш а .

- 87 -Каждому боковому и вертикальному давлению соответствовало

определенное сопротивление образца сдвигу, это позволяет по -строить график w g ^ O c A (рис. 4.2).

Угол наклона прямой характеризует угол внутреннего трения. Отрезок отсекаемой на абсциссе этой прямой, определяет величи -ну сцепления в асфальтобетоне.

Для определения iP и С можно пользоваться формулой: t = ^ 6 ' ' + c (4.3)

где А;^^ - неизвестные параметры; С - равно Ьо при (Э ~ О

Формулы для определения А и VU выводятся из следую­щих соображений.

Продифференцируем формулу (4.3)

Отсюда tp= а г с Ц k\i(o (4.4)

(4.5) Пользуясь уравнением Дерягина Б.В. для определения трения

можно получить *Т С = "jjp (4.6)

прологарифмируем уравнение (4.3) для двух значений Х^ и L^ .

Пусть известно L^ при (О^ и L2 при. О о Составим уравнение для определения двух неизвестных CQ И П

%-Со = Аб,^ (4.7) Jil~Co - k^Oi (4.8)

~ 88 -

т, / ^

мпа, /

^^^ f^ /

^3 / \ / ^

^3 / " ^г

Га ^ - ^ yV^

^^ i

Гу V Сз

Л^о 1 1

к 1 '

б^ <5^ (55 (5Г/^/7аг Рис. 4.2j. Графическое определение сцепления и

угла внутреннего трения.

- 89 -Т.-Со \

Из формул (4.7) и (4.8) можно определить Отсюда 4 Сп-С^А-СоУП-^ЛСол

(4.10) Т.-а

или = .^ (4.П)

4.2.3. Определение сдвигоустойчивости при трехосном сжатии

Этот метод применяют для исследования прочности асфальтобе­тона на сдвиг, а также для определения внутреннего трения и сцепления. По многочисленным данным, схема испытания при трехос­ном сжатии достаточно полно соответствует характеру работы ас­фальтобетона в покрытии ^23].

При испытании образца в условиях трехосного сжатия, сдвиг в образце происходит вследствие неравенства главных напряжений (Oj( и O^llSSJ.Схема испьиания образца показана на рис. 4.3.

При испытании асфальтобетонных образцов на прочность при сжатии с боковым и без бокового давления, использовали прибор на кручение, сконструированный в ХДЦИ и модифицированный авто -• ром. Прибор снабжен динамометром ДПУ-01-2, который подвешивает­ся в конце рычага с соотношением плеч I : 8 и фиксирует усилие передаваемое на образец. Используемый динамометр позволяет опре­делять разрушающую нагрузку с точностью до I кг. Образцы изго -товляли в виде циливдров диаметром 70 мм и высотой 130 мм.В ниж нюю часть образца запрессовывали металлические закладные детали для крепления еговкамере. Верхняя часть образца свободна.Форла образца до испытания и после испьп-ания показана на рис. 4.4,

Перед HcnbroaHHeM образец и камеру вьщерживают при . задан-

н^ 1

4

- 90 -

рк (5'7б>

V//////X//77777. и

-йИ гТ

^

U

Рис. 4.3. Схема испытания образца

Рис. 4.4. Образцы асфальтобетона до разрушения и после разрушения в условиях трехосного сжатия.

- 91 -ной температуре (50 + 2°С), таким образом, чтобы в момент за­крепления камеры с образцом в установке, температура оставалась в пределах заданной. При этом верхняя часть прибора должна нахо­диться в таком положении, чтобы нагрузка полностью передавалась на образец. Камера с образцом в установке выдерживается 2-3 мин. Предварительно выставляют динамометр так, чтобы стрел­ка находилась в нулевом положении.

При испытании образца с боковым давлением после закрепления камеры в установке, подключают к форме компрессор и в течение 1-2 минут выдерживают давление.

В емкость для подачи дроби помещают груз весом 10-15 кг. Затем емкость загружают дробью со скоростью 24 кг/мин. В процес се испытания по шкале динамометра следят за движением стрелки и ее максимальное показание принимают за нагрузку, разрушающую об­разец.

Предел прочности при сжатии образца вычисляют по формуле R — граа t + lU сж~ Г (4.12)

где ifdi.- разрушающая нагрузка; {^ - длина рычага; С- = 8 м; rtV - масса диска, tW- = Ю кг; р - первоначальная площадь поперечного сечения

2 образца, см .

Для определения внутреннего трения 0 и сцепления С использовался график в координатах боковое давление - предел прочности при сжатии.

4.2.4. Определение прочностных характеристик асфальтовых систем

Испытания, нормируемые ГОСТ 9128-76 не позволяют получить

- 92 -ряд сведений о свойствах материала, необходимых для расчета до­рожных одежд.

вен 46-76 нормирует два вида характеристик: деформатив-ные и прочностные - модуль упругости, предельное сопротивление разрушению при изгибе для связных материалов и зггол внутреннего трения и сцепление для несвязных.

Однако приведенные в этом документе усредненные характерис­тики асфальтовых бетонов не учитывают тип асфальтобетона, вяз -кость битума. Кроме того, характеристики физико-механических свойств даны в очень широких пределах.

Основной характеристикой прочности асфальтобетона, является сопротивление растяжению при изгибе Ки5г , которую определяют при испьтании балочек размером 4 х 4 х 1бсмна изгиб при кратковре -менном и длительном действии нагрузки.

Величину сопротивления растяжению при изгибе асфальтобетона определяли на образцах-балочках с размером 4 х 4 х 1бс14Испыта -ния производились на рычажном прессе с соотношением плеч 1:8,

Предел прочности на растяжение при изгибе рассчитывали по формуле 5P-t

Rusr~ 2 ^ 1 ^ (4.13) где Р - разрушающая нагрузка, кг с;

V - расстояние между опорами, см; (V и - высота и ширина балочки, см. Для принятых размеров образца VwbT = 0,328Р.

4.2.5. Методики исследования реологических характеристик асфальтобетона

Исследование реологических свойств асфальтобетона предпола­гает установление взаимосвязи деформации и соответствующих им

- 93 -

напряжений с учетом временного фактора. Установление такой взаи мосвязи возможно при различных методах испытания, основными сре­ди которых являются:

1. Исследование ползучести (при (S^^COHS't ) . При осуще­ствлении этого метода напряжение прилагается к образцу мгновен­но и поддерживается постоянным в течение всего времени испыта -ния, в процессе которого измеряется дефорлация как функция вре­мени. Результаты измерения обычно выражаются в виде зависимос­ти модуля упругости или податливости от времени,

2. Исследование при деформировании с постоянной скоростью нагружения (О =^CX)lvS"t)

Напряжение в образце увеличивается линейно со временем и в процессе испытания изменяется деформация как функция времени, Результатом испшания обычно является установление временной за­висимости модуля упругости или податливости при определенном зна чении напряжения в испытываемом образце.

3. Исследование релаксации напряжения ()[=: COIVSty При этом методе испытания образец подвергается определенной

деформации, после чего фиксируется изменение напряжения в образ­це во времени. Результаты испытания обычно выражаются в виде за­висящих от времени релаксационных модулей.

Любой из методов может бь^ь осуществлен при различных схе -мах напряженного состояния: сжатии, растяжении, изгибе балочек, на двух опорах или изгибе консоли, сдвиге при кручении или при трехосном сжатии.

Для иззд^ения зависимости структурно-механических свойств ас­фальтобетона в режиме ^ = COfl'S't от величины нагрузки, време­ни и температуры Ю.П.Ткачуком была разработана сравнительно про­стая по конструкции установка, обеспечивающая высокую точность

- 94 -эксперимента. Нагружению подвергается консольная балка размером 4 X 4 X 25 см, вертикально закрепленная на нижней плите уста -новки. Вертикальное расположение образца исключает влияние соб­ственной массы на величину деформации, а клеевое соединение бал­ки с плитой основания и закладной деталью вверху устраняет смя­тие на опорах, что обычно вносит серьезные погрешности в резуль­таты испьтания.

Таким образом, принятая схема свободна от недостатков, ко­торые имеют место при испытаниях балок на изгиб на двух опорах. К достоинствам консольной схемы относятся высокая точность экс­перимента, возможность работать в области малых деформаций при использовании стандартной измерительной аппаратуры. Рабочий узел установки представлен на рис. 4.&.

Асфальтобетонная балка I (рис. 4.5) эпоксидным клеем кре­пится к плите 2, которая жестко соединяется с основанием 10. К верхнему концу балки приклеивается закладная деталь 7 из дюралю миния специального профиля, обеспечивающая приложение изгибаю -щей нагруз1Ш по оси клеевого соединения. Наиболее ответственным этапом испытания при схеме о = COtvst является момент при­ложения нагрузки. Время приложения нагрузки должно стремиться к нулю, но при этом возникает удар и осцилляции, которые затухают в течение более или менее длительного времени, что зависит от жесткости испытуемого образца. Увеличение продолжительности вре­мени загружения не дает возможности исследовать область условно-мгновенной деформации. Компромиссное решение может дать примене­ние электродвигателя Уоррена 9, обеспечивающего при всех испы -таниях стабильную скорость опускания груза, равную 120 мм/мин.

Измерение деформаций производится индуктивным датчиком 4, входящим в комплект виброизмерительной аппаратуры ВИ6-5МА.Дат­чики закреплены на специально смонтированной жесткой раме.Меха-

~ 95

. 4.5. Рабочий узел установки для испытания образцов на изгиб

I) асфальтобетонная балке, 2) плита, 31 шкив,

• 4 : индуктивный датчик, 5] рессора, б: 1 стоика для опирания датчика, 7: 1 закладная деталь, з: подставка для грузов, 9 ) электродвигатель Уоррена, 9,

10^ ) основание.

- 96 -ническое перемещение балки, преобразованное датчиком в электри­ческий сигнал, фиксируется шлейфовым осциллографом H-I05. Сис­тема тарируется с помощью индикатора часового типа с точностью измерения I х 10''' мм.

Возможная максимальная температура испытания 50°С. Для за­дания и поддержания нужной температуры испьп-ательный стенд поме­щают в термостат, в котором заданная температура обеспечивается при помощи ультратермостата ТС-24. Заданный температурный режим поддерживается с помощью контактных термометров и термореле. Блок-схема установки и схема терморегулирования представлены на рис. 4.6 и 4.*7 .

Рабочие характеристики прибора: пределы нагружения - 10 гр - 1500 гр. время нагружения - 0,05 сек, трение в подшипниках и сопротивление датчика - 0,8 г. точность регулирования температзфы - 0,5°с,

„с точность измерения относительной деформации - I ' 10 . Статический модуль упругости определялся также при одноос­

ном сжатии при высокой положительной температуре (+50°С) на ци­линдрических образцах заформованных по вышеописанной методике.

Испьгаание производится в следующем порядке: образцы до ис­пытания выдерживают не менее 2 часов в термокамере при заданной температуре; устанавливают образец в термокамере под рычажным прессом и поддерживают температуру образца электрообогравате -лем, центрируют датчики перемещения над образцом через плоскую пластинку, включают измерительные приборы и подбирают пределы чувствительности аппарата МКМ.

После тщательной подготовки лентопротяжного механизма само­писца прикладывают нужную нагрузку на рычажном прессе. Измене -ние деформации регистрируется на ленте самописца. При этом выби-

- 9V

/ ^

^'^£20S

A — • — • l^J'^oa

Рис. 4.6. Блок-схема установки для испытания образцов на изгиб

I - образец; 2 - индуктивный датчик; 3 - усилитель ВН6-5МА; 4 - блок питания БНП-1; 5 - стабилизированный выпрямитель Б5-7; 6 - осциллогра(|) H-I05; 7 - блок питания П-133.

/ г д '9

Рис. 4.7i. Схема терморегулирования установки для испытания образцов на изгиб и растяжение

I - контактный термометр; 2 - электромагнитное реле МК7-48; 3 - магнитный пускатель; 4 - холодильный агрегат ФАК-1,5 м' ; 5 - ультратермостат ТС-24.

- 98 -рается максимальная скорость протяжки ленты в момент загруже -ния и через определенное время уменьшают скорость протяжки.

Нагрузки прикладывают ступенями, разгружая образец после каждой ступени нагружения. Принятая нагрузка составляет 0,25 МПа, ступенчатая величиной 0,05 МПа от рычажного пресса передавалась на образец через стальной штамп диаметром 7 см. Каждая ступень нагружения вьдерживалась 4 мин., 5 мин., 6 мин., 7 мин., Время действия нагрузки было равным времени отдыха. В конце времени действия нагрузки и отдыха после разгрузки обра­зец вынимают из термокамеры и выключают электрообогреватель.

0бработ1су полученных результатов производят с помощью та-рировочных графиков, полученных при проверке приборов. Тариров ка произведена таким образом, что одному мм диаграммы соответ­ствует 0,003 мм осадки.

Механические свойства асфальтовых материалов, как термо -пластичных, упруго-вязких систем, в значительной мере зависит от длительности действия нагрузки и от температуры. В связи с этим к ним, как и ко многим другим материалам, неприемлемо пред ставление о прочности как о пределе, выше которого материал те ряет устойчивость и разрушается, а ниже может сохранить цель -ность сколько угодно долго.

В связи с этим представляется необходимым использовать для характеристики прочностных свойств асфальтобетонных смесей по -казатель, который отражал бы как влияние температуры, так и уровня напряженного состояния. Указанным требованиям в полной мере отвечает показатель времени жизни материала, т.е. долго -временной прочности [-1-39] Под долговременной прочностью здесь понимается время, в течение которого происходит разрушение об­разца под действием приложенной статической нагрузки.

Для экспериментального исследования разработана следующая

- <Э9 -- методика определения показателя долговременной прочности,

а также критической деформ;щии. Образцы стандартного размера 4 х 4 х 16 см изготавливались

при давлении 30 Ш а . Балочки вьщерживались в течение 24 часов при комнатной температуре, для обеспечения протекания основных структурообразовательных процессов. После этого часть образцов, предназначенных для испытания при высоких положительных темпе -ратурах, термостатировали в камере при заданной температуре. Об­разцы испытывали на установке, блок-схема которой показана на рис. 4._8.

Образец устанавливают на рифли опорной площадки,фиксируют, датчик 2 в нулевом положении и включают самописец 4. Нагрузка передается на образец через грузовой рифль, соединенный тяжами с рычажным прессом (рис. 4.9^^. В момент нагружения одновремен­но включают секундомер для определения времени разрушения.

В процессе испытаний получают информацию о развитии дефор­мации самописцем и она фиксируется датчиком перемещений, уста -новленных под рифлем опорной площадки.

\'^^;р^в

^^££03

Рис. 4.8. Блок-схема установки для определения долго­временной прочности

I - образец; 2 - датчик перемещения; 3 - вибро-аппаратурау 4 - самописец; 5 - блок питания

- iOO -Обработку полученных результатов производят путем измерения

отклонения пера самописца от нулевой отметки на диаграммной бу­маге. Перерасчет измеренной величины в реальные единицы измере -ния производят с помощью переходного коэффициента, определенного при тарировке прибора. Тарировка производится таким образом, что одному мм диаграммы соответствует деформация на образец 0,45 мм.

Рис. 4.г9'. Установка для механических испытаний бетонов на органических вяжущих

I - образец; 2 - грузовой рифль; 3 - опорная площадка; 4,5 -части рычажного пресса; б - теплоизоляция холодильной камеры НС 250/70; 7 - холодильные батареи; 8 - вентилятор; 9 - фун­

дамент; 10 - емкость для дроби

-iOi -

4.2.6. Определение реологических показателей асфальтового бетона

Определение реологических характеристик в случае консольной балки

Одной из задач исследования является определение реологи­ческих параметров асфальтовых бетонов. Эти параметры должны оп­ределяться на основе реологической модели материала. Такая мо­дель должна учитывать основные свойства асфальтового бетона-мгновенную упругость, замедленную (эластичную) упругость,а так­же вязкие свойства. Стандартная реологическая модель материала, принятая в настоящей работе представлена на рис. 3.1.

Обозначим длительный модуль Ем Еэ

Рассмотрим консольную балку пролетом консоли нагрузкой г , '

^ - ' , .

-I \>

I if-

(4.14) загруженную на

где

Максимальные деформации такой балки в первый момент

\-5 ЕмЗ '" ^ момент ин ерции сечения

^" 12 Отсюда условно-мгновенный модуль г l i e

(4.16)

(4.17)

i02 -

После затухания деформаций (при Х-"

Отсюда длительный модуль ,

''* ) прогибы балки

(4.18)

(4.19) Зная деформации в первый момент времени С|\л ^ деформа -

ции после затухания во времени (JQ , можно по (4.17) и 4,19) рассчитать Ь м и ttj^ .По (4.14) тогда можно оп­ределить величину

(4.20)

Деформации такой балки при загружении развиваются следую -.им о а р а з д ^ ^ ^ ^ ^ ^ j - _ ^ ^

3 EvgJ ЗЕэЗ Или, учитывая (4.18)

evp _ tp Гм ,

(4,21)

6-6, 8 ЗЕэЗ El%v.LJ^t ех|р - tp Ем .

Обозначим, для сокращения записи

£,= где Тогда

'9 зЕэа - эластическая (замедленная) деформация

(4.22)

(4.23)

ехр tbE м J (4.24) U '-р м J 6э Логарифмируя, получим окончательно выражение для периода ре­

лаксации Х р р к

1,=- ' • ' в этом выражении -

t с.р^] (4.25)

t s - эластический модуль, определяет с я по (4.2)) Е м " условно-мгновенный модуль определяется по (4.17)

- 103 -

Для определения эластического модуля и э необходимо предварительно определить условноггдлительный модуль Ьу9- "° (4.19).

Ьй - деформации (прогибы) балки после затухания нагрузки.Они определяются из эксперимента. Берется последнее значение дефор­маций при наибольшем t Ь э - максимальная эластическая деформация. Для ее определения берут и м по первому отсчету. После этого рассчитывается ве­личина £ з п° формуле (

О э ^ ( J ^ ^ C M (4.26) Коэффициент вязкости W рассчитывается по формуле.

В случае одноосного сжатия реологические характеристики оп­ределяются следующим образом.

При приложении к такой модели нагрузки ^ мгновенно де­формируется пружина с модулем Сум . Потом происходит посте­пенное сжатие пружины с модулем Еэ- и демпфера и с коэффициен­том вязкости ^ . При снятии нагрузки мгновенно разжимается пружина с модулем uyiv\ • После этого медленно разжимается пру жина Еэ- » преодолевая сопротивление демпфера П , с кото­рым она жестко связана.

Для стандартной трехэлементной модели реологическое урав -нение имеет вид (3.6)

На основе этой реологической модели могут бшръ определены реологические параметры материала.

Рассмотрим метод их определения при статическом загружении, который является наиболее простым и удобным. В этом случае на­грузка (o^C^tlbi либо (о^О (при нагружении и разгрузке соответственно). Но тогда Ц ^ г ^ п ^ уравнение (3.6) можно зш ростить.

- 104 -

Рассмотрим случай, когда реологические параметры определя­ются на рычажном прессе при нагружении цилиндрических образцов высотой п

Относительная деформация в этом случае равна

6о = -Ц- (4.29) где Q - полная деформация образца высотой И . Подстав­ляя ( 4.29) в 4.28) получим

b^^bVM (3 = — Еум Д^+ — ^ Н С (4.30) Наиболее "чистый опыт" в эксперименте может бьгоь получен

лишь при разгрузке образца. В этом случае нагрузка снята. Осо -бенности приложения нагрузки (неизбежные удары, трение в шарни­рах рычажного пресса и т.д.) не играют роли и не влияют на про­цесс деформирования. Деформации образца восстанавливаются сво -бодно, ничем не стесненные (например, трением в шарнирах прес -са).

Рассмотрим процесс разгрузки. При этом О - О iL- 1

Рассмотрим подробнее вопрос о том, какая именно деформация имеется в виду в уравнении (4.32). Этот вопрос важен для пра -вильной обработки диаграмм нагрузка-время, из которых могут бьп-ь получены значения реологических параметров.

Мы рассматриваем процесс когда нагрузка в момент времени t = О была снята.

= -4-Еэ6 (4-3" отсюда р. р-

- 105 -Согласно реологической модели в этот момент пружина [ум

(рис. 3.1) распрямляется. В "чистой" реологической модели она распрямляется мгновенно и далее развиваются только эластические деформации. Если же деформации "условно мгновенны", то распрям -ление пружины происходит за некоторый конечный, но малый проме -жуток времени. После этого деформации пружины Lt)M никак не влияют на систему П (см. рис. 3.1).

Поэтому (4.32) имеет ввиду эластические деформации, кото -рые будем обозначать индексом "Э".

С учетом этого обстоятельства перепишем (4.32) в виде ш Еэбэ f ~Щ^1 ^4.33)

Таким образом, задача сводится к определению О и Ьум,Сэ. Для этого необходимо, однако, ввделить условно мгновенную и эла­стическую деформацию, так как только зная их можно рассчитать мо­дули.

Рассмотрим вопрос, как ввделить эти деформации на диаграм -мах время-раст яжение (рис. 4,10).

Типовая диаграмма изображена на рис. 4.10. На начальном уча стке восстановления осадков вьщелим линейный участок, т.е. про -ведем линейкой прямую*

Построение показано на рис. 4.10 КА-бум = условно-мгно­венной деформации. Полная упругая деформация ВС'^'б^^бум'^Оэ-Она состоит из условно-мгновенной и эластической.

Отсюда эластическая деформация бэ'^^К-^Ьщ (4.34)

Условно-мгновенный и эластический модули ty«~ йуц ' Ь э - (Г^ (4.35)

Здесь С ^ - нагрузка, которая была приложена к образцу; П - высота образца.

•106

Рис. 4.IU. Схема-диаграмма время-растяжение.

Разобьем эпюру восстановления деформации на участки длиной X (см. рис. 4.10). Величина этого интервала может быть различ­ной. Будем замерять в каждой точке этого интервала значение вос­станавливающихся деформаций Ozi» Эластическая деформация в

- iOV -каждой точке определится по (4.34).

Коэффициент вязкости вычислим по формуле

ti=h C&A-^eJ '^г-Ь-л с ^С (4.36)

'2 где Lt^ - эластическая деформация в момент времени х.д ;

62. - то же Х^ . Точно такое построение можно выполнить для нагружения.

4.2.7. Методика определения кинетики уплотнения асфальтобетона

Важным технологическим показателем качества битумо^мине -ральньтх смесей является их уплотняемость. Важность его определя­ется тем, что он является одним из критериев, по которому на стадии лабораторных испытаний можно судить о рациональности по­добранной минеральной смеси. Уплотняемость можно характеризи -вать коэффициентом уплотнения или отношением объемной массы уп­лотненной смеси к объемной массе рыхлого материала. 1{оэффициент уплотнения необходим также для определения расхода материалов при устройстве слоев дорожной одежды.

Стандартной методики исследования уплотняемости минераль -ных смесей в лабораторных условиях не существует, поэтому на ка федре строительства дорог ХАДЙ разработана установка, позволяю щая параллельно с изменением уплотняющей нагрузки непрерывно контролировать толщину слоя, объемную массу, коэффициент уплот­нения.

Установка, приведенная на рис. 4.II, состоит из цилиндричес кой формы (3), диаметром 100 мм с двумя вкладьшами (2), между которыми помещается уплотненный материал. Уплотняющая нагрузка прикладывается к вкладышам с помощью пресса П-250. Для непре -рывного измерения и записи нагрузки пресс оборудован силоизмери-

- i08 -

тельной системой, состоящей из датчика усилия (I) и усилителя сигнала тензорезисторного датчика типа ПА-1.

С усилителя сигнал поступает на один из каналов самопишуще го прибора Н-338. На втором канале самописца регистрируется из менение толщины слоя, которое измеряется индуктимным датчиком перемещения (5) с точностью 0,01 см.

ч :<-'л'^'*и

о •>

/fepeMeHHoe со про тадле^ае

Усилитель /тгензо метра чеагии ПМ

сомопищущи^ прибор Н'ЗЗЬ

Рис. 4.п.. Установка для определения уплотняемости и модуля упругости материалов

Испытание проводится в следующем порядке. Отбирают навеску ранее подобранной и тщательно перемещенной смеси в количестве 1800 г и помещают в форму. Форму с нижним вкладышем устанавли­вают на плиту гидравлического пресса и вставляют в нее верхний вкладьш. Устанавливают на я[улевую отметку датчики перемещения и усилия и включают измерительные приборы. Производят измерение толщины слоя в рыхлом теле. Включают лентопротяжный механизм са

- i09 -мописца и прикладывают нагрузку к верхнему вкладышу формы. Из -менение толщины регистрируется на ленте самописца автоматически, параллельно с изменением нагрузки. Уплотняющую нагрузку плавно увеличивают до тех пор пока она не достигнет 10,0 Ш а , а затем выдерживают давление 3 мин., не вынимая из формы материала,при­кладывают следующую нагрузку до 15,0 Ш а .

Таким образом, через каждые 5,0 Ш а , увеличивают давление до максимально рассчитанной уплотняющей нагрузки.

Обработку полученных результатов производят путем измере -ния отклонения пера самописца от нулевой отметки на диаграммной бумаге. Пересчет измеренной величины в реальные единицы измере­ния производят с помощью тарировочных графиков, полученных при проверке приборов. Тарировка произведена таким образом, что од­ному мм диаграммы соответствует нагрузка 0,9 09 кг, передаваемая на образец соответственно деформация составляет 0,062 мм.

Зная площадь основания образца S » начальную высоту об­разца IUQ , и вес образца, определяют объемную массу асфальто-бетонаУ.

Зная объемную массу скелета образца, можно определить объемную массу образца при каждой уплотняющей нагрузке,исполь -зуя соотношение

K)fo'=\l4^ (4.37) Коэффициент уплотнения определяется по формуле

_ X где )( - средняя плотность;

YQ - плотность в процессе нагружения. Пористость асфальтобетонных образцов определяют по формуле

h-(i--§,} ,(4.39) где Уцл - истинная плотность асфальтобетона.

К ц = -v! (4.38)

- iiO -

Г Л А В А 5. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЬЕ ИССЛЕДОВАНИЯ

5.1. Физико-механические свойства асфаль­товых бетонов

Для экспериментальных исследований были приняты мелкозерни­стые асфальтобетонные смеси непрерывной гранулометрии типов А, Б, В, Г. Исследовались также свойства смесей с прерывистой гранулометрией типов А и Б. Мелкозернистые смеси были выбра­ны вследствие большей их однородности.

Для приготовления смесей применялся битум БИД 60/90. Содер­жание щебня и битума изменялось в широких пределах. Результаты определения физико-механических свойств представлены в табл.5.1-5,4.

Влияние содержания щебня. Этот вопрос представляет значи­тельный интерес, так как изменение содержания щебня является од­ним из основных путей повышения сдвигоустойчивости асфальтовых бетонов в условиях жаркого климата.

Как для смесей с непрерывной гранулометрией, так и для сме­сей с прерывистой гранулометрией увеличение количества щебня при водит к некоторому уменьшению средней плотности. Однако, это уменьшение незначительное. Существенной разницы между уплотняе -мостью смесей непрерывной и прерывистой гранулометрией не имеет­ся. Можно, однако, отметить несколько большую плотность и луч -шую уплотняемость смесей непрерывной гранулометрии. Это может быть объяснено и более плотным составом минерального остова.

Для регионов с жарким и засушливым климатом, которые рас-

- ш -сматриваются в настоящем исследовании, показатели водонасыщения и набухания не имеют решающего значения при выборе оптимальных составов смесей. Решающее значение в этом случае приобретают по­казатели механических свойств.

Т а б л и ц а 5.1. Физические свойства асфальтовых бетонов

непрерывной гранулометрии

Индекс смеси

Содержание j битума, % \ МП

Б ^Водонасы-;щение, i W ^

\Набухание, 1 Н , ^

3*) кг/м®

C-I5-20 5 1,92 4,3 0,33 2360 6« 1,60 2,3 0,4 2370 7 1,37 0,8 0,3

0,22

2380

C-I5-40 5 1,44 5,35

0,3

0,22 2370 6 1,20 1,33 0,4 2380 7 1,02 1,33 0,8 2390

C-I5-50 5 1,20 3,8 0,56 2360 б^ 1,00 1,73 0,51 2370 7 0,85 0,99 0,66 2380

C-I5-60 5 0,96 4,16 0,61 2340 б^ 0,80 1,73 0,52 2350 7 0,68 0,87 0,84 2360

П р и м е ч а н и е . C-I5-20 - смесь мелкозернистая с крупно­стью щебня 15 мм и с содержанием щебня 20%; C-I5-40 - тоже с содержанием щебня 40%. Звездочками обозначено оптимальное коли­чество битума.

Для смесей с непрерывной гранулометрией увеличение содержа­ния щебня с 20% до 60% приводит к закономерному уменьшению со­противления сжатию как при 20°С, так и при 50°С. Показатели проч-

- il2 -ности при сжатии асфальтобетона с каркасной структурой (содержа­ние щебня 50-605^) на 30-40% меньше, чем для асфальтовых бето -нов с базальной структурой (содержание щебня ZO-AQffo). Это имеет место в широком диапазоне изменения содержания битума 5-7%) и хорошо согласуется с ранее полученными многочисленными данными по этому вопросу! 19, 23 . Вероятно, высокие показатели проч -ности малощебенистых смесей стали причиной достаточно широкого их применения в последнее время в странах Западной Европы [J-' » 141, 142, 143, 1 4 ^ .

Для смесей с прерывистой гранулометрией картина более сложная (рис. 5.1, 5.2). В этом случае сильно сказывается влия ние вяжущего (табл. 5.3, и 5.4).

Однако, в соответствии с известной теорией прочности искус ственных строительных конгломератов Г145 объективные данные о свойствах материалов можно получить, сравнивая системы с опти­мальным содержанием вяжущего. Оптимальное содержание вяжущего для смесей с непрерывной гранулометрией равно 6%, а для смесей с прерывистой гранулометрией типа А - 5,5%, а типа Б - 6,5%.

Таким образом, оптимальное содержание вяжущего в обоих рас сматриваемых случаях близки, а показатели прочности существенно различны. Прочность, как при 50°С, так и при 20°С, вьш1е для ас­фальтобетонов с прерывистой гранулометрией даже для смесей типа Б. (рис. 5.1). При этом смесь типа Б с прерывистой гранулометри­ей не является оптимальной по своему составу IJ46J , так как она отличается низкой плотностью минерального остова. Тем не ме нее, даже такие смеси обеспечивают высокие механические свой -ства, благодаря наличию в ней каркаса из минеральных зерен.Более совершенным каркасом, как показано Н.В.Горелышевым [J46J ха -рактеризуется сжесь типа А.

- из

'^О за Си^,о/

Рис. 5.1. Зависимость прочности асфальтобетона / гссж / от со­держания щебня /С^/для смесей: I - непрерывной; 2 - прерывистой гранулометрии.Битум БЦД 60/90

Рис.5.2. Изменение прочности при сжатии / к,сж / от содержания битума / Cs / для смесей типа А,Б, - I - непрерывной; 2 - прерывистой гранулометрии, тип А, тип Б.

- 114 -

Т а б л и ц а 5.2 Механические свойства асфальтовых бетонов

непрерывной гранулометрии

! ма,% 1 К20 1 К50 1 D ^ j ^Яо j К50

C-I5-20 5 4,2 1,2 3,18 0,75 3,6

б^ 5.4 1,7 4,62 0,85 3,2 7 3,4 1,3 3,22 0,94 2,6

C-I5-40 5 3,8 1,2 3,27 0,84 3,3 б« 4,4 1,6 4,01 0,90 2,9 7 3,4 1,3 3,1 0,92 2,9

C-I5-50 5 3,5 1,0 3,03 0,87 3,4 б* 4,4 1,3 3,84 0,87 3,2 7 3,4 1.0 3,22 0,95 3,4

C-I5-60 5 2,2 0,6 2,13 0,85 3,7 б« 4,3 1,2 3,81 0,83 3,7 7 2,2 0,8 2,04 0,95 2,6

Для рассматриваемого региона большой интерес представляет влияние содержания щебня на коэффициент температурной чувстви -тельности асфальтобетона. Этот коэффициент для смесей с оптималь ньм содержанием вяжущего не зависит от содеркания щебня, так как он полностью определяется качеством температурной чувствитель­ности битума, что хорошо согласуется с данными |_ 23, 74, 7бТ.

Влияние содержания битума. Битум оказывает наибольшее влияние на свойства асфальтовых бетонов, как материалов со структурой коагуляционного типа.

- ii5 -Это влияние сказывается как на уплотняемости смесей, так и

на показателях прочности асфальтовых бетонов. Наиболее сильно влияние содержания битума сказывается при повьш1енных температу­рах, когда структура битума в наибольшей мере разрушена. Увели­чение содержания битума приводит к улучшению уплотняемости и повышению плотности.

Для каждого типа выбранных смесей, как непрерывной, так и прерывистой гранулометрии, определялось оптимальное количество битума по стандартной методике подбора составов, согласно 113б] по показателям прочности при сжатии.

Т а б л и ц а 5.3 Физические свойства асфальтобетонов

прерывистой гранулометрии ! иодержание ! ~Т ! ьодонасы- ! riaoyxa -Индекс ! битума, % ! Ti кг/м ! щение. И/ ! ние Н, % . I БЦОГ б0/'90 I " \ % ^^ \

C-I5-54

C-I5-43

5 2330 5,47 2,5 5,5^ 2330 3,64 2,06 6,0 2320 2,50 1,38 6,5 2340 2,20 1,06 7,0 2360 1,5 0,98 5 2260 8,7 3,3 5,5 2290 6,05 3,05 6,0 2290 5,54 2,85 6,5* 2310 3,6 1,56 7,0 2300 2,1 1,20

П р и м е ч а н и е . Звездочками отмечено оптимальное содер­жание битума.

Результаты исследований показывают, что показатели прочно­сти при сжатии для всех смесей при температурах испытаний +20 и

- ii6 -50°C имеют максимум (рис. 5,2). Наибольшая прочность при сжа­тии при +20 и +50°С имеет место при содержании битума 5-6% и от­вечает требованиям ГОСТ 9128-76 для смесей с непрерывной гра -нулометрией. Показатели прочности при сжатии в водонасыщенном состоянии для смеси с прерывистой гранулометрией также имеют мак симум при 5,5% битума. Оптимальное содержание битума для смесей типа А с прерывистой гранулометрией соответствует 5,5% при +20°С и +50°С, тогда как для смесей типа Б оно находится в пределах 6,5%. Это различие объясняется тем,что смесь с содержанием щеб­ня 43% отличается большей удельной поверхностью минеральных зе­рен, чем смеси с содержанием щебня 54%, и при недостаточном со­держании битума они не обеспечивают оптимальной прочности.

Т а б л и ц а 5.4 Механические свойства асфальтовых бетонов

прерывистой гранулометрии

Ивдекс смеси

i Содержа (Ние ои-1 тума

j предел прочности при сжатии, iviiia \.^^го Ивдекс смеси

i Содержа (Ние ои-1 тума 1 Rzo I к го ! К^

5,0 5,2 1,4 4,75 0,91 3,7 5,5 5,3 1,8 5,075 0,93 2,9

C-I5-54 6,0 5,2 1,4 4,7 0,89 3,7 6,5 4,8 1,3 4,43 0,92 3,7 7,0 4,4 1,2 4,05 0,92 3,7 5,0 3,8 0,8 2,85 0,73 4,7 5,5 4,1 0,9 3,25 0,74 4,7

C-I5-43 6,0 4,2 1,0 3,75 0,88 4.2 6,5^ 4,6 1,7 3,78 0,81 2,9 7,0 3,9 1,6 3,85 0,97 2,7

В табл. 5.4 звездочками отмечено оптимальное количество битума.

- ilV -Одним из основных показателей,характеризующих свойства би­

тума, является адгезионная способность,предопределяющая водоус­тойчивость асфальтобетона.В этом отношении особенно интересно проследить изменение свойств асфальтобетона в водонасыщенном состоянии при изменении количества вяжущего.

На основании полученных данных был проведен расчет некото -рых коэффициентов,позволяющих судить о влиянии битума на проч -ность асфальтобетона.Основные показатели приведены в табл.5.5. Подсчеты показали,что с увеличением содержания битума,плотность асфальтобетона растет,а водонасьш1ение уменьшается;величины ( B"*"W ) , определяющая содержание жидкой фазы, уменьшает с я про­порционально количеству битума (рис. 5.3).

Т а б л и ц а 5.5 Влияние битума и жидкой фазы на физико-механические

свойства асфальтовых бетонов

Тип грану­ Содержа­ние биту­ма, Б %

i показатели прочности при сжатии лометрии , тип А

Содержа­ние биту­ма, Б %

1 ^ -W}-/ Rzo

1 Js' Прерыви­стая

5,0 5,5

10,5 9,1

4,463 4,17

1,218 1,331

1,838 2,383

6,0 8,5 3,77 1,533 2,383 6,5 8,7 3,14 1,331 2,176 7,0 8,5 2,678 1,038 2,018 5,0 9,3 2,63 1,210 1,38

Непрерыв­ная

5,5 6,0

8,8 8,3

3,72 3,113

1,257 0,968

2,272 2,206

7,0 7,8 2,025 0,605 1,733

Относительный показатель характеризует прочность материала при сжатии, приходящуюся на единицу массы вяжущего.При

118 -

(S^W), о/ /о

ff.e

8.3

7.0 so s.s do в.в ^<^,%

Рис. 5.3. Изменение водонасьщения / YV / асфальтобетона в за­висимости от содержания вяжущего / Cs / для смесей I - прерывистой; 2 - непрерывной гранулометрии

л?/7а

as

Рис. 5.4. Изменение прочности асфальтобетона / 1^ж / мости от содержания битума / С б / при

1-тип А (0,63 - 0,074) 2-тип А (0,315 - 0,074)

^^^%

в зависи-

- 119 -постоянном зерновом составе асфальтового бетона величина)(В про­порциональна количеству битума. Так как плотность асфальтового бетона изменяется в сравнительно узких пределах (табл. 5.1; 5.3), то величина У Б пропорциональна толщине пленки вяжущего на MHHepafibHbix частицах.

Для смесей с прерывистой гранулометрией этот показатель с увеличением содержания битума уменьшается. Для смеси с непрерыв­ной гранулометрией он имеет максимум при содержании вяжущего 5,5%. Аналогичная картина имеет место и для показателя прочно -сти при +50°С. В этом случае для смеси с прерывистой грануломет­рией максимум имеет место при содержании битума 6,0%, а для сме­си с непрерывной гранулометрией 5,5%.

Таким образом, в области повышенных температур имеется оп -тимальная толщина пленки вяжущего.

Показатель ^2х>/Х(^'^^) отражает влияние толщины плен­ки жидкой фазы (воды и битума). Для обоих типов смесей для этой величины также имеет место максимум.

Это явление можно объяснить следующим образом. Увеличение содержания битума связано с двумя процессами. С ростом содержа­ния битума возрастает до определенного момента количество и пло щадь контактов между минеральными частицами, что приводит к уве­личению. прочности системы. Однако увеличение содержания битума приводит /.также к увеличению толщины пленки органического вяжу­щего на минеральных частицах, что приводит к увеличению деформи­руемости и уменьшению прочности [35, I24J . Наличие макси­мума при изменении количества битума наблюдается и для сопротив­ления растяжению при изгибе [J^^»

Взаимодействие органического вяжущего с минеральной частью зависит от удельной поверхности и размеров частиц последней. Наибольшее влияние на величину удельной поверхности оказывает

f = ^

- 120 -наиболее мелкая составляющая - минеральный порошок. Толщина би­тумной пленки, однако, возрастает с увеличением размера частиц.

Толщину пленки битума можно определить, если известна удельная поверхность. Удельная поверхность минеральной части ас­фальтобетона была подсчитана по формуле, предложенной DuzlCH [147].

Z=:j~(o.1?6+0,33g+255HZe+155fj (5.1) где б.QfSJ (-."У - содержание фракции соответственно крупнее 10 мм; 5-10 мм, 0,315-5 мм; 0,074-0,315 и меньше 0,074 мм.

Расчетная толщина пленки для оптимального содержания биту­ма определялась по формуле И.В.Королева [99]

^У (5.2) где Б - количество битума по отношению к весу минеральной ча -сти, %;

^ - удельная поверхность зерен минерального материа­ла, м^/кг;

Y^ - плотность битума, >)^ = I г/см^; Д' - переводной коэффициент, К = 1 0 . Результаты расчетов по (5.1) и (5.2) представлены в

табл. 5.6. Как следует из данных табл. 5.6, толщина битумной пленки

увеличивается с увеличением количества щебня в смеси как с не-_^ прерывной, так и с прерывистой гранулометрией. Толщина пленки на смесях типа А с непрерывной гранулометрией в 1,45 вьш1е, чем толщина пленки в смеси тип А с прерывистой гранулометрией. Именно с меньшей толщиной битумной пленки и большей степенью структурирования битума в смесях с прерывистой гранулометрией связана и большая прочность асфальтобетонов на их основе.

Удельная поверхность минеральной час толщина битумной пленк

Непрерывная гранулометрия Наименование показателя

!"

количественное значение показателей для смесей

! Т C-I5-0 I C-I5-20 \ C-I5-40 {C-I5-50 jC-

Количество минераль­ного порошка,^

Удельная поверх -ность минеральной части, м /кг

12 9,6 7,2

19,5 15,66 11,8 9,77

Расчетная толщина битумной пленки, мкм 3,07 3,83 4,66 5,63

- 122 -Учитывая полученные данные при испытании асфальтобетонных .:

смесей двух типов гранулометрии и результаты исследования про -цесса структурообразования в асфальтобетоне с прерывистой грану­лометрией [l48, 149] целесообразно установить изменения прочности такого вида асфальтобетона в зависимости от прочности асфальтового раствора, приготовленного на битуме разной вязко -сти битума.

Были проведены исследования асфальтобетона прерывистой гра­нулометрии типа А, включающего щебень крупностью 15 мм и раствор ную часть, представленную в одном случае фракцией ••(0,63-0,074) мм, а в другом фракцией 0,315-0,074 мм.

Использование двух составов растворной части преследовало цель установить оптимальную гранулометрию асфальтобетона с пре -рывистой гранулометрией. В первом случае отношение между мини -мальнъм размером зерен щебенистой составляющей и максимальным размером зерен растворной части составляло 8, а во втором - 16. Для установления влияния растворной части на прочность бетона на первом этапе были определены прочность бетона из растворной части двух типов (табл. 5.7). Согласно полученным данным песча­ный асфальтобетон с максимальной крупностью зерен 0,63 мм ха­рактеризуется комплексом оптимальных свойств при содержании би­тума 8,5%, а бетон с максимальной крупностью зерен 0,315 мм -10%. При этом значения прочности при 20 и 50°С у двух типов бето­на практически одинаковы. В то же время повьшенный расход биту­ма для бетона оптимального состава (крупность 0,315 мм) свиде,: тельствует о большой пористости его минеральной части. Это мо­жет бьть связано с малым набором фракций, приводящий к недоста точно плотной упаковке зерен.

Этот недостаток песчаного бетона (растворной части с разме­ром зерен 0,315 мм) существенно сказывается на прочности асфаль-

Влияние содержания битума на физико-мех песчаных асфальтовых бетонов (раст

Индекс смесей Содержа -ние битум ма БНД 60/90 2Г/ кг/м^

Физике-механические хар J J

Песчаный (0.63-0,074) мм 7,5 I9I0

8,5^ I9I0 9,5 1870 12 1620

Песчаный (0,315-0,074) мм 9 1950

10* 1900 II 1870 12 1580

9,5 0,5 3,8 8,5 0,48 4,5 5,5 0,35 4,1 1,63 0,13 4,0

9,8 0,65 3.6 8,7 0,55 4,3 4,7 0,47 3,5 2,26 0,14 3,1

П р и м е ч а н и е . Звездочками отмечено оптимальное к битума.

- 124 -

тобетона с прерывистой гранулометрией типа А (содержание ра -створной части 46^). Действительно, табл. 5.8 при одинаковом содержании битума (5,5%) оптимальном по пределу прочности на сжатие, водонасьщение бетона с растворной частью кр/пности 0,315-0,074 мм практически вдвое больше чем бетона с раствор -ной частью крупности 0,63-0,074 мм. Тоже относится и к пока -зателю прочности при 50°С (рис. 5.4). Это свидетельствует о существенном вкладе растворной части в формирование прочности асфальтобетона и показывает, что при установлении оптимальных составов смесей с прерывистой гранулометрией большое значение имеет не только количество растворной части, но и ее качества плотность и прочность.

Влияние прочности растворной части на прочность асфальто­бетона может быть проиллюстрировано данными табл. 5.9. В ней приведены показатели прочности асфальтобетона, полученного сме шением щебенистой и растворной составляющей, предварительно об работанных битумом разной вязкости.

В соответствии с результатами определения битумоемкости по методу И.В.Королева было установлено, что количество биту­ма, необходимое для формирования оптимальных свойств щебенис -той части равно 3,5/ , а растворной части 8,5%.

Таким образом, при найденном ранее оптимальном содержании битума для всей смеси равном 5,5%, обеспечивалось и оптимальн ное его содержание для каждой составляющей.

Согласно приведенным данным введение битума 40/60 в щебе­нистую составляющую приводит к повьш1ению прочности при 20°С на 7%, а при 50°С на 9%.

Введение в щебенистую часть битума 20/40 приводит к росту прочности при этих температурах соответственно на 44% и 26%. Введение же битума 40/60 в растворную часть увеличивает проч-

Влияние содержания битума на физико-механи асфальтовых бетонов типа А с разной рас

Тип асфальто­бетона

Марка битума

j Содержа j |Ние ои-| |тума,% j кг/м^

' !

Н;У. Горячий, тип А (зерна 0,63-0,074мм) 60/90

5,0 5,5^/

2330 2330

5,2 3,8

0,93 0,45

6,0 2320 2,5 0,35 6,5 2340 2,06 0,26 7,0 2360 1,5 0,34

Горячий, тип А (зерна 0,315-0,074мм' 60/90

5,0 5,25

2240 2250

9,9 8,2

1,6 1,3

5,5?! 2260 7,8 0,96 5,75 2270 7,2 0,99

П р и м е ч а н и е . Звездочками отмечено оптимально количество битума

- 126 -ность при 20 и 50°С соответственно на 47^ и 46^, а битуь а 20/40 на 56% и 82%.

Таким образом, несравненно большее влияние на общую проч -ность асфальтобетона оказывает прочность растворной части. Это обусловлено тем, что растворная часть создает пространственный коагуляционный каркас, связывающий в единое целое (монолит) все составляющие асфальтобетона. В то же время щебенистая часть спо собствует образованию пространственного минерального остова.

Сочетание двух видов каркаса макро- и микро-структурного обеспечивает общую высокую прочность асфальтобетонов с преры -вистым типом гранулометрии.

Установленная закономерность определяющего влияния раствор ной части на прочность бетона открывает возможности регулирова­ния свойств асфальтобетонов введением битумов разной вязкости на растворную и щебенистую часть.

Для проверки этого предположения были изучены асфальтобе* тонные смеси с прерывистой гранулометрией типа А на битумах разной вязкости. Битумы разной вязкости получены смещением в различных соотношениях битума БВД 60/90 с битумом БНД 20/40.

Влияние вязкости битума на свойства асфальтобетона хорошо прослеживается по пределу прочности при 50°С (таблица 5.10).По мере перехода от битума БНД 60/90 к битуму БНД 20/40 прочность асфальтобетона растет. Для асфальтобетона,приготовленного на битуме БЦЦ 60/90 по традиционной технологии, она равна 1,6 Ш а , а для асфальтобетона,приготовленного на этом же битуме по раз­дельной технологии (предварительное смещение битума со щебнем и растворной частью с последующим смещением двух составляющих-1,1 Ша.

В случае предварительной обработки щебня битуглом БНД 20/40 (3,5%) прочность асфальтобетона при 50°С возрастает, однако не

- i2V -Т а б л и ц а 5.9

Влияние вязкости битума на физико-механические свойства горячего асфальтового бетона типа А с прерывистой

гранулометрией

Марка битума jКоличество 6HJ |тума в % в j У/ 3 i кг/м j Kt h^ Rsoj

МПа

БНД 60/90 щебне 3,5^ растворе 8,5 2250 5,9 1,08 3,4 I.I

БНД 20/40 Щ-3,5 БНД 60/90 Р-8.5 2320 4,58 0,57 4.9 1,1 БНД 60/90 Щ-3,5 БНД 20/40 Р-8,5 2320 4,12 0,67 5,3 2,0 БНД 40/60 Щ-3,5 БНД 60/90 Р-8,5 2320 5,5 0,70 3,6 1,2 БНД 60/90 Щ-3,5 БНД 40/60 Р-8,5 2320 4,45 0,64 5,0 1,6

достигает того значения, которое характерно для асфальтобетона на равном по вязкости битуме, приготовленном по обычной техноло­гии. Принципиальное изменение свойств наблюдается при предвари -тельной обработке битумом БНД 20/40 растворной части. При этом прочность асфальтобетона при 50°С не только превышает прочность асфальтобетона, приготовленного по традиционной технологии,но и достигает прочности асфальтобетона, приготовленного с использо -ванием только битума ВИД 20/40.

Таким образом, прочность пленки вяжущего на щебенистой сос­тавляющей асфальтобетона не играет решающей роли в обеспечении прочности на сжатие асфальтобетона, а прочность растворной части в этом отношении является определяющей. В связи с этим пред -ставляется возможньм направленно регулировать свойства асфаль-

- 128 -тобетона, вводя на различные его компоненты вяжущее разного ка­чества.

Т а б л и ц а 5.10 Влияние состава битума на физико-механические показатели

асфальтовых бетонов типа А (C-I5-54)

!количество !битума, % 41 S I Н . 1 & ' i " "Йа Марка

битума

БВД 60/90 О

БДЦ 20/40 БНД 60/90

С БНД 20/40 БНД 60/90

С БНД 20/40

О БНД 60/90

Р БНД 20/40 БНД 60/90

Р БНД 60/90 БНД 20/40

Р

5,5

3,5 8,5

8,5 3,5

5,75

Щ-3,5 Р-8,5 Щ-3,5 Р-8,5

Щ-3,5 Р-8,5

2330

2330

2330

2330

2320

2320

2320

3,8 0,45 5,4 1,6

5,05 0,64 4,2 1,6

5,0 0,88 4,9 1,7

4,8 0,81 4,6 2,1

5,0 1,08 3,4 1,1

4,58 0,57 4,9 1,4

4,12 0,67 5,3 2,0

П р и м е ч а н и е . Индексом "О" отмечен обычный битум, "С" - составленный, Р - при раздель­ном введении

5.2. Влияние состава асфальтового бетона на его сдвигоустойчивость

Для оценки влияния состава асфальтового бетона на сдви -

- 129 -

гоустойчивость необходимо учитывать комплекс свойств, связанных с этим явлением. Основной задачей при этом является выбор сдви-гоустойчивых бетонов в условиях жаркого и засушливого климата.

Сдвигоустойчивость определялась при кручении с вертикаль­ным давлением, при крзгчении с боковым давлением и при трехос -ном сжатии. Изучение сдвигоустойчивости производилось на мелко­зернистых асфальтобетонных смесях как непрерывной, так и пре -рывистой гранулометрии на битуме БНД 60/90. Испьгоания проводи­лись на цилиндрических образцах диаметром 70 мл и высотой 90 мм с площадью поперечного сечения 40 см . Температура испы­таний была принята равной +50°С. Такая температура в наиболь -шей мере отвечает климатическим условиям республики Чад. Испы­тания при более высоких температурах, которые также могут быть характерны для республики Чад, связаны со значительными экспе­риментальными трудностями и могут привести к ненадежным резуль татам.

При испытаниях вертикальное давление на образец принима -лось равным 0,0; 0,06; 0,125 Ш а ; боковое давление 0,0; 0,15; 0,25 МПа.

Шизико-механические свойства асфальтобетонов с различным типом гранулометрии, определяемые по стандартньм методикам,не всегда дают возможности выявить преимущество одного состава над другим с точки зрения обеспечения сдвигоустойчивости.

Влияние количества битума на сдвигоустойчивость. Одним из путей повьш1ения сдвигоустойчивости асфальтобетона является оп­тимизация состава, в частности, рациональное назначение количе ства битума.

Результаты испытаний асфальтобетона на сдвиг и на сжатие при высоких температурах ( 1 = 50°С) для смесей с непрерывной и прерывистой гранулометрией приведены в табл. 5.II и 5.12) по-

- 130 -

г, М/7а

0.35

030

о.гв

0.20

0./S

J j i

Т-50°С

/ ^

A^.S S.O 5.6 в.О Cs.

Рис. 5.5. Зависимость сопротивления сдвигу /С / о т содержания битума / Cg / д л я смеси

Тип А - при I - прерывистая гранулометрия; 2 - непрерывная гранулометрия.

М/7а

0.2S

О.20

О./б

Т^бО^'С 2 ^

у

МО MS 5.0 S.S Рис, 5.6. Зависимость сопротивления сдвигу / 6 /от содержания

битума / Св / для смесей Тип Б при: I - прерывистая гранулометрия;

2 - непрерывная гранулометрия.

- I3i -казывают, что показатели прочности при различном содержании би­тума имеют максимум, который определяет оптимальное содержание битума в смеси (рис. 5.5, 5.6).

Т а б л и ц а 5.II Изменение показателей прочности асфальтобетона от содержания

битума для смесей с непрерывной гранулометрией Т s 5 0 С

Индекс смеси Количество битума БВД 60/90 Сопротивление сдвигу Т. Ш а

"S" IT

Прочность при сжатии f^fi^Ma.

C-I5-0

C-I5-20

C-I5-40

5,5 0;21 1,24 6,0 0,23 1,36 6,6 0,22 1,45 7,0 0,20 1,63 7,5 - 1,50 8,0 - 1,40 8,5 - 1,22 9,0 - 1,15 4.5 0,15 -

5,0 0,18 1,19 5,5 0,27 1,32 6,0 0,26 1,73 6,5 0,23 1,28 7,0 - 1,17 4,0 0,20 -

4,5 0,23 -

5,0 0,25 1,12 5,5 0,28 1,38 6,0 0,23 1,22 6,5 - 1,20 7,0 - 1,07

- 132 -Продолжение таблицы 5.II

•2 ! 3 ! 5

C-I5-50

C-I5-60

4,0 0,11 -

4,5 0,15 -

5,0 0,24 1,43 5,5 0,31 1,63 6,0 0,27 1,33 7,0 - 1,02 3,5 0,16 -

4,0 0,25 -

4.5 0,18 1,09 5,0 0,16 1,33 5,5 - 1,22 6,0 - 1,12 7,0 — 0,83

Т а б л и ц а 5.12 Изменение прочности асфальтобетона от содержания битума для смесей с прерывистой гранулометрией при Т =+50°С

Индекс смеси !количество ! иопротивление ! ПрочностьГпрй ! битума, ! сдвигу, ! сжатии А"^, Ш а !(БНД 66/90)! г / Ш а ! ^ ^

C-I5-54

C-I5-43

4,5 0,284 1,43 5,0 0,333 1,88 5,5 0,353 1,43 6,0 0,279 1,33 6,5 - -

7,0 - 1,22 5,0 0,153 0,81 5,5 0,280 0,88

- 133 -Продолжение таблицы 5.12

"2 ! 3 Г 6,0 0,290 1,03 6,5 0,270 1,70 7,0 - 1,60 7,5 - 1,55

Из приведенных данных следует, что оптимальное количество битума, из условия обеспечения наибольшего предела прочности при сжатии, соответствует для смесей с непрерывной грануломет­рией (C-I5-0) - 1%\ C-I5-20 - 6^; C-I5-40 - 5,5^; C-I5-50 - 5,5%; C-I5-60 - Ъ%\ для смесей с прерывистой гра­нулометрией C-I5-54 - 5,5% и C-I5-43 -б>5%.

Оптимальное количество битума из условий обеспечения наи­большей прочности при сжатии и сдвиге не совпадает. В больший -стве случаев при сдвиге оптимальное количество битума меньше, чем при сжатии. Разница между этими оптимальными количествами достигает \%. Прочность при сдвиге для смесей с прерывистой гранулометрией больше, чем для смесей с непрерывной грануломет­рией.

Это связано с тем, что механизм разрушения асфальтобетона при сжатии и сдвиге различен. При сжатии разрушение происхо -дит главным образом вследствие бокового выпирания образца и возникающих при этом деформаций растяжения.

Согласно положениям физико-химической механики разрушение при этом происходит по пленкам органического вяжущего, как наиболее слабому элементу коагуляционной структуры. Поэтому ко­личество коагуляционных контактов и их свойства решающим обра­зом сказываются на процессе разрушения. При уменьшении содер -жания щебня в смесях с непрерывной гранулометрией количество

- 134 -мелких частиц возрастает. Соответственно увеличивается коли­чество коагуляционных контактов и возрастает прочность при сжатии.

Это подтверждается данными табл. 5.II, согласно которой наибольшим сопротивлением сжатию обладают смеси непрерывной гранулометрии с малым содержанием зе^на: (C-I5-0 и C-I5-20).

Определенное значение при этом имеет и однородность сме­си. Разрушение образцов зависит от неоднородности минеральной части. Наличие неоднородностей приводит к концентрации напря­жений, которые приводят к разрушению образца. Уменьшение со -держания щебня в смесях с непрерывной гранулометрией приводит к повышению однородности и увеличению прочности при растяже -НИИ.

Несколько иной механизм разрушения имеет место при сдви­ге. Деформации сдвига происходят вследствие взаимного смеще -ния частиц. При значительном смещении частиц, наблюдается яв­ление дилатансии - поперечного расширения, которое связано с возникновением растягивающих напряжений и соответствующих им деформаций. Для возникновения явления дилатансии, однако, не­обходимо, чтобы смещение частиц при сдвиге были соизмеримы с размерами частиц наиболее крупной фракции - т.е. щебня.

Чем больше размер крупной фракции и чем больше ее содер­жание в материале, тем больше величина предельных деформаций сдвига. Это подтверждается многочисленными опытами по сдвигу различных зернистых смесей, в том числе и с коагуляциоиной структурой - асфальтобетонных [l9, 23, 53, 74] . Соглас­но этим данным, чем крупнее размер зерен, тем больше предель­ное сопротивление сдвигу. Возможность смещения частиц минераль ного материала при сдвиге друг относительно друга зависит от взаимодействия их в зоне контакта.

- 135 -Наличие пленки органического вяжущего при высоких положи -

тельных температурах облегчает взаимное смещение частиц. При не­котором критическом содержании крупных зерен влияние пленки вя -жущего на прочность асфальтобетона оказывается решающим. Так большая толщина пленки в асфальтобетоне с 60% щебня приводит к снижению его сопротивления сдвигу (табл. 5.II).

Предельное сопротивление сдвигу зависит от двух параметров прочности сцепления и угла у внутреннего трения. При прочих рав­ных условиях сцепление определяется количеством и видом вяжуще -го, а также особенностями структуры асфальтового бетона, в ос -новном его дисперсностью. При увеличении содержания мелких фрак­ций в асфальтобетоне возрастает количество коагуляционных коитак тов и соответственно возрастает сцепление. Увеличение вязкости вяжущего и его количества до определенного предела также увели -чивает сцепление.

Влияние структуры асфальтового бетона на сцепление в опреде ленной мере соответствует влиянию его на сопротивление сжатию, рассмотренному выше. Это сходство определяется сходством процес­са разрушения материала при сжатии и сдвиге материалов, у кото -рых имеет место только сцепление.

Влияние структуры на угол внутреннего трения более сложно.С одной стороны развитие структуры коагуляционного типа, увеличе -ние содержания вяжущего и уменьшение его вязкости - облегчает смещение минеральных частиц относительно друг друга. При преобла Дании крупной фракции, либо при увеличении размеров крупных ча­стиц, особенно :.коагуляционной структуры,сказывается менее рез­ко. Угол внутреннего трения при этом увеличивается.

Таким образом, развитие структуры коагуляционного типа при­водит к двум противоположно направленным процессам - увеличению сцепления и уменьшению угла внутреннего трения. Увеличение содер

- 136 -жания щебня в асфальтовых смесях уменьшает сцепление, но увели­чивает внутреннее трение.

Поскольку предельное сопротивление сдвигу зависит как от сцепления, так и от угла внутреннего трения, то влияние на предельное сопротивление сдвигу степени развития структуры коа гуляционного типа зависит от вклада этих составляющих.

В.А.Золотарев показал, что оптимальное количество битума, которому соответствует максимальное значение коэффициента внут­реннего трения, обеспечивает формирование пленки асфальтовяжу-щего, обладающей значительным внутренним трением. При увеличе -НИИ количества битума вьш]е оптимального увеличивается количест­во свободного битума. При этом уменьшается прочность и дефор -мируемость прослоек асфальтовяжущего, по которым происходит скольжение более крупных зерен минеральной части при сдвиге,сни жается прочность на разрыв, следовательно, и снижается коэффи -циент внутреннего трения.

Ряд исследователей отмечали, что при повышенном содержании битума и высоких положительных температурах, битум выполняет роль смазки между зернами щебня, которая уменьшает угол внутрен него трения.

На рис. 5.7 представлена зависимость между оптимальным со держанием щебня и битума. Из этих данных следует, что оптималь­ное содержание битума при сжатии вьш1е, чем при сдвиге. С увели­чением содержания битума оптимальное содержание щебня уменьша -ется. Особо резкое уменьшение наблюдается при содержании битума 05,5 - 6,0%.

Это можно объяснить, рассмотрев подробнее роль щебня в фор­мировании сдвигоустойчивости асфальтобетона.

Сравнение результатов стандартных испытаний и испьтоаний на сдвиг показывают, что при довольно высокой прочности на сжатие

i3v

5.5

50

^•5

МО

/1 и

/

^ = » е — = ^

£0 МО ^щ.% Рис. 5.7. Зависимость между оптимальным содержанием щебня / Сщ /

и битума / СБ / для асфальтового бетона с непрерыв­ной гранулометрией, I - сжатие; 2 - сдвиг

^О зо МО ^^ ^<^.%

п^ Рис. 5.8. Зависимость сопротивления сдвигу 6 и предел проч­ности при сжатии /tcAf от содержания щебня / Ощ / на

асфальтобетон с непрерывной гранулометрией при I - ^j-= О Ша; 2 - 6^-= 0,15 Ша; 3 - Ц,.

- 138 -асфальтобетон с содержанием щебня 20^ обладает меньшей сдвиге -устойчивостью, чем асфальтобетон с повышенным содержанием щебня (40-50^). Это объясняется малым внутренним трением в асфальтобе­тоне с ZQffo щебня.

Характер изменения прочности асфальтобетона с непрерывной гранулометрией от содержания щебня, приведенный на рис. 5.8,по­казывает, что оптимальное содержание щебня, обеспечивающее вы -сокую прочность при сдвиге, колеблется в пределах 40-50%.При та­ком большом содержании щебня в асфальтовых смесях формируется прочный каркас из щебня.

При увеличении содержания щебня имеют место два конкурирую щих явления: формируется каркас, приводящий к увеличению внут -реннего трения и сопротивления сдвигу. При этом увеличивается содержание обвмного битума, растет толщина битумной пленки, и снижается сцепление. Внутреннее трение при этом несколько умень шается, так как битумные пленки облегчают возможность взаимного смещения частиц.

Оптимальному содержанию щебня соответствует наиболее эффек тивное сочетание свойств каркаса битумных пленок и асфальтовяжу щего. Оптимум битума соответствует оптимальному соотношению между сцеплением и внутренним трением. При увеличении количества щебня Bbmie оптимального, свойства асфаиьтобетона все в большей мере зависят от свойств пленок вяжущего и асфальтовя?кущего и прочность асфальтобетона уменьшается. При высоких положительных температурах это сопровождается уменьшением угла внутреннего трения, которое играет основную роль в обеспечении сдвигоустой -чивости.

Оптимальное содержание щебня не является постоянным и зави­сит от вцда применяемого щебня, природы вяжущего, условий приго­товления смеси и ее уплотнения, а так же от условия испытания

- 139 -

[_3б, 46j .Данные приведенные на рис. 5,8 показывают, что опти­мальное содержание щебня существенно зависит от схемы испыта -ния. При одноосном сжатии максимальная прочность достигается при содержании щебня 30% при нестесненном сдвиге - при 40%, а при сдвиге с боковым давлением при 50%. Это вызвано тем, что по мере изменения напряженного состояния изменяется роль щебня. Вклад щебня по мере перехода от одноосного сжатия к пространст­венно стесненному сдвигу в обеспечение сдвигоустойчивости растет.

Полученные данные позволяют сделать следующее заключение. Назначение оптимального содержания битума и щебня с целью обес­печения сдвигоустойчивости асфальтобетонного покрытия по резуль татам определения прочности при сжатии является ошибочным. Ис­пользование для этого метода Дюрьеза (широко применяемого в рее публике Чад) может привести к понижению сдвигоустойчивости по­крытия. Практически содержание битума должно назначаться на 0,5-1,0% меньше, чем установленное по методу Дюрьеза, а содер -жание щебня на 10-15% большим.

В целях более глубокого изучения сдвигоустойчивости асфаль тобетона с различным содержанием щебня в условиях всесторонне­го давления при температуре +50°С выполнены специальные иссле -дования. Испытания производили при сопоставимых значениях боко­вого и вертикального давления. Эти данные представлены на рис. 5.9 и 5.II.

Сопротивление сдвигу возрастает с увеличением вертикального давления (рис. 5.9, кривая 3). Если к образцу совместно с верти­кальным давлением приложить боковое давление, то сопротивление сдвигу значительно возрастает.

Проанализировать это явление можно используя теорию упруго­сти и принцип независимости действия сил. Так, согласно теории

- 140

as

a^

аз a Off o.os аУ£ (^^м/Усс

Рис. 5.9. Зависимость соп1ротивления сдвигу / ^ / от верти -кального и О ^ н бокового давления / Q r / Т. - 0,3 МПа; 2 - 0,15 Ш а ; 3 - боковое давление

отсутствует

Рис. 5.10. Схема к обозначению напряжений

- 141 -

0.5

O.'V

ад

Т^ЗО^'С 2

^ ^

J

И ^

COS о.-/ о.'/б аго 0.2S &f^Af/7ct

Рис. 5.II. Зависимость сопротивления сдвигу / 6 / от вертикального <о^ и всестороннего <Ь^ давления I - в отсутствие всестороннего давления; Z - при всестороннем давлении в отсутствии

вертикального

- 142 -

упругости, если к верхнему торцу цилиндрического образца прило­жить равномерно распределенную нагрузку О- , то в любьк нор -мальных сечениях нормальные составляющие напряжений равны б^." 9^/(5^-^^-О [134] касательные напряжения uz2~0

(рис. 5.10). Таким образом, имеет место сжатие образца в вертикальном

направлении. Если при отсутствии вертикальной нагрузки прило -жить к боковой поверхности равномерно распределенную нагрузку

( Q ^ , то радиальная и тангенциальная компонента нормальных на пряжений б ^ - б © ' 6 < Г • Нормальная компонента напряжений ^ g = 0. Касательные напряжения Lzi:~ О

Таким образом, в этом случае имеет место чистое радиальное сжатие.

Если к цилиндрическому образцу одновременно приложить на­грузки <0(, и ё г , то в материале образца возникает объемное сжатие. В этом случае среднее напряжение (Оср является сжимаю­щим.

бся^6г-^6г^6©=^<^-^2б^ (5.5) Объемная деформация Су такае является деформацией

сжатия

где ^ - модуль сдвига; fi - коэффициент Пуассона.

Такие напряжения и деформации приводят к упрочнению материа­ла и не могут вызвать сдвига или иного вида разрушения.

Если при отсутствии нормальных давлений (CDg~p,C05"= Оу к верхнему торцу образца приложить крутящий момент Л// ,то в сечениях, параллельных оси ^ (см.рис, 5.10), возникнут ка -сательные напряжения ч^г . Так как никакие нормальные напря.-/

- 143 -жения при этом не возникают, то имеет место чистый сдвиг.

При совместном действии нормальных СУ , боковых 0<г давлений и момента возникает сложное напряженное состояние. Если полагать, что разрушение материала в этом случае связано с энергией формоизменения, т.е. со сдвигами (так называемая пятая теория прочности), то прочность определяется октаэдри -ческими касательному напряжению, которое в этом случае являет ся расчетным Ср . Величина этого касательного напряжения по теории упругости

Ср - "5^ ^"Р ^5.7) где (Stiio - приведенное напряжение по этой же теории.

В данном случае (Onjb- " ^ (^e^^S-J (5.8)

Октаэдрическое напряжение по теории А.А.Ильюшина близко к наибольшему касательному напряжению в этой точке Стсос • Эти зависимости для рассматриваемого случая следует рассматривать как приближенные, так как они получены в теории упругости,ко -торая рассматривает малые упругие деформации. Предельное со -противление сдвигу возникает в тот момент, когда развиваются значительные необратимые деформации, которые искажают картину напряженного состояния, следующую из теории упругости. Кроме того, выводы теории упругости справедливы для случая закреп -ления торцов образца. Это не может быть реализовано в реаль -ном эксперименте.

Таким образом, приложение вертикальной и боковой нагруз­ки должны увеличивать предельное сопротивление сдвигу.

При отсутствии вертикальных и боковых нагрузок сопротив -ление сдвигу определяется сцеплением. Однако сцепление в зна -чительной мере определяет и сопротивление сжатию.

- 144 -Анализ приведенных в табл. 5.14 данных по сопротивлению

сдвигу при различном боковом давлении показывает, что оптималь­ное содержание щебня зависит от бокового давления. В отсутст -вне бокового давления большей сдвигоустойчивостью характеризу­ются асфальтобетоны с умеренным содержанием щебня, при макси -мальном принятом боковом давлении более сдвигоустойчивые ас­фальтобетоны с содержанием щебня, близким к 50%.

Если допустить, что боковое давление характеризует сопро­тивление массива,окружающего деформируемый в покрытии участок, то можно заключить, что в эксплуатационных условиях увеличение каркасности минерального остова будет приводить к росту сдвиго-устойчивости покрытия. Это хорошо согласуется с теоретическими представлениями Н.В.Горельш1ева и впервые экспериментально до­казано в настоящей работе.

Т а б л и ц а 5.14 Влияние содержания щебня на сопротивление сдвигу

при различном боковом давлении ё ^

Индекс i i i

Сопротивление сдвигу при ё^ J Ша смеси

i i i 0 } 0,15

I

i 0,25 i 0,3

C-I5-20 0,241 0,262 0,284 0,310 C-I5-40 0,281 0,305 0,324 0,350 C-I5-50 0,254 0,337 0,347 0,366 C-I5-60 0,244 0,282 0,300 0,308

С целью выяснения влияния вида напряженного состояния на показатели сдвигоустойчивости были выполнены испытания асфаль­тобетонных образцов в условиях бокового, вертикального давле -ния и трехосного сжатия. Для анализа полученных результатов бы­ла использована приведенная выше зависимость.

Z^p =^ C-h А (6 (5.9)

- 145 -Основные результаты испытания показаны в таблицах 5.14;

5.15; 5.16; 5.17; 5.18; 5.19 . В табл. 5.15 приведены данные о предельном сопротивле -

НИИ сдвигу смесей с непрерывной гранулометрией при различном вертикальном давлении (3^ .

Т а б л и ц а 5.15 Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания щебня при вертикальной пригрузке

Индекс 1 (6в^ \ % ГТГГ71 'с', 1 I i смеси \ щ^ i МПа ! ^ Г ! МПа 1 ^ ! А

C-I5-0 О 0,211

0,06 0,224 0,20 1,49 0,86

0,125 0,250 0,39

C-I5-20 О 0,248

0,06 0,260 0,24 1,56 I

0,125 0,286 0,40

C-I5-40 О 0,278

0,06 0,298 0,27 1,12 0,51

0,125 0,324 0,41

C-I5-50 О 0,310

0,06 0,326 0,31 . 1,17 0,43

0,125 0,348 0,3

C-I5-60 О 0,249

0,06 0,260 1,32 0,46

0,125 0,278 0,27 0,24

- 146 -

Т а б л и ц а 5.16

Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания щебня и бокового давления для асфальтовых бетонов с

с непрерывной гранулометрией

Индекс f Боковое • 1 f i омйом i ттавление. ; ^ . ; / ./t ; - : смеси j Боковое 1 t ! ! !

1 ^^J^MV j "^у Ш& ! ^ Ш а !^^Ша I / ^ ! А

C-I5-0 0 0,211 —

0,15 0,264 0,78 0,24

0,25 0,290 0,24 0,23

C-I5-20 0

0,15

0,248

0,298

—

0,25 0,336 0,26 0,30 1,09 0,27

C-I5-40 0 0,278 -

0,15 0,346 0,76 0,28

0,25 0,378 0,30 0,30

C-I5-50 0 0,310 -

0,15 0,360 1,01 0,35

0,25 0,394 0,33 0,31

C-I5-60 0 0,249 -

0,15 0,288 1,08 0,3

0,25 0,317 0,34 0,23

- 147 Т а б л и ц а 5.17

Зависимость показателей сдвигоустойчивости в асфальто­бетонах с непрерывной гранулометрией при трехосном

сжатии

т Индекс смеси

Боковое давление

Предел проч; ноети при j сжатии j t J град j ^^ ffia

C-I5-0

C-I5-20

C-I5-40

C-I5-50

C-I5-60

0 1,355

0,15 1,925

0,25 2,149

0 1,38

0,15 1,98

0,25 2,25

0 1,244

0,15 1,93

0,25 2,19

0 1.07

0,15 1,57

0,25 1,87

0 0,91

0,15 1,205

30

31

33

32

28

0,43

0,44

0,41

0,31

0,24

- 148 -

Т а б л и ц а 5.18 Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания щебня при боковом давлении для смесей с прерывистой

гранулометрией

Т т Индекс смеси I

! Боковое давление , , . ,

e^j Ша j Z Ша j t (f\ Cj МЩ ^ \

C-I5-54

C-I5-43

0,0 0,353 0,15 0,380 0,25 0,409 0,31 0,33 0,0 0,286 0,15 0,307 0,25 0,322 0,15 0,284

1,43 0,15

1,03 0,14

Т а б л и ц а 5.19 Зависимость показателей сдвигоустойчивости от содержания

щебня при трехосном сжатии для смесей с прерывистой гранулометрией

Т Индекс смеси Боковое - давление предел прочности! при сжатии Г) Л?

ktoK ) МПа t у град С J Ша

C-I5-54

C-I5-43

0 1,55 0,15 1,85 0,25 2,23 0 1,19 0,15 1,34 0,25 1,53

29

25

0,42

0,29

- 149 -Анализируя данные таблиц 5.14-5.18, можно заключить, что

как боковое, так и вертикальное давление приводит к увеличению сопротивления сдвига в 1,3-1,5 раза. Дальнейшее увеличение давления приводит к увеличению прочности для всех смесей, как непрерывной так и прерывистой гранулометрии. Большая сдвигоус-тойчивость достигается при испытании с боковым давлением.Мак -симальное значение сопротивления сдвигу имеет место при 40-50% щебня как при вертикальном, так и при боковом давлении.

Рассматривая зависимость прочности при сдвиге от содержа­ния щебня (рис. 5.12), а тагасе угла внутреннего трения от содер жания щебня, можно отметить, что оптимальное содержание щебня в условиях вертикального и бокового давления в пределах 40-50%, а в условиях трехосного сжатия в пределах 20% щебня. Следова -тельно, даже стесненное трехосное сжатие не позволяет раскрыть особенности деформационного поведения асфальтобетона при сдви­ге и не приводит к качественно новым по сравнению со стандарт­ным методом испытания.

Полученные результаты показывают, что независимо от мето­да испытания, угол внутреннего трения имеет максимум.Как еле -дует ,из рис. 5.13 с увеличением содержания щебня угол внутрен­него трения увеличивается до максимального значения. При этом максимум угла внутреннего трения отвечаетразному содержанию щебня при разных методах испытания. При свободном сдвиге он от­вечает 40% щебня, при сдвиге с боковым давлением 50%-б0%, а при трехосном сжатии - 40%.

Таким образом, кручение с боковым давлением в наибольшей степени способствует росту вклада внутреннего трения в обеспе­чении сдвигоустойчивости. Этим и объясняются большие показате­ли сопротивления сдвигу при этом методе испьтоания.

150 -

£0 Зо &о so С^.оу

Рис. 5.12. Зависимость сопротивления сдвигу / / и прочности при сжатии / /€ /от содержания щебня / С^ / в условиях бокового, вертикального и трехосного

сжатия I &^= &S = 0,0 Ша; 2 - <о^ = 0,125 Ш$: 3 ^г^ = 0,15 МПа; 4 - /^=0,0; 5 /Саг = 0,15 Ша,

- 151 <

38

32

2S

20

^\у2

' ^

1

-/2 2^ Зв ^3 Сщо/

Рис. 5.13. Зависимость угла внутреннего трения / ^ / от содер­жания щебня в условиях I - трехосного сжатия; 2 - бо

ковогодавления; 3 - вертикальнор©давления С,

0.3S

О.ЗО

0.2S

^ ^

- х л

>w/

^ ^

^i; \

:гГГ- . - — '

\

^S Сщс/^ О -/2 2^ зе Рис. 5.14. Зависимость сцепления О от содержания щебня

/ щ/ для смесей с непрерывной гранулометрией при I -трехосном сжатии; 2 - кручении с вертикальным давлени­

ем; 3 - кручении с боковым давлением,

- 152 -Сдвигоустойчивость асфальтобетона определяется не только

углом внутреннего трения, но и сцеплением. На рис. 5.14 следу ет, что показатель сцепления при испьп-ании на кручение как с боковым, так и с вертикальным давлением достигает максимально­го значения при 50^ содержания щебня, после чего уменьшается. При испытании на трехосное сжатие, максимум достигается при ZOfo щебня и при дальнейшем увеличении содержания щебня она уменьшается. Сцепление вносит существенный вклад в обеспече -ние сдвигоустойчивости. В асфальтобетонных смесях с малым со­держанием щебня сцепление достаточно высоко, так как высока степень структурирования битума минеральньм порошком, но об -щее сопротивление сдвигу мало, так как такой асфальтобетон из-за отсутствия каркаса из минеральных зерен отличается малым внутренним трением. Увеличение содержания щебня приводя к ро­сту внутреннего трения, обеспечивает высокую сдвигоустойчи -вость асфальтобетона. Но увеличение содержания щебня сопровож­дается ростом толщины пленки свободного битума уменьшением сцепления и в конечном счете снижением сопротивления сдвигу. Это наглядно иллюстрируется данными табл. 5.16, касающимися смеси C-I5-60. Несмотря на высокое внутреннее трение этот ас­фальтобетон из-за низкого сцепления уступает по сдвигоустой.гш вости асфальтобетонам с 20 и ADfo щебня.

Наличие оптимума щебня при сдвигоустойчивости отмечается также в исследованиях дру]?их авторов, как советских, так и за­рубежных [б9, 14_^ Так, например, по данным J. VcZSU7-~

C/ie/L оптимальное содержание щебня в сдвигоустойчивых асфаль товых бетонах должно находиться в пределах 50-65%.

Из данных, приведенн]ж на рис. 5.15 следует, что зависи­мости параметров сдвигоустойчивости от вертикального и боково­го давления для смеси типа А с непрерывной и прерывистой гра­нулометрией несколько различны.

- 153 -Так, с увеличением бокового давления; предельное сопро­

тивление сдвигу 2Г возрастает. При этом значения и для смесей с прерывистой гранулометрией больше, чем для смесей с непрерывной гранулометрией. Подобная закономерность имеет мес­то и при увеличении вертив:ального давления.

Для смесей с непрерывной гранулометрией сцепление также возрастает по мере увеличения бокового давления. Однако для смесей с прерывистой гранулометрией имеет место обратная кар­тина и сцепление, с увеличением бокового давления, уменьшается.

Угол внутреннего трения для смесей с непрерывной грануло­метрией с увеличением бокового давления практически не изменя­ется. Для смесей с прерывистой гранулометрией этот показатель по мере увеличения бокового давления возрастает. С увеличением вертикального давления сдвигоустойчивость смесей увеличивается. При этом следует отметить, что свойства асфальтобетонов с пре­рывистой гранулометрией исключительно чувствительны к содержа­нию щебня. Изменение щебня лишь на 8^ приводит к таким большим изменениям внутреннего трения, сопротивления сдвигу и прочно -сти при трехосном сжатии, которые для смеси с непрерывной гра­нулометрией не наблюдается в диапазоне изменения содержания щебня более 40^. Это свидетельствует о необходимости исключи -тельно точного дозирования щебня в производственных условиях.

Анализируя результаты испытаний при трехосном сжатии, а также при сдвиге с боковым давлением, можно заключить, что ме­тоды испытания оказывают значительное влияние на оценку сдвиго устойчивости. Различные методы приводят в различным оценкам показателей сдвигоустойчивоети. Наиболее объективными методами является трехосное сжатие и кручение с боковым давлением.

Большинство применяемых методов свидетельствует о том,что смеси с прерывистой гранулометрией более сдвигоустойчивы, чем

- 154 -смеси с непрерывной гранулометрией (рис. 5.16 и 5.17, табл. 5.18 и 5.19).

Проведенные исследования позволили установить закономерно­сти влияния содержания щебня на сдвигоустойчивость, показали преимущества смесей с прерывистой гранулометрией. Полученные результаты хорошо коррелируют с данными других авторов[_I46,I48J

М/7л

0.3S /5-

а ВО

о.г^

л?

-/о

1 5

^ — ^

7>5^^ с

- ^

^^v - * » — " ' % ' 2

С,М/7<х

0.3S

^30

0.2S

^.г € 0.05 O.-ZC? a/S 0.20е^,/^/7сх

Рис. 5.15. Зависимости о , LP ^ С от боковых давлений/<Йг / для смеси типа А при: I- ^г (непрерывной гранулометрии; 2 - (ff (прерывистой гранулометрии; 3 - С- (непре рывной гранулометрии; 4 ~ С (прерывистой грануломет­рии) ; 5 - ^ (непрерывной гранулометрии); б - ^

(прерывистой гранулометрии).

- 155 -

O.S'V

о. OS о.-/о О^О (^^/Щх Рис. 5.16. Зависимость сопротивления сдвигу / 6 / от бокового

давления 1 - смесь тип А с непрерывной гранулометрией; 2 - смесь тип А с прерывистой гранулометрией.

МГ7<х

/8

y.v

УО

Т=^^о^о £

#-^

" ^ " " ^

-

О. OS о.'/о O.-fS 0.20 <S;^^/^/7cx,

Рис. 5.17. Зависимость предела прочности при сжатии f К^ж / от бокового давления / (os"/ . ' I - смесь тип А с непре­рывной гранулометрией; 2 - смесь тип А с прерывистой

гранулометрией

156

5.3. Влияние свойств вяжущего на сдвигоустойчивость асфальтовых бетонов

Органическое вяжущее оказьшает существенное влияние на структуру и свойства асфальтовьк бетонов, в частности, на их сдвигоустойчивость. При сдвиге взаимные смещения частиц проис­ходят по пленкам органического вяжущего, покрывающего эти ча -стицы. Поэтому свойства пленок вяжущего оказывают влияние на развитие деформаций сдвига и предельное сопротивление сдвигу.

Наличие пленок органического вяжущего облегчает взаимные сдвиги частиц. Сдвиг частиц происходит по пленкам, которые за­полняют микронеровности и уменьшают молекулярное трение между минеральными частицами. Поэтому внутреннее трение асфальтобе -тонных смесей при наличии вяжущего уменьшается.

Сдвиг является сложным напрякенным состоянием. При взаим­ном смещении частиц возникает явление дилатансии - поперечного, по отношению к плоскости сдвига, расширения материала.Вслед -ствие дилатансии возникают растягивающие напряжения. Эти напря жения воспринимаются пленками органического вяжущего. Поэтому наличие вяжущего увеличивает сцепление и затрудняет развитие явлений дилатансии и сдвига. Можно полагать, однако, что это явление менее ощутимо, чем первый механизм, так как сцепление играет меньшую роль в развитии процессов сдвигообразования,чем внутреннее трение.

Структура и прочность пленок органического вяжущего зави­сят от реологических свойств вяжущего и особенностей его взаимо действия с минеральной частью, т.е. от сил адгезии и когезии.

- 157 -Эти силы больше для более вязких битумов. Поэтоц/ можно ожидать влияние вязкости битума на сдвигоустойчивость асфальтового бе -тона. С повышением вязкости прочность битумных пленок возраста -ет, что затрудняет процессы сдвига.

Влияние содержания минеральной составляющей было рассмотре­но выше. Здесь необходимо отметить еще один аспект этого факто­ра. При приготовлении асфальтового бетона основная часть вяжуще/ го расходуется на формирование пленки при обволакивании наибое -лее мелких частиц, так как эти частицы имеют наибольшую поверх­ность .

Однако наибольшая толщина пленки по данным М.Дюрьеза, И.В. Королева и О.Т.Батракова имеет место на крупных частицах. Со -гласно этим данным, толщина пленки органического вяжущего возра­стает пропорционально размеру частиц. Поэтому можно полагать,что при формировании структуры асфальтового бетона при перемешивании асфальтобетонных смесей имеет место некоторый дефицит вяжущего на крупных частицах, которые в значительной мере определяют про­цесс развития сдвига.

Вопросы влияния содержания и вида вяжущего на сдвигоустой -чивость асфальтовых бетонов наиболее подробно были изучены В.А. Золотаревым, который установил основные закономерности формирова ния сдвигоустойчивых структур асфальтобетона [23, 46j.

Однако вопросы влияния вязкости вяжущего на сдвигоустойчи­вость при повышенных температурах изучены недостаточно. Для регио нов с жарким и засушливым климатом, к которым относится респуб­лика Чад, этот вопрос имеет первостепенное значение.

При повышенных температурах структура и свойства битума изменяются. Тепловое движение ослабляет межмолекулярные и водо­родные связи (а частично и ковалентные связи) между компонента­ми битума. Вязкость битума при этом уменьшается. Соответствен -

- 158 -но уменьшается прочность пленок и прослоек битума и облегчает развитие процессов сдвигообразования. Для высоких температур этот процесс изучен недостаточно.

Обобщающей характеристикой сдвигоустойчивости является предельное сопротивление сдвигу.

Бы, выполнен цикл экспериментальных исследований влияния свойств вяя^его на сдвигоустойчивость асфальтовых бетонов.Не­которые основные результаты этих работ освещены ниже.

В табл. 5.20 приведены результаты определения сдвигоус -тойчивости асфальтовых бетонов при разной вязкости битума. Ас­фальтовый бетон с прерывистой гранулометрией имел индекс смеси C-I5-54. Прерывистая грацулометрия была в данном случае выбра­на noTOft^, что она обеспечивает большую сдвигоустойчивость, чем непрерывная грацулометрия. Содержание щебня в смеси было близким к оптимальному. Физико-механические свойства этой сме­си приведены выше, в разделе 5.1.

Т а б л и ц а 5.20 Влияние вязкости битума на сдвигоустойчивость асфальтового

бетона при температуре +50^С (обычная технология) мюли- шене- ! предельное сопротивление сдви-Марка !чвство !трация ! гу *t',Ша,при боковом давле-битума ! битума,! битума ! нии (Зг Ш а j ^ } I ^ j 07l5 j 0,25

БВД 60/90 5,5 61 0,353 0,373 0,393 Щ 60/90 с добавкой 8,5 БВД 20/40 3,5 55 0,376 0,382 0,408 БВД 60/90 с добавкой 3,5 ЩЦ 20/40 8,5 41 0,386 0,395 0,418 БВД 20/40 5,5 36 0,394 0,405 0,427

- 159 -Как следует из приведенных в табл. 5.20 данных, по мере

увеличения вязкости битума предельное сопротивление сдвигу ас­фальтового бетона возрастает.

Это имеет место как при наличии, так и при отсутствии бо­кового давления. Объясняется это тем, что изменение вязкости битума в наибольшей мере влияет на величину сцепления.В мень -шей мере оно сказывается на величине угла внутреннего трения.

Боковое давление влияет, в основном, на величину утла внутреннего трения. Одним из путей увеличения вязкости битума является применение добавок, которые изменяют структуру и свойства битума.

Наиболее эффективным является применение полимерных до­бавок, которые хорошо совмещаются с битумами.

Хорошие результаты обеспечивает добавка дивинилстирола (ДСТ) в гудроне |43] . При добавке ДСТ в битум формируется по­лимерно-битумное вязкущее (ПБВ) с лучшими адгезионно-когезион -ными свойствами и большей вязкостью.

Согласно данным Е.А.Веребской [l50] , температура раз­мягчения ПБВ равняется 51°С, пенетрация равняется 55°С,тогда как температура размягчения исходного битума БЦЦ 60/90 равна 47, а пенетрация равна 69. Т.е. введение полимерных вяжущих уменьшает пенетрациго, а температура размягчения увеличивается.

Наши исследования подтвердили существенное влияние ПБВ на физико-механические свойства асфальтовых бетонов. В табл.5.2Г приведены соответствующие данные для асфальтобетона C-I5-54 с прерывистой гранулометрией.

Как следует из приведенных данных, влияние ПБВ на физико-механические свойства асфальтового бетона весьма значительное, При использовании ПБВ увеличивается объемная масса, значи -тельно уменьшается водонасыщение, в три раза уменьшается набу-

- 1бО -хание. Основной эффект в данном случае обеспечивает за счет по­вышения вязкости вяжущего.

Т а б л и ц а 5.21 Влияние добавки ДСТ на физические свойства

асфальтового битума

Количеству битума,% показатели физико-механических свойств

1 [Средняя плоТ| водонасы-ность, V j щение. кг/см ! W %

набухание н - I. БНД 60/90 5,5 2250 6,9 1,08 2. БНД 60/90 3,5

ПБВ 8,5 2350 3,33 0,90 3. БНД 60/90 8,5

ПБВ 3,5 2330 3,87 0,60 4. ПБВ 5,75 2330 3,80 0,33

Поэтому можно ожидать соответствующего влияния ПБВ и на прочностные показатели. Это подтверждается данными табл. 5.22 для того же асфальтового бетона.

Т а б л и ц а 5.22 Влияние добавки ДСТ на прочностные показатели

асфальтового бетона

Вяжущее

БНД 60/90 5,5 БНД 60/90 3,5 ПБВ 8,5 БНД 60/90 8,5 ПБВ 3,5 ПБВ 5,75

йоличест! сопротивление ежа- ! иопротивление сдвигу, во биту-! тию, МПа ! Ша,при боковом дав-ма, % ! ! лении, МПа } 1 Лго I f<SO I ^2^ I 0,0 I 0,15 I 0,25

3,42 1,08 2,90 0,38 0,40 0,42

4,73 1,38 5,13 0,38 0,40 0,41 5,50 1,40 5,20 0,38 0,41 0,43

6,25 1,65 5,25 0,41 0,43 0,47

- 161 -Как следует из данных табл. 5.22, влияние добавки на проч­

ностные показатели асфальтового бетона также существенно.Наи -большее влияние вязкость вяжущего оказывает на сопротивление сжатию•

Меньшее влияние ПБВ оказывает на сдвигоустойчивость. Это объясняется подробно рассмотренной выше спецификой сдвига. При разрушении образцов при сжатии, деформации растяжения, возни -кающие при этом, играют гораздо большую роль, чем при сдвиге, когда деформации растяжения возникают вследствие дилатансии.При сдвиге определяющую роль играет внутреннее трение системы, на которую вязкость битума оказывает меньшее влияние на сцепление.

Выше отмечалось, что технология приготовления асфальтобе­тонных смесей такжэ. влияет на формирование толщины пленок вяжу щего. Поэтому было проведено исследование влияния вязкости вя­жущего на прочностные показатели асфальтовых бетонов. Суть ис­следования заключалась в раздельном смешении вяжущего со щеб -нем и мелкими фракциями.

В табл. 5,23 приведены показатели сдвигоустойчивости сме­сей при раздельном их приготовлении. Состав асфальтового бето­на такой же, как и в табл. 5.22.

Как следует из приведенных данных, при раздельном приго -товлении смеси сохраняются те же закономерности, что и при обычной технологии. Влияние технологии перемешивания в данном случае, однако, мало ощутимо.

С целью получения данных о влиянии на сдвигоустойчивость толщины пленки вяжущего различной вязкости на поверхности зе­рен растворной части и щебня были выполнены следующие циклы исследования. Для этого использовались раздельная технология введения вяжущего, по которой количество битума в щебне варьи­ровалось с пределах 2,5-4,5^ при использовании битума высокой

- 162 -вязкости (БВД 20/40), а в растворе 7,5-9,5^ при использова -НИИ битума менее вязкого (БЦД 60/90). Данные таблицы 5.24 по­казывают, что раздельная технология также влияет на сдвигоустой чивость смесей, приготовленных на битумах разных вязкостей, а именно, со снижением содержания вяжущего как в растворе, так и щебне, растет сдвигоустойчивость как в условиях бокового ежа -тия, так и без него.

Т а б л и ц а 5.23" Влияние вязкости битума на сдвигоустойчивость асфальтового бетона при температуре +50°С (раздельная технология)

Марка битума

! количе-tcTBO ! битума, ! % ! j

-шенетра-! !ция би- !

,!тума !

1 [ предельное сопротивление сдвигу Х • МПа при боковом

давлении ^ / - ,Ша Марка битума

! количе-tcTBO ! битума, ! % ! j

-шенетра-! !ция би- !

,!тума !

1 [ 0,0 j 0,15 1 0,25

БВД 60/90 5,5 61 0,378 0,398 0,410 БВД 60/90 Щ-8,5 БВД 20/40 Р-3,5 55 0,382 0,406 0,422 БВД 60/90 Щ-3,5 БВД 20/40 Р-8,5 41 0,394 0,418 0,430 БВД 20/40 5,5 36 0,402 0,425 0,436

Проведенные исследования подтверцили целесообразность при­менения более вязких вяжущих для повышения сдвигоустойчивости асфальтобетонов. Подтверждена целесообразность увеличения вяз -кости вяжущего за счет добавок ПВХ или применения ПБВ, а также показано влияние раздельной технологии на формирование прочной пленки вяжущего. Эффективным способом обеспечения сдвигоустойни вости асфальтобетона в условиях республики Чад является примене­ние битумов, более вязких, чем предусмотрено стандартами СССР.

-163-

Т а б л и ц а 5.24 Влияние количества битума на сдвигоустойчивость

асфальтобетона

z^irr! . ifgrggrerss ° ;!ъ Марка битума 0,0 0,015 0,25

БВД 20/40 ВЩ 60/90

Щ-2,5 Р-8,5 0,388

БВД 20/40 ШЩ 60/90

Щ-4,5 Р-8,5 0,358

БВД 20/40 БВД 60/90

Щ-3,5 Р-7,5 0,368

БВД 20/40 БВД 60/90

Щ-3,5 Р-9,5 0,360

0,408

0,386

0,39

0,388

0,436

0,413

0,43

0,414

5.4. Планирование эксперимента и математическая модель сдвигоустойчивого асфальтобетона

Построение планов и последовательное развитие их в процес­се проведения опытов на базе обоснованной и апробированной на практике теории позволяет значительно сократить количество экс­периментов, сроки и стоимость их проведения. Математическая мо­дель материала является обобщением экспериментальных данных.Она в компактной форле отражает его свойства. Модель позволяет про­гнозировать и оптимизировать свойства материала.

С целью определения влияния состава асфальтобетона на его сдвигоустойчивость целесообразно применять метод планирования эксперимента и разработку математической модели.

- 164'-

Основными этапами планирования эксперимента являются: 1. Составление матрицы планирования эксперимента. При по­

мощи этой матрицы с минимальным числом опытов можно достаточно полно учесть все возможные варианты сочетания рассматриваемых факторов, влияющих на исследуемые явления.

2. Проведение эксперимента и его анализ. 3. Составление на основе эксперимента математических мо­

делей, описывающих основные закономерности исследуемых явлений. Такие модели с достаточной точностью дают возможность изучения влияния как отдельного фактора, так и одновременной совокупно­сти всех факторов на исследуемое явление.

В качестве рассматриваемых факторов в планировании экспе­римента в данном случае приняты следующие:

Xj - содержание щебня, %; Xg - вертикальное давление, Ш а ; Х^ - боковое давление, МПа; Основные уровни и интервалы варьирования факторов приведе­

ны в табл. 5.25, Т а б л и ц а 5.25

Уровни и интервалы варьирования факторов ! Размер \ уровни j Интервал

Факторы I ность |„ижний {средний jверхний | варьирова-I t (-1) f СО) j C+I) j

Xj % 20 40 60 20 Xg Ш а 0 0,06 0,12 0,06 Xg Ш а 0 0,15 0,30 0,15

В качестве модели исследуемых явлений применена полиноми­нальная модель второго порядка следующего вида:

-165-

где Д, , ^' , "/z-, ^ y - выборочные коэффициенты регрессии; ^J) ^^ - рассматриваемые факторы;

I / t t - ~ индекс соответствзгющих факторов; К- - число факторов; Л и - исследуемое явление (функция отклика).

Эксперимент осуществлен по некомпозиционному плану типа Бокса-Бенкена (ВВд) |_I5lJ с одной центральной точкой.

В этом случае общее количество опытов определяется соотноше­нием f^

где К - количество факторов при /Г= 3.

Для выбранных факторов приведена матрица в виде таблицы 5.26. Т а б л и ц а 5.26

Трехуровневый план Бокса-Бенкена

Уровни переменных j Действительные j Исследуе-J 1 j 1 J j- мое явле-

Xj j Xg i ^3 i ^i i ^2 ! ^3 i ™^y^^ ~ 2 — ! — 3 — ! — 5 — i — 5 — i — б — i — 7 — ! в

I +1 +1 0 60 1,2 1,5 0,344 2 +1 -I 0 60 0 1,5 0,303 3 -I +1 0 20 1,2 1,5 0,302 4 -I -I 0 20 0 1.5 0,292 5 +1 0 +1 60 0,6 3,0 0,432 6 +1 0 -I 60 0,6 0 0,362 7 -I 0 +1 20 0,6 3,0 0,348 8 -I 0 -I 20 0,6 0 0,287 9 0 +1 +1 40 1,2 3,0 0,487

-166-Продолжение таблицы

" П 2 ! 3 ! 1 ! 5 ! 5 Г~7— 10 0 +1 -I 40 1,2 0 0,284 II 0 -I +1 40 0 3,0 0,367 12 0 -I -I 40 0 0,0 0,241 13 0 0 0 40 0,6 1,5 0,306 14 0 0 0 40 0,6 1,5 0,306 15 0 0 0 40 0,6 1,5 0,306

В результате соответствующей обработки экспериментальных данных получены следующие уравнения регрессии в безразмерном

где Cf i ^z » (^fo - постоянные, которые определяются рпутем расчета на ЭЦВМ.

Подставляя значения коэффициентов С/ , Q »• • • ^fl- получен­ные на ЭВМ с применением программы -4" на языке "ФОРТРАН", получено после расчетов на ЭЦВМ EC-I0-20 в ВЦ ХАДИ, следующее уравнение: Z = 3,06 + 0,265Xj + 0.267X2 + 0,575X3 + 0,0775XjX2 + + 0,0225X^X3 + 0,192X^X3 + 0,0837Х| - 0,041Х| + 0,428Х|

Для того, чтобы проверить соответствие полученной математи­ческой модели изучаемому явлению, произведена ее проверка на .адекватность, представляющую собой оценку ошибки аппроксимации.

Для каждого опыта определяется значение отклика ул. и значения, вычисленные по уравнению регрессии. Расчет ведется в табличной форме.

-167-Необходимо также вычислить опытное значение критерия Фише­

ра, которое нужно сравнить с его теоретическим значением, взя -тым при заданном уровне значимости сС . При этом должно соблю­даться такое соотношение:

Х/^теор. - модель адекватна г OHHTHw^

^г"теор. - модель неадекватна.

Дисперсию адекватности ^cfo рассчитали по форлуле:

где у п. - расчетное (теоретическое) построчечное значение функции отклика;

У(1 - опытное построчечное среднее значение отклика; N - число опытов; О - число коэффициентов регрессии.

По данным опьгоов общая опытная дисперсия всего эксперимен­та равна А/ tn -^ \Z

где t t t - число параллельных опытов; U/j - частное опытное значение функции отклика; ^ - число опытов

jj=z — i — ^Jff=r qo?8f

Теоретическое значение критерия Фишера определяем по таб­лице 4.12 [l52j для уровня значимости <^ = 0,05 и числа степеней свободы:

План типа с расчетными зн

Номер {

! h план ! • гасчетная

опытов {

! h ! ^2 ! h ! Уо=Хо ! h ! h ! h ! 4 ' !

I +1 +1 0 0,344 +0,344 +0,344 0 0,344 0 2 +1 -I 0 0,303 +0,303 -0,303 0 0,303 0 3 -I +1 0 0,302 -0,302 +0,302 0 0,302 0 4 -I -I 0 0,292 -0,292 -0,292 0 0,292 0 5 +1 0 +1 0,432 +0,432 0 +0,432 0,432 0 б +1 0 -I 0,362 +0,362 0 -0,362 0,362 0 7 -I 0 +1 0,348 -0,348 0 +0,348 0,348 0 8 -I 0 -I 0,287 -0,287 0 -0,287 0,287 0 9 0 -I +1 0,487 0 +0,487 -0,487 0 0 10 0 +1 -I 0,284 0 +0,284 -0,284 0 0 II 0 -I +1 0,367 0 -0,367 -0,367 0 0 12 0 -I -I 0,241 0 -0,241 -0,241 0 0 13 0 0 0 0,306 0 0 0 0 0 14 0 0 0 0,306 0 0 0 0 0 15 0 0 0 0,306 0 0 0 0 0

-169-

Результаты расчетов Т а б л и ц а 5.28

план ^"асчетные результаты Номер опытов

1 i 2 { h \ У- \ Art ЛЯ

I

2

3

4

5

б

7

8

9

10

I I

12

13

14

15

+1 +1 0 +1 -I 0 -I +1 0 -I -I 0 +1 0 +1 +1 0 -I -I 0 +1 -I 0 -I 0 +1 +1 0 +1 -I 0 -I +1 0 -I -I 0 0 0 0 0 0 0 0 0

0,371

0,302

0,302

0,264

0,443

0,324

0,386

0,275

0,448

0,294

0,356

0,279

0,306

0,306

0,306

-0,27 0,0729 +0,01 0,0001 0,00 0,0000 +0,28 0,0784 -0,11 0,0121 +0,38 0,1444 -0,38 0,1444 +0,12 0,1444 +0,39 0,5121 -0,10 0,0100 +0,11 0,0121 -0,38 0,1444 0,00 0,0000 0,00 0,00 0,00 0,00

/

L. +0,05 0,785

Отсюда видно, что опыт < теор. Следовательно, по­лученная математическая модель является адекватной.

При испытаниях в условиях вертикального и бокового давления, увеличение прочности наблюдается по мере увеличения вертикаль -ных нагрузок при постоянном боковом давлении. Например, сопро­тивление сдвигу асфальтобетонов как каркасных, так и некар -

-170-касных смесей, сильно увеличивается с увеличением вертикальных нагрузок ( 1,06-1,2). Такое изменение прочности обусловлено влиянием бокового давления на прочность асфальтобетона. Это оп­ределяется закономерностью роста прочности при испытании в ус­ловиях максимального бокового давления для любого типа асфаль­тобетона.

На рис. 5.18, 5.19, 5.20 показана зависимость сопро -тивления сдвигу ( '^ ) от бокового давления для асфальтобето­нов типов А, Б, В. Из этих графиков следует, что сопротивле­ние сдвигу повышается линейно и очень значительно при больших давлениях. При одинаковых условиях испытания сопротивление сдвигу сильнее зависит от бокового давления, чем от вертикаль­ного. Например, при увеличении бокового давления от О до 0,3 МПа во всех случаях, как для каркасных, так и для некар -касных асфальтобетонов, сопротивление сдвигу повышается на 1,2-1,4 Ш а . Такое изменение можно отметить на всех рисунках.

Интересно также отметить, что для некаркасных асфальтобе­тонов роль бокового давления мало ощущается при интервале дав­ления О - 0,75 МПа.

Таким образом, по результатам исследования, показанных на рисунках, видно, что зависимости сопротивления сдвигу 7Г от бокового давления одинаковы при испытании в условиях как вер­тикального, так и без вертикального давления.

Нарастание прочности носит интенсивный характер при повы­шении давления от О до 0,3 Ш а .

Каркасные асфальтобетоны показали более высокие показате­ли прочности

-171-

-O.S OS X^,/^/7ct

Рис. 5.18. Зависимость сопротивления сдвигу / ^ / о т боковых давлений / (?<Г/ для асфальтобетона типа В при раз­

ных вергикальных нагрузках (os I . Xg = 0,12 МПа; 2.-Х2=0,0б Ша; 3. Xg = 0.

'CS ^as OC^,Af/7a

Рис. 5.19. Зависимость сопротивления сдвигу / <-' / от боковых давлений /^(Г/ для асфальтобетона типа Б при разных

вертикальных нагрузках /Cos / I. Xg == 0,12 Ша; 2. Х^ = 0,06 Ша; 3. Xg = О Ша.

-172-

-OS <^S ^ззЛ^/7сс

Рис. 5.20. Зависимость сопротивления сдвигу /С / о т боковых давлений / (о<Г^ Д^^ асфальтобетона типа А при

разных вертикальных нагрузках

I . Xg = 0,12 Ша; 2. Xg = 0,06 Ша; 3 . l^r ^-

-175-

5.5, Выводы по главе

Исследование физико-механических свойств и показателей сдвигоустойчивости асфальтовых бетонов подтвердило физическую картину деформирования асфальтовых бетонов при сдвиге, они -санцуго в главе 3,

Подтверждены основные положения теории коагуляционных структур, в частности пленочной теории, и получен ряд новых данных об особенностях структурообразования в асфальтовых бе -тонах каркасной структуры при повышенных температурах. Основ -ными факторами, определяющими сдвигоустойчивость, является со­держание щебня, количество и вязкость битума.

Экспериментальные исследования показали эффективность раз­работанной методики определения показателей сдвигоустойчивости при кручении с одновременным использованием бокового и верти -кального давлений.

Смеси с прерывистой гранулометрией (каркасные смеси) об -ладают при повышенных температурах большей сдвигоустойчивостью, чем смеси с непрерывной гранулометрией. С увеличением содержа­ния щебня до некоторого предела сдвигоустойчивость возрастает, Однако, эта зависимость имеет максимум, что свидетельствует о существовании оптимального содержания щебня для смесей с пре -рывистой (54%) и непрерывной гранулометрией (50%).

Влияние вязкости и количества битума на сдвигоустойчи -вость весьма существенно. Увеличение вязкости битума приводит к повышению сдвигоустойчивости. Показано, что эффективным пу -тем увеличения вязкости битума является введение полимеров,на­пример, раствора ДСТ в гудроне.

-174-Для условий республики Чад с целью обеспечения сдвигоус-

тойчивости покрытий целесообразно использовать асфальтобетоны с повышенным содержанием щебня на битуме с глубиной проника -ния 20-40 I/IO мм.

Исследования позволили выявить ряд особенностей формирова­ния структуры асфальтовых бетонов. Так, например, установлено, что оптимальное содержание битума, определенное по сопротивле­нию сжатию и по гоопротивлению сдвигу , не совпадает. По сопро тивлению сдвигу оно на 1% меньше, чем по сопротивлению сжатию. Отсюда, в частности, следует, что недопустимо подбирать соста­вы сдвигоустойчивых асфальтобетонов по сопротивлению сжатию, так как при этом не будет обеспечен оптимум по сдвигу.

Разработана математическая модель асфальтового бетона,ко -торая позволяет оптимизировать его состав. Модель позволяет оценить влияние как вертикального, так и бокового давления при испытании образцов на сдвиг при кручении.

Анализ модели показал, что влияние бокового давления явля­ется более существенным, чем вертикального.

-175-

Г Л А В А б. РЕОЛОГИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА СДВИГОУСТОЙЧИВЫХ АСФАЛЬТОВЫХ НЕТОНОВ

6.1. Обоснование показателей реологических свойств

Реологические свойства асфальтовых бетонов отражают основ­ные особенности их структуры и необходимы для рационального использования их в конструкциях дорожных одежд. Основными рео­логическими свойствами асфальтовых бетонов является их дефор -мируемость и прочность.

Нежесткие дорожные одежды рассчитывают методами теории уп­ругости. Критериями реологических свойств, которые использу­ются при расчете дорожных одежд, являются показатели деформи -руемости и прочности материала: модуль упругости при статичес­ком и динамическом загружении и сопротивление растяжению при изгибе. Эти критерии определяют выбор материала для дорожной одежды, надежность, долговечность и экономичность конструкции дорожной одежды. Это предъявляет повышенные требования к опре делению этих показателей.

Расчетные показатели прочности дорожных одежд с асфальто­бетонными покрытиями нормируются в зависимости от температуры покрытия и продолжительности действия нагрузки. Так, по совре­менным методам расчета одез1Щ с нежесткими покрытиями, приняты­ми в СССР, расчет производится раздельно на подвижную автомо -бильную HarpysiQT и стоящий автомобиль.

Для регионов с жарким и засушливым климатом расчетным яв­ляется период повышенных температур, что ограничивает область исследования показателей реологических свойств.

-176-

Поэтому большинство испытаний, описанных ниже, проводи -лось при повышенных температурах, порядка +40°С ~ +50°С« Ис­пытания при температуре +20°С проводились для сравнения,

Показатели реологических свойств должны определяться с учетом продолжительности загружения и включать методы опреде­ления этих показателей как при статическом, так и при динами­ческом загружении,

Описанные далее испытания проводились как при статическом, так и при динамическом загружении, что позволяет оценить пове­дение материала в конструкции как при кратковременных динами­ческих загружениях автомобильной нагрузкой, так и при стати -ческом загружении в соответствии с принятой методикой расчета дорожных одежд.

Показатели реологических свойств зависят как от структуры материала, так и от методов испытания. Для регионов с жарким и сухим климатом наибольший интерес представляют сдвигоустой -чивые асфальтобетонные покрытия. Как следует из материалов гла вы 5 настоящего исследования, наибольшей сдвигоустойчивостью обладают асфальтовые бетоны прерывистой гранулометрии с каркас ным типом структуры.

Поэтому в дальнейших исследованиях основное внимание уде­лено именно этому типу структуры. Многообразие нормируемых рео логических параметров не дает возможности ограничиваться каким-либо одним методом определения реологических свойств. Поэтому в дальнейшем были приняты несколько различных методов опреде -ления этих свойств: кручение с вертикальным и боковым давлени­ем, подробно описанное выше;'»>сжатие цилиндрических образцов со свободным боковым расширением и приложением бокового давления при статическом нагружении; изгиб консольных балок; изгиб ба­лок на двух опорах статическими и динамическими нагрузками.

-177-

При сопоставлении полученных результатов необходимо иметь в виду, что эти методы и способы загружения создают разное напряженно-деформированное состояние. Напряженно-деформирован­ное состояние при кручении образцов было подробно рассмотрено выше.

При сжатии цилиндрических образцов со свободным боковым расширением возникает сложное напряженно-деформированное сое -тояние. Основными компонентами при этом являются деформации сжатия. При больших значениях нагрузок, которые приводят к разрушению образца, все большую роль играют деформации растя -жения и сдвига,возникающие при поперечном расширении образца,

При приложении к образцу бокового давления возможности по перечного расширения образца ограничены. При этом естественно уменьшаются и вертикальные деформации и увеличивается проч -ность. Такой метод испытания при наличии бокового давления в наибольшей мере соответствует работе асфальтового бетона в по-KpLn-HH,

При испытании балок удобно анализировать процесс поведе -ния материала при растяжении. Этот метод испытания нормирован инструкцией по расчету дорожных одежд и предназначен для опре­деления норлативных показателей, В этом случае преобладают де­формации растяжения. Преимуществом этого метода является про -стота эксперимента. Однако, испытания балок не в полной мере со ответствуют работе материала в покрытии,

Таким образом, методы испытания не вполне соответствуют друг другу, что необходимо учитывать при сопоставлении резуль -тов. Основой метода определения реологических свойств явля -ется анализ развития деформаций.

-178-

6.2. Особенности деформирования сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов во времени

Асфальтовые бетоны обладают резкоивыраженными вязкими свойствами. При дефор«ировании в них могут быть ввделены ус -ловно-мгновенные и эластические (или замедленно упругие) де -формации. Сочетание их определяет общий характер развития де­формаций.

Кинетика развития деформаций определяет прочность асфаль товых бетонов при кратковременных загружениях, возникающих при воздействии автомобилей на покрытия автомобильных дорог, Особенно резко эти особенности деформирования проявляются при повышенных температурах, характерных для регионов с жарким и засушливым климатом, к которым относится и республика Чад.

Процесс развития деформаций во времени сдвигоустойчивых бетонов изучен недостаточно. Мало изучена деформируемость ас­фальтовых бетонов при повышенных температурах.

Для исследования деформируемости были приняты методы ис­пытаний на ползучесть при постоянной нагрузке, а также при на­грузке, возрастающей во времени.

Испытания на сжатие проводились на цилиндрических образ­цах диаметром 100 мм а изгиб при загружении консольной бал­ки размером 4 х 4 х 25 см постоянной нагрузкой. Кроме того, проводились испытания балки на двух опорах размером 4x4x16 см. Нагрузка прикладывалась посередине пролета. Были проведены серии испытаний при статическом нагружении, а также при нагруз ке, которая возрастала во времени по линейному закону. Методи­ки испытаний подробно описаны выше, в главе 4.

-179-

При испьггании циливдрических образцов были приняты 3 типа макроструктуры бетона с содержанием щебня 20, 50, Ь4%, Испы -тания проводили при расчетной температуре +50°С. Для сравнения был использован мелкозернистый асфальтобетон типа А прерывис -той и непрерывной гранулометрии.

Анализ полученных результатов показывает, что с увеличени­ем времени действия нагрузки деформации асфальтобетона увеличи­ваются и через некоторое время стабилизируются (рис.б.1,6.2).В данном случае для всех смесей время стабилизации достигается после 300 сек.

Графики зависимости деформации от времени действия нагруз­ки показывают также, что закономерности развития деформации в данном случае для всех смесей одинаковы при любом действующем напряжении. Как следует из данных, приведенных на рис. 6.1, 6.2, 6.3, асфальтовый бетон с каркасной структурой под нагрузкой де­формируется меньше, чем асфальтовый бетон с непрерывной грану -лометрией.

Так, например, деформации асфальтового бетона каркасной структуры при нагрузках о = 0,72 Ш а и времени их действия 240 с. составляют S/^= 0,130 мм, в то время как для асфальте -вого бетона непрерывной гранулометрии при тех же условиях они равны ^ = 0,144 мм (рис. 6.1).

Характер развития деформаций во времени одинаков как для смесей прерывистой, так и непрерывной гранулометрии. Обращает на себя внимание сравнительно большой вклад условно-мгновенных де­формаций в общую деформацию, который возрастает с ростом нагруз ки. Отсюда следует, что для асфальтовых бетонов при времени воздействия нагрузки порядка секунд деформации можно считать сое тоящими только из мгновенно упругих. Зависимость между деформа­циями и нагрузками нелинейная (рис. б.З, 6.4). .При увеличении температуры дефордации возрастают,

-180-

0.-/3

О. У г

о.н

о./о

о.о$ S -бр^^/^

Рис. 6.1, Зависимость полной деформации / иц / от времени действия нагрузки / 7Г / для смесей при О =:0,48Ша I. C-I5-54; 2. C-I5-20; 3. C-I5-50

о.-/6

т- so^c

о.-/6

, / ^ .'

О.'У^ ' у2 i ^ п О.'У^ i 1 [ ''Л >— i

O.-fSf

0.^0 О

Рис. 6.2.

S t,^<y/v

Зависимость деформаций / (5 /от времени дейетвия нагрузки / t / для смесей. I. C-I5-54; 2. С~15-50;

3. С~15-20 при <о = 0,72 Ш а .

- I8I~

0.0$ S 6,^u^

Рис. 6.3. Зависимость между полной деформацией / Ь/L / и вре­менем действия нагрузки / tT / для смеси C-I5-20 при 1 . 6 = ^,024 М11а_' , 2 . 6" = ^,048. Ша ' , 3.

3. " (^ = 0,072 ШаЧ

а/£

а/о

о.ов S tj/y7a^

Рис. 6.4. Зависимость между полной деформацией / С п. /и време­нем действия нагрузки / г / для смеси C-I5-50 при 1.6'=0,024 Ша; Z.6 ^ 0,048 МПа; 3. (э =0,072 МПа.

-182-

Различныв интенсивности нарастания деформаций асфальтобе­тона с различной макроструктурой связаны с состоянием битум -ных пленок. При оптимальном содержании битума в смесях за счет изменения содержания щебня перевести весь битум в асфальтобе­тоне в диффузионно-структурированное состояние практически не­возможно. Всегда имеется некоторый объем свободного битума,ко­торый в значительной мере влияет на положение границы перехо -да асфальтобетона из линейной области в нелинейную. В зависи -мости от объема свободного битума интенсивность нарастания пла стических деформаций различна: у малощебенистого асфальтобето­на объем этого битума незначителен и нарастание пластических деформаций в нем происходит замедленно. В многощебенистом ас­фальтобетоне этот проиесс протекает гораздо интенсивнее, так как степень структурирования битума в нем очень низка.

Испытания консольных балок на ползучесть позволили более детально изучить процесс дефорлирования асфальтовых бетонов. Это объясняется тем, что растяжение более чувствительно к вели чине нагрузок, чем сжатие. Наг^зка в ряде случаев достигала разрушающей, что позволило более детально изучить критические деформации асфальтового бетона.

Основные результаты исследований представлены в табл.6.1 и на рис. 6.5; б.б.

Т а б л и ц а 6.1 Зависимость составляющих деформаций от

напряжения ! мапряже- j деформации, см х ТО

Тип смеси ! J f 2 \ jr.n. ! условно- ! эластичес- ! длитель-!Ж1а X 100 J йрновенная ] кая j пая Температура +20°С

C-I5-60 0,56 0,0135 0,058 0,072 0,78 0,0165 0,071 0,087

-185^

е. (З-.а //£

V

e.-zo-*^ T=2C ^o^

S.'/O'^

y.-/^'^ s

5 / < 7 ^ ,y

_-

г-'/с'^

'/••/O'^ 1? '

0 ^ '' i '' 3' ^ ' t S' 6 »/ ^' 6 у & 'ri,M<//^

Рис. 6.5. Зависимость деформаций / С / от времени воздействия / *С" / при нагрузке <3 = 0,112 МПа

I . C-I5-60; 2. C-I5-40; 3. C-I5-20; 4.C-I5-00

-184-

/j^

2

7./2Г^ V7CX

б./О"^

S-УО^ T"

¥ a"*

/3

3/0-^

e-'/c'» j ^

/ . /^ •*

-/ 8 ff ^,A^(//^

Рис. 6.6. Зависимость деформаций / 6 / от времени воздействия нагрузки / "^ / при (3 = 0,067 ЫОа

I. C-I5-60; 2. C-I5-40; 3. C--I5-20; 4. C-I5-0.

-185-

Продолжение таблицы 6.1

i ! ^г ! 3 ! 4 ! Ь

1,12 0,021 0,177 0,198 1,12 0,024 0,108 0,132

C-I5-40 1,56 0,017 0,071 0,088 1,12 0,012 0,054 0,066

C-I5-20 1,56 0,016 0,071 0,087 2,24 0,021 0,105 0,126 1.12 0,016 0,088 0,105

C-I5-0 1,56 0,022 0,101 0,123 2,24 0,033 0,207 0,240

температура +40°С 0,224 0,02 0,030 0,051

C-I5-60 0,448 0,020 0,076 0,096 0,670 0,066 0,090 0,156 0,448 0,06 0,081 0,141

C-I5-40 0,670 0,09 0,183 0,285 0,448 0,024 0,06 0,084

C-I5-20 0,670 0,039 0,78 0,117

C-I5-0 0,448 0,045 0,57 0,102 0,670 0,085 0,149 0,234

Результаты испытаний асфальтобетона при постоянных напря­жениях показывают, что характер изменения деформаций во време­ни зависит от величины прикладываемого напряжения. Как видно из рисунка, при меньших напряжениях дефорлации развиваются по­степенно и плавно. При мгновенном приложении постоянной нагруз­ки деформации развиваются очень быстро с большой скоростью и постепенно затухают с равномерной скоростью. Дальнейшее нара -

-186-

стание деформации приводит к разрушению материала. При боль -ших напряжениях развитие деформации можно разделить на несколь­ко этапов. Первый - соответствует этапу развития условно мгно­венной деформации; второй - соответствует ^тапу развития эла -стических деформаций; третий - соответствует этапу развития пластично-вязкого течения; четвертый - соответствует этапу раз вития деформации с увеличивающейся скоростью, который приво­дит к раз^^ению асфальтобетона.

Характерный участок развития деформации В.А. Золотарев [46J объясняет следующим образом. На первом этапе упрочнение

материала превалирует над разупрочнением. Это обусловливается тем, что напряжения в отдельных точках каждого сечения неодина ковые в момент нагружения, вследствие анизотропии, и выравни­ваются затем по сечению в процессе пластической деформации. На втором этапе ползучести скорости упрочнения и разупрочнения становятся равными и деформация протекает с приблизительно по­стоянной скоростью. На третьем этапе ползучести, часто начинаю щемся с уменьшения живого сечения образца материала в связи с образованием трещин (первоначальное возникновение которых отно сится обычно ко второму периоду), напряжения быстро увеличива­ются, что приводит к ускорению деформации и разрушению.

Во всех испытаниях четко прослеживается одна закономер -ность - с увеличением содержания щебня в асфальтобетонной сме -си при положительных температурах интенсивность развития дефорх_ мации и ее абсолютная величина за определенный промежуток вре­мени увеличивается. Наиболее резко эта закономерность проявля­ется при переходе к асфальтобетону с содержанием щебня 60^.Это явление можно объяснить следующим образом. При появлении рас­тягивающих (а именно такие напряжения возникают в образце при изгибе консольной балки) в асфальтобетонном образце в работу

-187-включаются битумные прослойки. Минеральный каркас практически не участвует в процессе деформирования. Поэтому величина де­формации и интенсивность ее развития, в основном, зависит от свойств битума, расположенного в межзерновых прослойках. По­скольку в многощебеночном асфальтобетоне битум в значительном объеме находится в свободном состоянии, не связан силами моле­кулярного взаимодействия с минеральными зернами, то прочность его прослоек не высока, размер релаксационных плоскостей ве -лик, что и обусловливает интенсивное дефо|»лирование материала при приложении внешней нагрузки.

С понижением содержания щебня в смеси увеличивается отно­сительное содержание зерен мелких фракций (песка и минерально­го порошка), что приводит к резкому увеличению удельной поверх ности минеральных материалов, повышению ее активности. Толщи -на битумных прослоек снижается, при этом большая часть связана силами физического взаимодействия с минеральными зернами.

Анализ полученных данных показывает, что при сравнительно низкой температуре (20°С) максимальной способностью к развитию длительных деформаций обладают асфальтобетоны с повышенным со­держанием щебня. Однако при повышенной температуре большие де­формации при сравнимых напряжениях характерны для песчаного ас фальтобетона. Деформация же многощебенистого асфальтобетона меньше чем асфальтобетона с 40% щебня. Следовательно, по мере повьш1ения температуры тенденция к развитию больших деформаций изменяется и многощебенистые асфальтобетоны могут обеспечивать высокую устойчивость против развития пластических деформаций, благодаря наличию в них каркаса из минеральных зерен.

-188-

6.3. Параметры дефорлационных свойств сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов

Основными параметрами деформационных свойств асфальтовых бетонов являются условно-мгновенный, эластический и длитель -ный модуль упругости и коэффициент вязкости. Эти параметры детально исследовались различными методами.

При сдвиге изучался модуль сдвига для смеси с грануло -метрией типа А при температуре испытания +50°С.

В таблице 6.2. приведены данные, характеризующие упругие свойства смесей двумя типами гранулометрии.

Модуль сдвига смесей C-I5-54 по своим значениям гораздо выше, чем смесей с непрерывной гранулометрией. Это связано с более компактной упаковкой минеральных зерен и большей степе­нью структурирования битума минеральными составляющими. Эти данные хорошо согласуются с показателями прочности рассматри­ваемых асфальтобетонов. В то же время приведенные в табл.б.2 данные показывают, что модуль сдвига является более чувстви -тельным к разрушению структуры материала. Модуль уменьшается по мере роста действующего напряжения. Для установления объек тивного значения модуля сдвига необходимо производить испыта­ния при очень малых напряжениях, когда соблюдается пропорцио­нальность между напряжениями и деформациями.

Установление такого независимого от величины действующе го напряжения модуля, имеет большое значение для прогнозиро -вания поведения асфальтобетона в эксплуатационных условиях.

- 1 8 9 -

Т а б л и ц а 6.2 Зависимость модуля сдвига от напряжения

сдвига

Смесь C-I5-50 непрерывной гранулометрии

'Смесь C-I5-54 прерывистой ! гранулометрии

напряжения, Ша

1 {модуль сдвига

МПа

! М

1 напряжения,

Ша ! модуль сдвига, j Ша

0,348 32,39 0,852 105,18 0,715 26,77 1,124 70,25 0,920 19,61 1,397 53,25 0,988 16,74 2,18 26,94 0,477 4,99 1,39 11,48

При сжатии цилиндрических образцов статическими нагрузка­ми определялись эластический и условно-мгновенный модули,а так же коэффициент вязкости. Соответствующие данные приведены в табл. 6.3 и 6.4.

Т а б л и ц а 6.3 Зависимость модулей от напряжения и типа

смеси ! !Условно-мгно- !^^словно-мгно ! аластический Тип ! Напряжение ! венная дефор- ! венный модуль {модуль (Ша) смеси ! (МПа) !мация ! (Ша) ! \ Р \ &т (т) ! SjfM \ £з

C-I5-20

C-I5-50

C-I5-54

0,24 0,061 414 377 0,48 0,064 660 670 0,72 0,095 666 1440 0,24 0,080 294 560 0,48 0,063 746 691 0,72 0,092 766 1411 0,24 0,047 493 447 0,48 0,039 II94 705 0,72 0,058 1204 970

-190-Модуль условно-мгновенной и эластической упругости возра­

стает по мере увеличения напряжений. Это объясняется тем, что по мере развития дефорлаций выжимаются пленки все более вязко­го вяжущего. Характерно, что условно-мгновенный и эластический модуль упругости соизмеримы.

Для смеси с пониженным содержанием щебня (20%), при малой величине напряжений и деформаций, условно-мгновенный модуль не сколько больше эластического модуля. Однако, при значительных напряжениях и деформаций соотношение между ними меняется на об ратное. Это свидетельствует о том, что основной вклад в эласти ческую деформацию вносят пленки органического вяжущего.

Влияние пленок подтверждается и тем, что при напряжениях 0,48 и 0,72 Ш а условно-мгновенный модуль практически не из меняется. Эластический модуль при этом существенно возрастает. Характерно также, что при увеличении количества щебня в смеси эластический модуль меньше условно-мгновенного.

Каркасный асфальтобетон прерывистой гранулометрии показы­вает большие значения мгновенного модуля, чем асфальтобетон не прерывной гранулометрии. Это объясняется влиянием особенностей структуры - наличие каркаса из щебня, который воспринимает на­грузки и делает вмесь жесткой.

Необходимо отметить, что эластический модуль мало зависит от типа исследуемого асфальтобетона и показывает примерно оди­наковые значения как для непрерывного, так и прерывистой грану лометрии.

Сравнительно близкие значения модулей можно объяснить тем, что содержание вяжущего в обоих типах смесей примерно одинако­вое.

Таким образом, при высоких положительных температурах важ­ную роль играет каркас минеральной части асфальтобетона, что

-191-

определяет высокие показатели мгновенного модуля упругости ас­фальтобетона с каркасной структурой прерывистой гранулометрии.

В табл. 6.4. приведены результаты испьгоаний смесей с различным содержанием щебня, которое изменялось в широком диа­пазоне. Испытания проводились путем изгиба консольной балки по методике, описанной выше,

Т а б л и ц а 6.4 Зависимость реологических параметров смесей

от нагрузки

Тип смеси

{Напряжение, 'Ша X 100

Т

1 модули упругости, Miia 1 условно- Iэластичес!длитель-(мгновен. } кий I ный

-Z Т

11ЮЭффИЦИ-•{ент вязко-!Ша X 10 ^

Температура +20°С 0;5б 452 104 84,7 1,68

C-I5-60 0,78 534 120 98,2 1,96 1,12 581 69 61,6 1,09 1,12 710 159 129,5 2,34

C-I5-40 1,56 760 171 140,3 2,10 1,12 I0I7 226 185,1 4,21

С-15-20^ 1,56 1068 241 196,4 3,9 2,24 II63 233 193,8 3,05 1,12 739 138 116,3 2,10

C-I5-0 1,56 776 169 138,9 3,42 2,24 740 118 101,7 1,68

Температура +40°С 0,224 116,2 81,3 479 11,2

C-I5-60* 0,448 244,2 64,2 508 16,8 0,670 110,9 81,4 469 20,1 0,448 76,3 38,7 257 8,48

С-15-40^ 0,670 81,3 60,3 346 26,0

-192-

Продолжение таблицы 6.4

^ J g ^ 0,448 187,8 81,4 939 11,5

C-I5-20 0,670 202,0 98,9 814 16,8 0,448 108,5 85,5 478 9,28

C-I5-0 0,670 86,1 4,91 313 13,4

Необходимо подчеркнуть одну особенность таких испытаний. При температзфе +20°С нагрузка была близка к критической,при которой происходит разрушение образца. Это следует из того,что при испытаниях при температуре +20°С коэффициент вязкости по мере роста, в большинстве случаев уменьшался, что свидетель -ствует о разрушении структуры материала.

Коэффициент вязкости в данном случае играет решающую роль при оценке структуры, так как деформации растяжения протекают главным образом вследствие растяжения пленок органического вя­жущего. Прочность пленок определяет при растяжении и прочность системы в целом. При указанных температурах переход от второй ступени нагрузки к третьей, как правило, вызывает уменьшение модулей.

Испытания при температуре +40°С проводились при меньших значениях нагрузки, чем при температурах +20°С. Это сказалось и на величине реологических показателей. Коэффициент вязкости при увеличении нагрузки возрастал.

Значения коэффициента вязкости в этом случае были намного больше, чем при пониженных температурах. При дальнейшем анали -зе приведенных данных необходимо учитывать следующие обстоятель ства.

Данные испытаний, приведенные в табл. 6.4, отражают совме­стное влияние нагрузки и температуры на деформируемость мате -

-193-риала при растяжении при изгибе. Влияние нагрузок при такой по­становке эксперимента оказывается более сильным, чем влияние температур. Это следует из того, что при повышенных температу­рах (+40°С), но меньших нагрузках, значения длительного модуля и коэффициента вязкости оказываются большими, чем при понижен­ных температурах, но больших нагрузках. Если бы сильнее влияла температура, то соотношение было бы обратным.

Эти обстоятельства необходимо иметь ввиду при анализе рис. 6.7, 6.8, 6.9 , на которых представлена зависимость мо­дулей от содержания щебня. Максимум здесь достигается при 20% содержания щебня.

Характерно, что это не соответствует данным о сдвигоустой-чивости, приведенными в предьщущей главе, где оптимум по сдви -гоустойчивости обеспечивается при содержании щебня близком к 50%.

Такая разница обеспечивается спецификой работы материала на растяжение при изгибе консольной балки. При растяжении асфаль товых бетонов влияние качества и свойств органического вяжуще -го является определяющим фактором. При сдвиге более существен -ную роль играет минеральная часть, особенно ее крупная состав -ляющая. Поэтому на рис. 6.7, 6.8, 6.9 максимальные значения модулей наблюдаются при содержании щебня 20%. При таком содер­жании щебня наиболее сильно сказывается влияние пленок вяжуще -го на деформируемость, так как содержание мелких частиц в мате риале больше, чем при большом содержании щебня.

Так как деформации образцов изменяются во времени, то со -ответственно изменяется динамический модуль- , который можно рас считать по текущим деформациям. Характер изменения динамическо­го модуля во времени показан на рис. 6.10. Характерно,что модуль упругости смеси с повышением содержанием щебня (60%) меньше,чем для смеси с 40% щебня. Это объясняется рассмотренными выше

-194-

М/7а,

80

SO

SO

TsSO^C »

\/i»

'

I ' 1

^o ao 30 ^O 60 Cu^,%

Рис. 6.7. Зависимость условно-мгновенного модуля упругости / РМ / от содержания щебня / Ci^ /пщ разных темпе­ратурах при I. Q = 1,12; 2. ё = 0,443.

S0O

•/SO

S0O

•/SO

so so .

о ^о ^о зо &0 so Сс^,<%

Рис. 6.8. Зависимость меж;цу длительньм модулем / ^^А / от содержания щебня / Сщ / при СЗ =1,12 Ш а .

-195-

м/7а

£00

/за

^оо

50

т^^о^с

ч. ^

-/о so до ^О ^О Си^, %

Рис. 6.9. Зависимость эластического модуля упругости / Сэ / от содержания щебня /См! при <S = 1Д2 МП®

М/7<х

в

'9

Г=£о^С

/

t ^ ^ ^ * ^ /£

t ^ ^ ^ * ^ /£

^ Л -v Рис. б.10. Изменение динамического модуля упругости / t ^ /

от времени / и / I. C-I5-40; 2. C-I5-60

-196 -

особенностями методики испытаний. Т а б л и ц а 6.5

Зависимость.коэффициента вязкости от нагрузки

Тип —р ! 1Юэффициент вяз- ! "7" ^„^_„ ! Нагрузка, !кости, ^ \ А смеси J ^^ 'щд j щ^.<, iQ-b j ел.

C-I5-20

C-I5-50

C-I5-54

0,24 6,22 13,3 0,48 2,51 14,74 0,72 3,76 15,0 0,24 13,9 14,0 0,48 28,0 14,8 0,72 41,9 15,3 0,24 14,76 14,2 0,48 13,75 14,13 0,72 41,61 15,24

В таблице 6,5 приведены значения коэффициента вязкости при испытании цилиндрических образцов. Значения коэффициента вязкости определялись по приведенной выше методике.

При уведичении нагрузки значения коэффициента вязкости возрастают. Это хорошо объясняется с точки зрения рассмотрен -ной выше физики явления. При сжатии образца-цилиндра происхо -дит сближение минеральных частиц друг с другом и постепенное выжимание пленок и прослоек жидкой фазы из зон контактов меж­ду ними.

По мере увеличения деформаций сжатия выжимаются асе более прочные слои пленок, расположенные ближе к поверхности минераль ных частиц и подверженные более интенсивному воздействию межмо-ле10ГЛярнБк сил. Поэтому коэффициент вязкости по мере развития деформаций и по мере увеличения нагрузок возрастает.

-197-

Зависимость между логарифмом коэффициента вязкости и ло­гарифмом времени воздействия статической нагрузки показана на рис. б.II.

Как следует из этого графика, эта зависимость нелинейная. Приращение коэффициента вязкости по мере возрастания времени воздействия нагрузки постепенно затухает и коэффициент вязко­сти стремится к некоторому предельноцу значению.

Линейная аппроксимация этих четырех зависимостей возмож­на лишь в некоторых пределах. Поэтому линейная аппроксимация возможна лишь прл кратковременном воздействии нагрузки. Теоре­тические вопросы, связанные с нелинейными реологическими моде­лями при линейной зависимости коэффициента вязкости от времени, рассмотрены в главе 3.

Следует однако, подчеркнуть, что нелинейная зависимость коэффициента вязкости от времени действия нагрузки, приведен -ная на рис. 6.11 справедлива лишь применительно к этому мето­ду испытаний, т.е. сжатию образца статической нагрузкой.

С точки зрения прочности асфальтобетонных покрытий одежд автомобильных дорог, случай сжатия материала является не самым опасным,

Расчетным, более опасным случаем является растяжение мате риала. На рис. 6.12 представлено изменение коэффициента вяз -кости при статическом изгибе консольной балки. В этом случае имеет место растяжение материала. Однако и в этом случае коэф фициент вязкости также возрастает по мере увеличения продол -жительности воздействия нагрузки. Характерно, что более одно­родными являются малощебенистые смеси, которые при испытаниях дают меньший разброс и менее отклоняются от линейной зависи -мости.

На рис. 6.13 представлена зависимость коэффициента вяз-

- 1 9 8 - ,

S int

Рис. б.II

^ ' / ^ %

Зависимость меаду коэффициентом вязкости / ^ / о т времени действия нагрузки / V / при вер -икальном' давлении 6 = 0,048 Ша; I - C-I5-50; 2. C-I5-20;

3. C-I5-54

^^О ¥вО £^0 6, се/с

Рис. 6,12. Зависимость между коэффициентом вязкости / ^ времени нагрузки / 2Г / при изгибе консольной балки

I. С-15~60; 2. 0-15-40; 3. G-I5-20

/ от

-199-

M/7aC

35

30

го

/5

УС

< y^

у

у у

ч \

\ \

< \ \

>

\ \

\

2 у

/ \

X ч 'ч X

^ и 1 S

-/о го зо -(/О 50 ^щ.%

Рис. 6.13. Зависимость между коэффициентом вязкости / / от содержания щебня при испытании консольной

бал:ки • I - Т = +20°С; 2 - Т = +40°С

-200-

кости от содержания щебня при испытании консольной балки. Тем­пература существенно влияет на коэффициент вязкости. Поэтому максимумы коэффициента вязкости, в зависимости от содержания щебня при разньос температурах не совпадают.

Поскольку сдвигоустойчивость должна быть обеспечена при повьшенных температурах, то оптимальное, с точки зрения вязко­сти системы, количество щебня порядка 40-50^.

Оптмальное содержание щебня по результатам определения вязкости при температуре 40°С отвечает 405^, что хорошо согласу ется с приведенными выше данными по сдвигоустойчивости асфаль­тобетонов.

6.4. Предельные состояния сдвигоустойчивых асфальто­бетонов

Под предельными далее понимаются такие состояния асфальто­вых бетонов, которые соответствуют моменту начала разрушения. Предельное состояние материала можно характеризовать либо пре­дельными нагрузками или напряжениями, либо предельными деформа циями. Предпочтительным является использование понятия предель ных напряжений или нагрузок. Это понятие используется при расче те дорожных одевд асфальтобетонных и бетонных покрытий (пре -дельное сопротивление растяжению при изгибе слоев связных мате­риалов, предельное сопротивление сдвигу слоев из несвязных ма -териалов). Кроме того, определение предельных напряжений и на -грузок в ряде случаев проще и надежнее, чем определение предель ной деформации. Предельные состояния отражают наиболее полно особенности структуры материала. Поскольку в рассматриваемом ма-

-201-

териале структура коагуляционного типа, в которой наиболее чу вствительным элементом является органическое вяжущее, то пре­дельные сопротивления зависят от многих факторов, среди кото­рых можно назвать содержание и свойства вяжзш^его, количество щебня, которое также определяющим образом влияет на структу­ру материала, температуру, степень уплотнения и ряд других.

Предельные напряжения и деформации зависят также от ме -толики их определения. Так, например, предельное сопротивление сжатию и предельные деформации зависят от величины бокового давления. Поскольку асфальтовые бетоны проявляют резко выра -женные вязкие свойства, то предельные состояния зависят от осо бенностей приложения нагрузки во времени и будут различными при статическом и динамическом нагружении.

С учетом этих обстоятельств был проведен большой комплекс изучения предельных состояния сдвигоустойчивых асфальтобето -нов. Ниже приводятся лишь основные, наиболее характерные ре­зультаты.

Нормируемым показателем предельного состояния является со­противление растяжению при изгибе. Значение этого показателя определяется тем, что он является одним из критериев при рас­чете дорожных одежд с асфальтобетонными покрыти5ши. Для сдвиго устойчивых бетонов, которые имеют ряд структурно-механических особенностей, особенно резко проявляющихся при повышенных тем­пературах, этот показатель изучен недостаточно.

В табл. 6.6 приведены значения этого показателя, получен -ные при изгибе асфальтобетонных балочек по стандартной методике,

Содержание вяжущего оказывает существенное влияние на со­противление растяжению. Это объясняется тем, что при растяже -НИИ разрушение материала происходит по пленкам органического вяжущего. Сопротивление растяжению зависит от свойств вяж5пце-

го, а также от количества и характера контактов коагуляционной

-202-

структуры. Число таких контактов возрастает по мере уменьшения количества щебня, что подтверждается данными табл. б.;6, Нам-меньшую прочность при растяжении имеют смеси типа А с повышен­ным содержанием щебня и соответственно с меньшим содержанием растворной части и асфальтовяжущего,

Т а б л и ц а б.б Предельное сопротивление растяжению при изгибе в зависимости от содержания битума и температуры

Индекс смеси

|Количест-jBO битума ! БВД 60790 1

! '° \ \ \

иопрот; ивление растяжению при изгиое МПа Индекс

смеси

|Количест-jBO битума ! БВД 60790 1

! '° \ \ \

при Т°С

|Количест-jBO битума ! БВД 60790 1

! '° \ \ \ 20 i 30 i 40 i 50

C-I5-20 5 0,326 0,138 0,108 0,064 б 0,368 0,154 0,128 0,068 7 0,392 0,164 0,132 0,077

C-I5-40 5 0,262 0,122 0,161 0,039 б 0,288 0,142 0,108 0,063 7 0,296 0,148 0,118 0,072

C-I5-50 5 0,298 0,130 0,075 0,052 б 0,328 0,134 0,086 0,058 7 0,344 0,138 0,092 0,062

Увеличение количества вяжущего приводит к увеличению со -противления растяжению при изгибе. Наиболее резко это ощутимо для смесей типов Б и В. Оптимальное содержание битума по это­му показателю близко к 7,0^.

При увеличении содержания битума уменьшается модуль упру­гости и модуль сдвига, асфальтовый бетон становится более пла­стичным. Другие показатели прочности (сопротивление сдвигу или сжатию) могут иметь оптимум при другом содержании битума (см. выше).

-203-

Температура оказывает существенное влияние на предельное сопротивление растяжению. При повышении температуры от +20 до +50°С сопротивление растяжению при изгибе уменьшается в 5-6 раз. Это хорошо объясняется с позиций "пленочной теории"струк-турообразования в асфальтовых бетонах. Температура наиболее сильно влияет на наиболее уязвимый элемент коагуляционной структуры - органическое вяжущее. Наиболее сильно это сказыва­ется на сопротивлении растяжению, поскольку разрушение мате -риала происходит по пленкам органического вяжущего. Характерно, что бемпература, примерно, одинаково влияет на интенсивность изменения этого показателя для различных типов смесей, посколь ку температурная чувствительность асфальтобетонов определяется температурой чувствительности битума, его типом.

В табл. 6.7 приведены результаты испьп-аний для балки на двух опорах по методике, описанной выше. Нагрузка на балку воз растала по линейному закону со скоростью 0,22 кгс/мин. Заме -рялось время от начала приложения нагрузки до разрушения образ ца, предельная деформация балки при которой происходило ее раз­рушение и предельное напряжение при растяжении при изгибе. Ис -следования производились при оптимальном по сдвигоустойчивости содержанию битума.

Приведенное в табл. 6,7 время разрушения можно тракто­вать как относительный показатель долговечности асфальтового бетона при данной методике испытания.

Анализ полученных результатов свидетельствует о том, что наиболее долговечной будет смесь типа В как при 20°С, так и при Т = 140°С. Наименее долговечным является асфальтобетон тип А как прерывной, так и с непрерывной гранулометрией, по скольку для достижения критической деформации ему требуется меньшее время, чем для асфальтобетона типа В.

-204-

Т а б л и ц а 6.7 Предельные состояния асфальтового бетона при испытании

балки на 2-х опорах при разных температурах ; у I ' ' ' • I

Темпера- } Индекс j Время раз- jПредельная)Предельное напря °Г i смеси j рушения, •деформация?женив растяже-тура о , j j ^ ! j ^ j^ ^ д j изгибе, i I ! ! Ш а

+20° C-I5-20 C-I5-50

23 16

6,75 3,15

0,176 0,122

C-I5-54 16 3,82 0,145

-440° C-I5-20 C-I5-50

13 8

3,6 3,15

0,099 0,061

C-I5-54 8 3,65 0,061

Как следует из табл. 6.7 долговременная прочность ас­фальтобетона существенно зависит от гранулометрического соста -ва минеральной части. Сравнение асфальтобетона типа А с разной гранулометрией показывает, что более долговечным является асф фальтобетон с прерывистой гранулометрией.

Проведенные исследования подтвердили предположение, уста -новленное ранее многими исследователями [140, I53J согласно ко торому с повьш1ением содержания щебня в асфальтобетонной смеси долговременная прочность асфальтобетона уменьшается. Это объяс няется тем, что при повышенном содержании щебня главную роль начинают играть количество и прочность межзерновых пленочных контактов, прочность которых уменьшается с увеличением содержа­ния щебня, поскольку при этом уменьшается содержание структуро­образующих элементов (минерального порошка) и увеличивается со­держание объемного битума, что приводит к снижению прочности прослоек. Кроме того, с увеличением содержания щебня повьш1ает-ся неоднородность асфальтобетонов и возникают концентрации на­пряжений.

-205-

Следует также отметить, что величина критического напря­жения в смеси с уменьшением содержания щебня больше,чем в сме си с пониженным содержанием.

Характерно также уменьшение критических деформаций с уве­личением содержания щебня как при Т = +20°С, так и при Т = 440°С. Это объясняется увеличением неоднородности асфаль­тобетона, что приводит к концентрации напряжений, способствую­щих направленному трещинообразованию.

Проведенные исследования подтверждают теоретические пред­посылки О.Т.Батракова о развитии процесса ст^ктурообразова -ния в коагуляционных структурах и влиянии их на реологические свойства асфальтовых бетонов. Так, например, четко вьщеляются три этапа формирования структуры по О.Т.Батракову - формирова ния, насыщения и перенасьщения структуры по мере увеличения количества вяжущего (см. рис. 5.2, 5,4, 5.5, 5.6). В развитие этих положений можно отметить следующее. Максимумы на зависи -мостях " показатели реологических свойств - содержание вяжуще­го" зависят от того, какое именно свойство системы имеется в виду. Так, например, максимумы четко прослеживаются при опре­делении сдвигоустойчивости (рис. 5.5, 5.6), сопротивления ежа тию и в некоторых других случаях. Однако в других случаях чет ко выраженного максимума не наблюдается (см.напр. табл. 6.6 Можно полагать,что при данных условиях оньгоа максимальное ко -личество битума не обеспечивает получение этого максимума. Ха­рактерно, что зависимости, предложенные О.Т.Батраковым приме -нительно к содержанию ^вяжущего, имеют качественно такой же характер, что и при влиянии содержания щебня на процессы структуреобразования ( рис. 5.1, 5.4). Хотя физическая карти­на влияния содержания щебня на процесс ст^ктурообразования от личается от влияния битума, влияние щебня и битума весьма

-206-

сходно. в • обеих случаях прослеживаются этапы формирования структуры, ее насыщения и перенасыщения.

О.Т.Батраков предложил для описания процесса формирования структуры зависимость ^ ^-л

H^f^^e ^ (6.1) И где л- - сопротивление растяжению; О - количество вяжущего;

f^o/^/fi - параметры зависимости. Эта зависимость применима и в рассматриваемых случаях (см.

например рис. 5.4 и 5.5). Однако, как следует из анализа этой зависимости, она применима для этапа формирования структуры и насыщения структуры. Для этапа пересьш1ения структуры она приме­нима лишь частично, вблизи области максимума.

После перехода через максимум зависимость имеет более плав ный характер, чем следует из (6.1).

Таким образом, предельное состояние асфальтовых бетонов за­висит от методики испытаний и факторов структурообразования -со­держания битума, щебня, типа гранулометрии. Методика испьтаний должна бьп?ь тщательно обоснована для установления критерия, по которому необходимо оптимизаровать состав.

-207-

6.5. Выводы по главе

Объективные сведения о реологическом поведении асфальтобето­на могут быть получены путем изучения развития в нем дефордаций при различных схемах напряженного состояния во времени.Темп раз -вития деформаций неодинаков при испытаниях на сжатие и растяже -ние при изгибе. В каждом отдельном случае вид испытания должен отвечать условиям работы асфальтобетона в покрытии.

Полные деформации при испытании в режиме постоянно действую­щего напряжения зависят от типа гранулометрии асфальтобетона.При сопоставимых временах действия и величинах нагрузок они меньше для асфальтобетонов песчаных и с содержанием щебня, близким к 40^.В первом случае это обусловлено высокой степенью структуриро вания битума минеральными материалами. Во втором дополнительным тормозящим действия каркаса из минеральных зерен.

По значению длительного модуля упругости, полной деформации ползучести, модуля сдвига и коэффициента вязкости асфальтобетоны с прерывистой гранулометрией обладают значительными преимущества ми по сравнению с асфальтобетонами непрерывной гранулометрии с близким содержанием щебня.

Характер механического поведения асфальтобетонов с разным содержанием щебня зависит от температуры испытания: при умерен -ной температуре (около 20°С). С лучшими механическими свойства -ми могут характеризоваться малощебенистые асфальтобетоны,а при по вышенных температурах (около 50°С) наоборот многощебенистые ас­фальтобетоны.

-208-

Г Л А В А 7. ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ ОСОБЕННОСТИ СДВИГОУСТОЙЧИВЬК АСФАЛЬТОВЫХ БЕТОНОВ

7.1. Соверценствование технологиии приготовления асфальтовых бетонов

Основной технологической операцией приготовления сдвиго-устойчивых асфальтовых бетонов является перемешивание. Для сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов целесообразно применять битзшы повышенной вязкости. В таких асфальтовых бетонах содер­жание щебня должно быть увеличено.

При перемешивании энергия расходуется на преодоление внут реннего сухого трения частиц, трения их о лопасти мешалки и кор пус смесителя, а также на преодоление вязкого сопротивления, возникающего при переносе количества движения внутри смеси.

Перемешивание определяет качество смеси, в частности, ее однородность. Задачей перемешивания является равномерное рас­пределение компонентов в смеси. При этом должно быть обеспече­но равномерное обволакивание всех зерен минерального материала вяжущим. Перемешивание является энергоемким процессом. Одной из задач является снижение энергоемкости перемешивания.

1{ачество перемешивания зависит от взаимодействия органи -ческого вяжущего с каменными материалами, в частности, от сма­чивания ими поверхности минеральных материалов. Загрязнение,ше роховатость поверхности, ее пористость и другие факторы в зна­чительной мере влияют на смачиваемость, а, следовательно, и на характер процесса перемешивания. Шероховатость поверхности ми­нерального материала и ее пористость в определенной мере ухуд-

-209-

шает процесс смачивания. Это объясняется тем, что жидкость, особенно вязкая, трудно проникает в углубления поверхности.При этомобразуется воздушная прослойка, препятствующая контакту двух тел и протеканию адгезионных процессов.

По принятой в настоящее время технологической схеме приго­товления смеси,как в лабораторных, так и в заводских условиях, в смеситель одновременно подаются горячий щебень, песок, мине­ральный порошок и битум. После этого производится перемешива -ние смеси. При такой технологии перемешивания вначале большая часть битума соединяется с минеральным порошком и в дальнейшем требуются значительные затраты энергии, чтобы перевести часть этого битума с поверхности порошка на поверхность минеральных составляющих. Такой порядок обволакивания объясняется большой поверхностной активностью зерен минерального порошка и меньшим отрицательным влиянием шероховатости и пористости минеральных зерен порошка на процессы смачивания. Для полного обволакива -ния крупных минеральных зерен требуется большой промежуток вре мени, так как скорость смачивания их гораздо меньше, чем мел -ких частиц минерального порошка.

Толщина пленки вяжущего на крупных частицах должна быть больше. Поэтому требуется значительное время перемешивания для перенесения частиц вяжущего с поверхности мелких зерен на по­верхности крупных зерен.

Такой общепринятый метод перемешивания в дальнейшем назы­вается совместньм. Для повышения качества приготавливаемых ас­фальтобетонных смесей были исследованы режимы перемешивания по раздельной технологии.

В этом случае вначале раздельно перемешивается крупная сое тавляющая (щебень с битумом) и раздельно перемешивается с биту­мом растворная часть. Такой метод перемешивания позволяет умень

-210-

шить затраты энергии, а также улучшить интенсивность смачива -ния минеральных материалов и повысить однородность и качество смеси.

В экспериментальных исследованиях асфальтовые смеси типа А с прерывистой гранулометрией были приготовлены раздельной и обычной технологии.

При раздельной технологии, температура нагрева минеральных материалов была принята IOO-IIO°C, а битум нагрет до обычной температуры, указанной в ГОСТ 9128-76. Температуру нагрева пес­чаной части минерального остова асфальтобетона также принимали по госту.

После тщательного перемешивания битума со щебнем и песком отдельно, перемешивали полученную растворнуй часть асфальтобе -тона со щебнем, обработанным битумом. Температура смеси контро­лировалась с помощью термометра таким образом, что она находи­лась в пределах 140-1бО°С.

Физико-механические свойства асфальтовых бетонов, приготов­ленных при раздельном способе перемешивания, представлены в табл. 7.1. и при обычной технологии перемешивания в табл. 7.2.

При раздельном способе в ряде случаев для перемешивания щебня и растворной части с битумом применялись разные вяжущие, указанные в табл. 7,1 и разные количества битума.

Как следует из приведенных данных, такие показатели физико-механических свойств как объемная масса, водонасыщение и набу­хание при различной технологии перемешивания близки между собой. Можно отметить лишь некоторые преимущества раздельной технологии.

Наибольшее влияние технология перемешивания оказывает на прочностные свойства смесей. В этом случае преимущества раздель­ной технологии беспорны, так как применение ее обеспечивает бо­лее высокие показатели прочности.

-211-

Т а б л и ц а 7,1 Физико-механические свойства асфальтобетона при

раздельном перемешивании

Тип смеси толиче- '.иоъем-!ство би-!ная мае! !тзгма,% !са J[\ j j кг/м

Ьодо-!Наоу- ! (JOпротивление насыще!хание, ние ! ,, 7о сжатию, МПа ^ 2 о ; '^^б ; f^2n So

C-I5-54 Щебень + БНД 20/40,% 3,5

Раствор + БНД 60/90, 5S 8,5 C-I5-54 Щебень + БНД 60/90 Раствор + БНД 20/40

3,5

8,55 C-I5-5I Щебень + БНД 60/90 3,5 Раствор + БНД 60/90 8,5

2320

2320

2300

4,6 0,57 4,86 1,83 3,20

4,12 0,67 5,30 2,25 5,0

5,9 1,08 4,42 1,68 1,9

Двухступенчатая технология, заключающаяся в предварительном приготовлении ...асфальтевяжущего и основанная на теоретических разработках П.В.Сахарова, предложена И.В.Королевым и Т.А.Лари -ной |I54j . Эта технология обеспечивает экономию битума и высо -кие технические свойства асфальтобетона.

Характерно, что более высокие показатели прочности имеют ме­сто и при повышенных температурах (+50°С), что особенно важно для регионов с засушливым и жарким климатом.

Преимущество! :>1раздельной технологии перемешивания подтверж­дается результатами испытаний асфальтобетона, приготовленного при раздельном способе перемешивания на сдвигоустойчивость.

-212-

Т а б л и ц а 7.2 Физико-механические свойства асфальтового бетона

приготовленного обычной технологией

!иоъемная ьодона-Iнаоуха! сопротивление сжатию, :точ..ся, : СБпденив 1 ниб. ! МПа Тип смеси 'масса, '.сыщение! нивд, ! Ш а

C-I5-54 на БНД 20/40 + БНД 60/90 2330 5,05 0,14 4,25 1,59 2,90 C-I5-54 на БНД 60/90 + БНД 20/40 2330 5,00 0,88 4,35 1,68 3,30 C-I5-54 на БНД 60/90 2380 5,03 1,0 4,35 1,51 2,0

Соответствующие данные представлены в табл. 7.3

Т а б л и ц а 7.3 Сдвигоустойчивость асфальтового бетона при

раздельном перемешивании

Сопротивление сдвигу МПа, при Тип смеси \ боковом^давлении, МПа ^

j 0,0 j 0,15 j 0,25

Щебень + БНД 20/40 Раствор + БВД 60/90 0,375 0,402 0,436 Щебень + БНД 60/90 Раствор + БНД 20/40 0,394 0,438 0,457 Щебень + БНД 60/90 Раствор + БНД 60/90 0,378 0,397 0,404

Преимущества раздельной технологии приготовления асфальто­бетонных смесей позволяют рекомендовать эту технологию для прак-

-213-

тического применения при приготовлении сдвигоустойчивых асфаль­товых бетонов.

7.2. Исследования уплотняемости сдвигоустойчивых асфальтовых смесей

Возможность реализации положительных свойств сдвигоустой­чивых асфальтовых бетонов зависит от технологии их приготовле­ния и укладки. Одной из основных технологических операций явля ется уплотнение, которое решающим образом влияет на качество асфальтобетонных покръгоий, их надежность и долговечность.

В связи с этим были выполнены исследования уплотняемости сдвигоустойчивых бетонов. Для испытания были использованы мел -коз'ернистые смеси непрерывной гранулометрии типов А и В,а так же прерывистой гранулометрии, тип А. Выбор двух видов грануло -метрии обусловлен необходимостью сравнения уплотняющего дейст -ВИЯ назначенной нагрузки на смеси различной зернистости. Испы -тания проводились при начальной температуре 140-150°С с мак -симальной уплотняющей нагрузкой 30 Ш а для смесей типа А и 40 Ш а ДЛЯ смесей типа В.

На первом этапе исследований изучалось влияние динамичес -кого метода уплотнения (трамбование) и статического (прессова­ние) . Динамическое уплотнение производилось путем трамбования образцов диаметром 7,0 см, статическое - путем уплотнения на прессе образцов диаметром 7,0 см. Трамбование производилось по стандартной методике, прессование - по методике, описанной вы­ше. Характерные результаты обеих методов уплотнения представ -лены в табл. 7.3, 7.4, 7.5 и 7.6.

-214-

Т а б л и ц а 7.4 Изменение показателей физико-механических свййств асфальтовых бетонов при уплотнении трамбованием

Типы количество ударов трам­бовки

! 1юказг атели физике-механических свойств смеси

количество ударов трам­бовки !объемная мае-

2330

1 j водонасы-! щение, ! % ^^

8,51

i i набуха­ние, ^ Л 1^

C-I5-50 20

!объемная мае-

2330

1 j водонасы-! щение, ! % ^^

8,51

i i

1,69 30 2350 4,71 1,69 40 2360 2,98 1,05 50 2370 1,33 1,00

C-I5-20 20 2140 15,33 1,6 30 2240 11,9 0,86 40 2260 8,27 1,85 50 2300 6,6 1,12

Как следует из приведенных данных,разница в обоих методах по таким показателям физико-механических свойств,как объемная масса, набухание и водонасыщение незначительная.

При трамбовании уплотняющая нагрузка прикладывается динами-мически и воздействует в течение коротких промежутков времени.Ес­ли смесь обладает резко выраженными вязкими свойствами (что ха­рактерно для асфальтовых бетонов с уменьшенньтм содержанием щебня и,соответственно,увеличенным количеством растворной части и ас -фальтовяжущего),то минеральные частицы за короткое время воздей­ствия нагрузки не успевают сблизиться. Сближение частиц в этом случае связано с выжиманием пленок структурированной жидкой фазы-органического вяжущего,для чего нужно некоторое время.Поэтовду статический метод уплотнения,при котором время действия нагрузки больше,имеет преимутцества по сравнению с динамическим методом уп­лотнения.

-215-При повышенном содержании щебня в смеси,что характерно для

сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов,вязкое сопротивление мень­ше, чем для смесей с преобладающим влиянием на уплотнение раствор ной части и асфальтовяжущего. Поэтому динамическое уплотнение обеспечивает большие значения объемной массы.

Однако, конечной целью уплотнения является обеспечение высо кой плотности материала и требуемой прочности.Высокая плотность материала имеет решающее значение для обеспечения водоустойчиво­сти и соответственно морозостойкости.Однако, для рассматривае -мых регионов это обстоятельство не является существенным. Перво­очередной задачей является в данном случае обеспечение требуе -мой прочности, в частности сдвигоустойчивости.

В этом случае приходится учитывать специфику уплотнения трамбованием,которая решающим образом влияет на показатели проч ности.

Эта специфика сильнее всего влияет на втором этапе уплотне­ния по О.Т.Батракову,когда частицы минерального материала уже сближены и возможности их дальнейшего перемещения ограничены.В сдвигоустойчивых смесях с повышенным содержанием щебня частицы щебня при этом начинают контактировать друг с другом.

При воздействии динамических нагрузок в этом случае в точ ках контакта возникают значительные напряжения.Концентрация на­пряжения приводит к разрушению щебенок и обнажению свободных по­верхностей, не покрытых пленкой органического вяжущего. Поэтому прочность смесей, уплотненных трамбованием,будет меньше.Повышен ные значения плотности в данном случае коррелируют с показате -лями прочности.

Это подтверждается данными,приведенными в табл. 7.5,7.6 и 7.7Для смесей с повышенным содержанием щебня статическое уплотне ние обеспечивает более высокие показатели прочности,чем ударное уплотнение.

-216-

Т а б л и ц а 7.5 Изменение прочностных свойств асфальтовых

бетонов при трамбовании

Тип j Количество! j ударов !

Предельнее сжатию +20°С

сопротивления, м1а смеси

j Количество! j ударов !

Предельнее сжатию +20°С f

j сдвигу

C-I5-50 20 1,65 0,150 30 2,0 0,198 40 2,23 0,232 50 3,05 0,250

C-I5-20 20 1,95 0,122 30 2,35 0,162 40 2,48 0,198 50 3,13 0,226

Т а б л и ц а 7.6 Изменение физико-механических и прочностных свойств

асфальтовых бетонов при прессовании

Тип смеси Шъемная ! ьодона-! Набуха^^' иопротивление, Mia масса, !сыщение! ние, j 3 ! ,// с/ ! i, % \ сжатию при j у, нг/м^ \ 1^^%\ Ц^ т

! ! 1 температуре , +20* С , сдвигу

C-I5-20 C-I5-50

2360 2360

4,3 3,8

0,33 0,56

3,2 3,0

0,341 0,264

Анализируя приведенные данные, можно заключить, что опти­мальным методом уплотнения является статическое. В связи с этим, этот метод уплотнения был изучен более детально.

На рис. 7.1, 7.2 и 7.3 представлены характерные зависимо­сти прессования. Как следует из приведенных данных, под воздей­ствием уплотняющей нагрузки на первом этапе резко уменьшается

-217-

-/2 -/в £'V дО Эв р,Л^/7а

Рис. 7.1. Зависимость объемной массы / / от нагрузки / Jr / I - смесь C-I5-50;; 2. - смесь С-15~54; 3 - смесь C-I5-20,

/5

/О

, ^

„„..——а-" ^ ^

/ \

. ^ г

/ \

. ^ г

[у ^

. ^ ^ " ^ ^ Ts-/^0< с

V в -/£ -/S х -У ЭО 3SP,Af/7<x

Рис. 7 .2 . • Зависимость коэс|)фициента уплотнения / Ку / от нагрузки / Р / обозначения те же, что и на рис. 7 . 1 .

-218-

/77

0,20

A

^ A \

\

V \ \ \

\ \

O-ZO Q \ ^^ к

0 >Q

V \

1 \ \

0 Ь^с <so y.so го гм г2о гзо г'^о

Рис. 7.3. Зависимость коэффициента ^шю'^п&лжяJ ITU /от объемной массы асфальтобетона j *

I. C-I5-50; 2. C-I5-54; 3. C-I5-20.

-219-

пористость асфальтобетона. Это обстоятельство объясняется тем, что уплотнение происходит в результате сдвигов и смещения мине­ральных частиц по пленкам вяжущего и выжимания воздуха. На вто­ром этапе пористость асфальтобетона уменьшается незначительно, а процесс выжимания пленок свободного вяжущего приводит к росту их прочности и к упрочнению связей в зоне контакта минеральных частиц.

Т а б л и ц а 7.7 Зависимость показателей сдвигоустойчивости асфальтовых

бетонов от уплотняющих нагрузок Предельные сопротивления сдвигу, при брковом давле­нии (5 Г МПа Тип смеси

Уплотняющая нагрузка,МПа i ^<г= 0,00 } (^s- = 0,25

C-I5-20

C-I5-50

20,0 0,169 0,217 30,0 0,199 0,234 40,0 0,225 0,255 20,0 0,186 0,222 30,0 0,213 0,267 40,0 0,238 0,284

Зависимость плотности асфальтобетонов от величины нагрузки имеет характерный вид для всех типов асфальтобетона. На первом этапе происходит резкое увеличение плотности за счет сближения отдельных зерен, затем при достижении плотной упаковки происхо­дит замедление роста плотности, которая в дальнейшем нарастает медленно, за счет разрушения минеральных зерен и сдвига. При этом смесь I (C-I5-20) отличается тем, что имеет более равно­мерную зависимость деформации от уплотняющей нагрузки.

Зависимость объемной массы от нагрузки, как и зависимость Л у от нагрузки и деформации от нагрузки, независимо от ти-

-220-па применяемого материала, при уплотняющей нагрузке выше 30 МПа приближается к прямой линии.

Это свидетельствует о достижении асфальтобетоном проектной плотности. Описанная закономерность свидетельствует о том, что высота образца остается постоянной при достижении им проектной плотности.

В табл. 7.8 приведен более детальный анализ уплотняемости. Здесь же использованы два коэффициента уплотнения. Первый из них равен отношению плотности на данной ступени нагрузки к на­чальной плоскости { Ку ) .

Второй коэффициент уплотнения Щ. , определялся по зави­симости, предложеннбй О.Т.Батраковым.

где ^ - текущее значение объемной массы при нагрузке; лгй!)с- максимальное значение объемной массы;

Та - начальное значение объемной массы. Из 7.1 следует

/П'-''-у-Cfl TZ 7Т- (7.2)

Т а б л и ц а 7.8 Изменение физико-механических свойств асфальто-

бетонньк смесей при прессовании Нагрузка !Время от !иоъемная тоэффици- !Лоэффици-rJ If ! начала до ! масса !ент уплот-!ент уплот-VD/ ^ !уплотнения,! 1/* „„/„з !нения 'м !нения

f с 1<Г/ кг/м \ f^y^r I ^ 2 ! 3 \ ? ! 5-^—1 б

Индекс смеси

О 5,68

11,36

О 180 360

1630 1870 1930

1,0 1Д4 1,18

0,106 0,073

-221-Продолжение таблицы 7.8

i ! 'г ! 3 ! 4 ! Ь ! 6 C-I5-50 17,04 540 I 980 ;210 0,0633

22,73 720 2 ОЮ ],230 0,0555 31,19 900 2 ОФ 1^50 0,0476 39,77 1080 2 060 j^m 0,0394

0 0 I 810 ipoo -

3,41 180 2 140 Ц80 0,194 4,55 360 2,200 ЩО 0,108

C-I5-54 12,5 540 2 240 Щ>0 0,0318 19,32 720 2 280 ];250 0,0160 16,9 900 2 310 1^70 0,0093 31,8 1080 2 330 ];280 0,0065

0 0 1669 ipoo -

3,41 180 I 990 Ц70 0,264 4,55 360 2 200 1300 0,0818

C-I5-20 9,09 540 2 240 1320 0,0326 15,91 720 2 260 1^30 0,0164 23,8 900 2 290 1^50 0,0095 29,5 1080 2 ЗЮ I;B60 0,00708

Анализируя результаты испытаний можно сделать следующие вы­воды.

Коэффициент уплотнения является переменной величиной (рис. 7.3). Анализ динамики изменения этого показателя позволя­ет выделить два этапа уплотнения по О.Т.Батракову - начальное формирование структуры (АВ на рис. 7.3) и окончательное форми­рование структуры (ВС на рис. 7.3). Второй этап является наибо­лее ответственным.

-222-

При содержании щебня от 20 до 50^, пористость увеличивается с увеличением содержания щебня и в смеси, В многощебенистых сме­сях значительное содержание свободного битума увеличивает под -вижность смеси. При уплотнении многощебенистых асфальтобетонов, выдавливание битумных пленок происходит интенсивно, что объясня­ется меньшим коэффициентом уплотнения у смесей с содержанием щебня ЬО/о и 54^, по сравнению со смесью с ZOfo содержания щебня.

Нужно отметить, что смеси с большим содержанием щебня и прерывистой гранулометрией имеют ту же плотность, пористость и объемную массу, что и малощебенистые смеси с непрерывной грану­лометрией. В то же время смесь с большим содержанием щебня, но не прерывной гранулометрии, сильно отличается от них по тем же пока­зателям, т.е. Л /^^j оС . Это объясняется особенностью форми рования структур смесей и прерывистой гранулометрией.

Таким образом, результаты этих исследований показали, что уплотняемость асфальтобетона не только связана с содержанием щеб­ня, но и с типом гранулометрии асфальтобетона.

7.3. Выводы по главе

Проведенные исследования позволили уточнить эффективность основных текнологических операций при приготовлении и укладке сдвигоустойчивых асфальтовых бетонов.

Показана эффективность раздельной технологии при перемешива­нии таких смесей. При такой технологии щебень и растворная часть перемешиваются с битумом раздельно. Применение этой технологии позволяет существенно улучшить качество смесей и снизить энерго­затраты на перемешивание.

-223-

Применение раздельной технологии перемешивания является одним из резервов повышения качества асфальтовых бетонов.

Детально изучены особенности уплотняемости сдвигоустойчи-вых асфальтобетонных смесей.

Показано, что коэффициент уплотняемости является перемен­ной величиной, убывающей по мере уплотнения.

Закономерности его изменения для первого и второго этапа уплотнения различны.

Показана большая эффективность применения статических мето дов уплотнения по сравнению с динамическими. Это необходимо учи тывать при лабораторном подборе смесей, а также при уплотнении их в производственных условиях.

-224-

ГЛАВА 8. ПРОИЗВОДСТВЕННАЯ ПРОВЕРКА РЕЗУЛЬТАТОВ ИССЛВДОВАНИЙ И ОБОСНОВАНИЕ ЭКОНОМИЧЕСКОЙ ЭФФЕКТИВНХТИ

8.1. Опытное строительство асфальтобетонного покрытия

Для проверки результатов теоретических и экспериментальных исследований на асфальтобетонном заводе ХССМ г.Харькова были приготовлены каркасные асфальтобетонные смеси и уложены в по -крытие.

Цель строительства опытного- участка заключалась в следую­щем:

1. Отработать технологию приготовления и укладки каркас -ного асфальтобетона.

2. Определить технико-экономическую эффективность внедре­ния предлагаемых составов каркасного асфальтобетона.

В районе Рогань (г.Харьков) на межквартальной улице был построен опытный участок протяженность 100 м. при ширине про­езжей части 10 м. Асфальтобетонная смесь толщиной 5 см была уло жена на щебеночное основание толщиной 18 см. Транспортный поток по опытному участку включал большегрузные автомобили (КаМАЗ).

Для сравнения был выбран эталонный участок покрытия на рас стоянии 500 м от опытного. Акт на строительство опытного уча -стка дан в приложении 3.

При строительстве опытного участка было уложено 500 м^ по­крытия из каркасного асфальтобетона.

Асфальтобетонные смеси приготавливали в асфальтобетонном смесителе непрерывного действия ДС-84-2 при температуре 1бО°С. Состав мелкозернистого асфальтобетона (тип А), отвечающий прин­ципу оптимальных смесей был следующий:

-225-

щебень гранитный - 54% песок - 38% минеральный порошок известняковый - 8% содержание битума ' - 5,5%

Температура укладки смеси была 120-130°С, уплотнение начи­налось после укладки смеси при температуре 80-90°С.

Испытания образцов асфальтобетонных смесей взятых из заво­да дали следующие результаты:

- объемная масса, кг/и^ - 2 370 - прочность при сжатии

при 20°С МПа - 3,8 при 50°С Ш а - 1,00 водонасыщение, % - 2,16 набухание, % - 0,9 коэффициент водостойкости - 0,94 коэффициент длительной водо­устойчивости - 0,96

Конструкция дорожной одежды на укладываемом участке следую­щая: нижний слой основания из песка толщиной 20 см, верхний слой основания из щебня, толщиной 18 см и мелкозернистый асфаль­тобетон толщиной 5 см.

Наблюдение за покрытием в период строительства и укладки показало, что оно приобрело необходш/^ш ровность и проектную плотность. Из покрытия на опытном участке были взяты вырубки, Вырубка была взята на расстоянии 3,0 м от края покрытия в непос редственной близости от сопряжения двух полос укладки. Коэффи -циент уплотнения асфальтобетонного покрытия достаточно высок и равен 0,98, водонасыщение переформованных образцов из асфальто­бетонного покрытия (вырубки) равно 2,10.

-226-

8.2. Технико-экономическая эффективность применения каркасного асфальтобетона

Расчет экономической эффективности от применения каркасно­го асфальтобетона выполняется согласно [l55j. За базовый был принят вариант устройства покрытия из обычного асфальтобетона типа А.

Основными факторами, определяющими экономическую эффектив­ность применения каркасного асфальтобетона по сравнению с обыч ным являются: увеличение сроков службы покрытия и сокращения за трат по его эксплуатации, а также увеличение производительно­сти дорожных катков при укладке асфальтобетона. При этом умень­шается стоимость асфальтобетонной смеси за счет уменьшения ко­личества щебня.

Расчет экономической эффективности внедрения каркасного асфальтобетона ведется по формуле:

Э= (CrCz)-E„ (Кг-К,) (8.1) где 4f и Cg - себестоимость строительно-монтажных работ, выполненных в расчетном году по базовому и новому методам;

Л/ и /Г^ - стоимость основных и оборотных производствен ных фондов по сравниваемьм вариантам.

В нашем случае Ki •=z Кг Чтобы подсчитать экономическую эффективность от применения

каркасного асфальтобетона необходимо знать: I. Площадь укладываемого асфальтобетона на I км дорог ши­

риной 7 м. 1000 X 7 = 7000 м^

-227-2. Расход асфальтобетона при толщине покрытия г? = 5 с^:

7000 м^ i 0,05 = 350 м^ х 2,3 т/м^ = 805 т. В таблицах приложений I, 2, 3 приведены итоговые затраты

на I км дороги. Экономический эффект на I км дороги равен:

Э = (10,11 руб. - 9,81 руб) • 805 т. = 241,5 руб. Таким образом, экономический эффект от применения каркас­

ного асфальтобетона на I км дороги составляет 242 руб. Расчет составлен в соответствии с данными, взятыми из ас­

фальтобетонного завода Треста "Харьковспецстроймеханизация". При практически равной стоимости I т асфальтобетоной сме­

си типа А (обычной) и каркасного типа (экономический эффект) 0,30 коп на I т) каркасные смеси отличаются повышенной плоно -стью, большей прочностью при 50°С и сдвигоустойчивостью, что по зволяет предполагать большую долговечность покрытий, а, следова­тельно, высшие межремонтные сроки и меньшие расходы на эксплуа­тацию и ремонт.

- 2 2 8 -

ОБЩИЕ вывода

1. в результате анализа напряженно-деформированного сое -тояния асфальтобетона под воздействием механических транспорт­ных нагрузок показано, что применяемые лабораторные методы не позволяют получить объективные сведения о сдвигоустойчивости асфальтобетона в эксплуатационных условиях. Предложен метод и сконстрзгирован прибор для оценки сдвигоустойчивости асфальте -бетона, заключающийся в определении юопротивления сдвигу при кручении в условиях всестороннего сжатия,

2. Увеличение всестороннего давления до 0,5 МПа приводит к росту сопротивления сдвигу по линейноцу закону. Максимальную сдвигоустойчивость имеют асфальтобетоны с содержанием щебня 50-55%. Повышение вязкости битума до глубины проникания иглы 20, I/I0 мм позволяет существенно повысить сдвигоустойчивость асфальтобетона. При этом оптимальное содержание щебня, опреде­ляемое по Максиму*/^ достигаемого сопротивления сдвигу, на 20-25% выше, а содержание битума на 0,5- 1,0% ниже, чем полу­

чаемое в результате испытания по методу Дюрьеза ( в условиях сжатия). Оптимальное содержание битума зависит также от темпе­ратуры и понижается при переходе от температуры 20°С к темпера туре 50°С на 0,5-1,0%.

3. Существенную роль в повышении сдвигоустойчивости ас -фальтобетона играет минеральный сотов. Увеличение каркаснобти является одним из эффективных путей повышения сдвигоустойчиво­сти. Эффективность каркасообразования особенно отчетливо про--

-229-

слеживается при переходе от многощебенистых смесей типа А с непрерывной гранулометрией к смесям с равным содержанием щебня и прерывистой гранулометрией. При этом сопротивление сдвигу ас фальтобетона возрастает на 20-25^, смеси с прерывистой грану -лометрией типа А характеризуются большей сдвигоустойчивостью, чем смеси с прерывистой гранулометрией типа Б, что обусловлено большей плотностью упаковки зерен макроструктурной составляю­щей.

4. Свойства растворной части в асфальтобетонах с преры -вистой гранулометрией существенно влияют на физико-механичес -кие и структурно-механические свойства асфальтобетона.Чем выше показатели свойств растворной части, тем соответственно выше качество асфальтобетона. Влияние вязкости битума на свойства асфальтобетона зависит от того, в какую структур!^ составляю­щую асфальтобетона он вводится: изменение вязкости битума, ис­пользуемого для обработки щебня, мало сказывается на прочности асфальтобетона; изменение вязкости битума, используемого для обработки растворной части, приводит к резким изменениям проч­ности асфальтобетона.

5. На основе установленных закономерностей изменения фи­зико-механических свойств асфальтобетона при обработке битумом различной вязкости щебенистой и растворной составляющих ас -фальтобетона предложена раздельная технология его приготовле -ния. Предложенная технология заключается в раздельной обработ­ке вяжущим щебенистой и растворной составляющих асфальтобетона и их последующем смешении. При этом, с целью повышения сдвиге-устойчивости асфальтобетона для приготовления его растворной части используется битум большей вязкости. В этом случае пока­затели прочности асфальтобетона близки к тем, которые достига-

-250-

ются при приготовлении всей смеси с высоковязким битумом ( с глубиной проникания иглы 20-40 I/IO мм).

6. Рассмотрена трехэлементная реологическая модель асфаль­тобетона. На основе теоретического анализа модели и эксперимен­тальных данных показано, что при статическом воздействии на­грузки коэффициент вязкости асфальтобетона является переменной величиной. С увеличением времени воздействия нагрузки коэффи циент вязкости увеличивается пропорционально логарифму времени. Интенсивность развития деформаций во времени зависит от типа асфальтобетона. На первом этапе действия нагрузок в режиме

U s Const большими деформациями характеризуются малощебенис? тые асфальтобетоны, при длительных времени нагружения, предель­ная деформация многощебенистых асфальтобетонов, особенно с ми­неральной частью прерывистой гранулометрии, значительно ниже, чем асфальтобетонов с малым содержанием щебня. Это может слу­жить доказательством высокой устойчивости многощебенистых ас -фальтобетонов с прерывистой гранулометрией к развитию пласти -ческих деформаций при длительной эксплуатации в условиях жарко­го климата республики Чад.

7. Изучена уплотняемость асфальтобетонных смесей и пока­зана применимость для ее описания экспоненциального уравнения О.Т.Батракова, учитывающего кинетику изменений средней плотно -сти во времени под нагрузкой. Уплотняемость асфальтобетонных смесей зависит не только от содержания щебня в смеси, но и от вида гранулометрии минеральной части. Асфальтобетонные смеси типа А с прерывистой гранулометрией отличаются лучшей уплот -няемостью, чем смеси этого же типа с непрерывной гранулометри­ей. Это обусловливается структурой смесей с прерывистой грану лометрией: меньшей раздвижкой крупных зерен и смазывающей спо-

-231-иобностью свободного битума, покрывающего эти зерна.

8. Результаты исследований проверены в производственных условиях путем строительства участков покрытий дорог в Харько -ве из смесей с прерывистой гранулометрией, а также использова -ны при разработке рекомендаций по назначению рациональных сое -тавов асфальтобетонов для дорог разных категорий, применительно к климатическим условиям республики Чад.

-232-

Л И Т Е Р Л Т У Р А

I « , в . с . E . G . к . Manuel sur l e s comptages r o u t l e r s e t l e s enque-

tes de traf icMinistere de la cooperation franc. 1976,168 P, 2.KARST JACQUl!:S.Troislerae conference routiere Africaine .Abidj­an,"Ind.Et travaux outre-mer".1976 .24.№277.830-832 p.

3. BENHOUHOU.A.Quatrieme conference routiere africaine.Nairo-bi(Kenya) .Revue generale des routes;I980.№564.p. 49-52.

4. CABOT J.Bouquet C.Geographie "LE TCHAD" .Hatier.1997.100 p. 5. CABOT J.BOUQUET C.Atlas pratique du Tchad.Institut nationa-

le tchadien pour les sciences Humaines..I.G.N.Paris.1972 76 p ^* B.C.E.O.M-C.E.B.T..P.Manuel sur les routes dans les zones

tropicaux et dezertiques.Tome I.Ministere do le cooperation Franc. 1975.285 p.

' • B.C.E.O.M-C.E.B. .Т.Р.Г4апие1 sur les routes dans les zones tropicaux et dezertiques.Tome II.Ministere de la cooperatia on Franc.1975. 483 p.

8. Б.И.Ладыгин. Прочность и долговечность асфальтобетона.Изд. Наука и техникат Минск, 1972. - 285 с.

9. К.Ф.Шумчик. Исследование сдвигоустойчивости покрытий из песчаного асфальтобетона в условиях БССР, канд.диссерт., -Минск, 1970. - 143 с.

10. Яцевич И.К., Абдель Баги А.Х. Технологические особенности асфальтобетона на битумах повьпыенной жесткости. В сб. Авто­мобильный транспорт и дороги. - Минск, Высшая школа, 1977, вып. 4, с. 122-124.

11. Л.Н.Горецкий. Теория и расчет цементобетонного покрытия на температурные воздействия. - М.: Транспорт, 1965, с.234.

-233-

12, JONEAUX R.Possibilites comparees des routes non revetues dam

ns*les pays afrlcalns.Ministere de la cooperation Franc, 19^^. 135 p.

•'•'* C.E.B.T .P. Guide pratique de dimensionneraent des chaussees ponr les pays tropicaux.Ministere de la cooperation Franc. 1960.155 p .

J-4. Min i s t e r e des t ranspor t s .Recommendat ion pour l a r e a l i s a t i o n

de's couches de chaussees en betoxi biturnincux cloute.ETRA

LCTC.I978.20 p .

^'^' Cahie rs du groupe Frangaia de rheologie,TomeV.№5.I9fSO par®

12" p .

°' SETRA-LCPC.Directive pour la realisation des couches desur-fa'ce de chaussee en heton bitumineux.Paris. 1980. 35p.

•'•'* GODDARD R.W.D. POWELLRe si stance a la fatigue des enrobes des ns^s.Influence des facteurs formulation et temperature.Bi-turrfes et enrobes bitumineux.Numero specially.1977. 313 P.

18. В.А.Золотарев. Долговечность дорожных асфальтобетонов. -Харьков, Вища школа. Изд. ХГУ, 1977, с. П б .

19. Р.Д.Маглаклидзе. Повышение сдвигоустойчивости асфальтобето­на в дорожных одеждах, работающих в условиях жаркого клима­та и горного рельефа. Диссертация на соискание ученой сте -пени канд.техн.наук, - Харьков, 1982, - с. 187.

20. В.Ф.Бабков, О.В.Андреев. Проектирование автомобильных до -рог. Часть I. Транспорт. - Mv: 1979, - 356 с.

21. В.М.Голидзе. Асфальтобетон в условиях южного климата.Труды ХУ научно-технической конференции Грузинского политехничес кого института, вып. 13, - Тбилиси, 1970, с. 54-60.

22. Г.К.Сюньи. Дорожный асфальтовый бетон. Государственное из­дательство Литература по строительству и архитектуре УССР.-Киев, 1962, - с. 236.

-254-

23. В.А.Золотарев. Исследование свойств асфальтобетонов различ­ной макроструктуры. Диссертация на соискание ученой степе­ни канд.техн.наук. - Харьков, 1967.

24. В.П.Сахаров. Дорожно-строительные материалы. Гостранстех-издат, 1933.

25. В.П.Сахаров. Способы проектирования асфальтобетонных сме -сей. Ж. Транспорт, № 12, 1935.

26. М.И.Волков. Некоторые вопросы теории асфальтобетона.Труды МАДИ. вып. 23, 1958, - с. 31-36.

27. М.И.Волков, В.А.Золотарев. О температурно-временной зависи­мости прочности асфальтовых бетонов. Журнал Известия вузов № 3, 1970,

23. И.М.Борщ. Процессы структурообразования в асфальтовых мате­риалах. Труды ХАДИ," вып. 28, 1951.

29. В.М.Смирнов. Структура и механические свойства асфальтово­го бетона. - Харьков, изд. ХГУ, 1954, Труды ХАДИ, вып.17.

30. В.М.Смирнов. Исследование физико-механических свойств ас­фальтобетона и его структурных особенностей. Автореферат диссерт.на соискание ученой степени канд^техн.наук. - М., 1954. - с. 19.

31. Золотарев В.А. Исследование структурно-механических свойств асфальтобетонов. Автомобильные дороги и дорожное строитель­ство. 1965, вып. I. - с.90-96.

32. В.А.Золотарев. Исследование свойств асфальтобетонов различ­ной структуры. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Харьков, 1967, с. 24.

33. П.А.Ребиндер. Физико-химическая механика как основа закреп­ления грунтов в дорожном строительстве и производстве строительных материалов. Труды Совещания по теоретическим основам технической мелиорации грунтов,изд.1ЛГУ. - М.,1961.

-235-

34. П.А.Ребиндер, Н.В.Михайлов. Научные основы технологии про­изводства новых материалов. Вестник АН СССР, № 10, I96I.

35. В.М.Сиденко, О.Т.Батраков, А.И.Леушин. Технология строи -тельства автомобильных дорог, часть П. Технология строи -тельства дорожных одежд. - Шев, Вища школа, 1970, 330 с.

36. И.В.Королев, В.А.Золотарев, В.А.Ступивцев. Асфальтобетон­ные покрытия. Изд. Донбасс. - Донецк, 1970,-с.201-207

37. DURIEZ М. Betons bitumineux compacts executes a chaud ,(2a-racteristiques et performances d'un beton type.revue Gene rale des routes et des aerodromes.№273.1954.

38. И.В.Королев, О.Т.Батраков. О толщине битумной пленки в ас­фальтовых бетонах. Труды СоюздорНИИ, вып. 46, - М.: 1970,-с. 201-206.

39. О.Т.Батраков, И.В.Королев, Г.Р.Фоменко. Структурно-механи­ческие свойства дисперсных битумоминеральных смесей. Труды СоюздорНИИ, вып. 44. - М.: I97I, - с. I05-II4.

40. И.В.Королев, К.С.Дроздов, Б.И.Дегтярев. Когезионная проч -ность битума в тонких слоях. Изд. вузов, серия Строитель -ство и архитектура, № 3, 1976,-с. 152-156.

41. И.А. Рыбьев. Асфальтовые бетоны. - М.: Высшая школа, 1969.-с. 396.

42. Л.Б.Гезенцвей и др. Дорожный асфальтобетон. - М.: Транс -порт, 1976, - с. 336.

43. А.С.Колбановская, В.В.Михайлов. Дорожные битумы. - М.:Транс порт, 1973.

44. И.М.Руденская. Взаимосвязь свойств и состав битумов. Труды СоюздорНИИ, вып. 46, 1970, - с. 25-30.

45. NAKEL Е. Sparsamer Ъапеп- Ьех steigenden anforderungen. Bit­umen. 1975 .37.№5 .137-149 P.

46. В.А.Золотарев. Закономерности деформирования и разрушения битумов и асфальтобетонов как основа улучшения и регулиро-

-256-

вания их свойств. Диссентация на соискание ученой степени докт.техн.наук. - Харьков, 1932.

47. А.М.Алиев. Исследование сдвигоустойчивости асфальтобетонов при высоких температурах. В кн.: Повышение качества асфаль тобетона. - М.: СоюздорНИИ, 1975, - с. II9-I24.

48. Л.Б.Гезенцвей. Асфальтовый бетон из активированных мине -ральных материалов. - М.: Стройиздат, I97I, - 255 с.

49. Ганжула А.И. К вопросу устойчивости асфальтовых бетонов при высоких температурах. Труды МАДИ, вып. 22. Автотрансиздат^-М.: 1958, -

50. Н.В.Горелышев. Рациональная структура асфальтобетона и ее влияние на работоспособность дорожных покрытий. Сб. Докла­ды и сообщения на научно-техническом совещании по строи -тельству автомобильных дорог. - М.: 1963.

51. Н.Н.Иванов. Пути повышения качества асфальтобетонных покры­тий. Труды МАДИ, вып. 23, Автотрансиздат. - М.: 1958.

52. Н.Н.Иванов. Способ подбора наиболее плотной смеси. Ж.Авто­мобиль и дорога, № 4-6, 1930.

53. Н.В.Горельшев, К.Я.Лобзова и др. Асфальтобетонные смеси с уменьшенным содержанием битума. Автомобильные дороги, 1978, № 4, - с. 4-6.

54. К.Я.Лобзова, Н.В.Горелышев, Б.В.Маркин. Витумо-минеральные смеси с уменьшением содержания битума для устройства осно­вания под асфальтобетонные покрытия. В сб. Материалы 1У Все союзного совещания по основным направлениям научно-техни -ческого прогресса в дорожном строительстве, вып. 4. - М.: 1976,- с. 45-50.

55. В.М.Гоглидзе. Пути повышения устойяивости асфальтобетонных покрытий в южных климатических условиях. Сборник докладов и совещаний на научно-техническом совещании по строительству автомобильных дорог. - М.: СоюздорНИИ, 1963, - с. 379-384.

-237-

56. В.М.Гоглидзе. Асфальтобетон в услови^к южного климата.Тру­ды научно-технической конференции Ш И . Вып. 13. - Тбилиси, 1970, - с. 54-60.

57. В.М.Гоглидзе. Некоторые вопросы оценки прочности смесей, применяемых в дорожных покрытиях. Труды МАда,1958, вып.23, с. I06-II0.

58. В.М.Гоглидзе. Расчет нежестких дорожных покрьгаий на сдви -гоустойчивость. Тезисы докладов на XIX научно-технической конференции вузов Закавказских республик. - Тбилиси,1977, с. IIO-III.

5 9 . LUCAS,А.G. M o d i f i e d b i t u m e n s f o r r o l l e d a s p h a t s , " H i g h w a y s

and r o a d c o n s t r u c t i o n i n t e r n a t i o n a l . " 1976 , 4 4 . № 1 8 0 0 . 4 - 5 p.

6 0 . DOAN TU HO. CxRIGNARD ,UGE,"P • . K v o l u t i o n s u r rouffie

de l i a n t e t e n r o b e s b i t u m i n e u x , E t u d e de l a b o r a t o i r e s u r p r e

l evemen t .LCPC, R a p p o r t de r e c h e r c h e . № 4 5 . 1 9 7 ^ . 4 6 p . 8 8 Pa

6 1 . GRIMAUX.J.P.GRIGNARD A.HUET M. Reve tement en b c t o n de l i a n t e

H y d r o c a r b o n n e s m o d i f i e s . L C P C . R a p p o r t de r e c h e r c h e I c p c IP

6 2 . 1 9 7 6 . 4 6 p .

6 2 . SOLIMAN S . I n f l u e n c e der> p a r a m e t r e de f o r m u l a t i o n s u r l e

compor tement a l a f a t i g u e d ' u n e n r o b e b i t u r a ineux .LCPC.

R a p p o r t de r e c h e r c h e № 5 8 . 1976 ,104 p .

6 3 . GARRIQUES C.VINCEF:' P , S u l f u r a s p h a l t b i n d e r s f o r r o a d con

s t r u c t ion.New S u l f u r Washington,13.6 1 9 7 5 . 1 0 0 - 1 5 3 . P .

64. Сайко Соатиро, Способ повышения прочности асфальтовых бето­нов путем добавки бетонной крошки. СЭКО, Гидзюцу,1975, №8.

6 5 LOVACEK.ZDEIW.K.STIBRANY PAVEL,VOVZKY m e s t k y s h nowunikacuv

z a r a d o v a c i c h p r u h o c h k r i z o v a t i c h s p o u r i t i r a p l a s t i k y c h homo

t s i l n OErop. 1 9 7 5 . 3 6 . № 5

- 2 3 8 -

бб. DUBNER.R.Wasserfuhrrende fahrbahnrader von asphaltsaben in

r a t i o n e l l e r festigung-bitumen.I976.38.N02. 55p.

67.DUBI\fER R. Temperaturfagen beim Einbau und verdichten von

asphaltsabenmischgut.Strassenban technik 1973.№1. page23-

28. 68.V.VEVERKA. Resistance a I'ornierage des chaussees a revete-

ment hydrocarbonique.Journal technique rout.N^ spec,I97325^ 17

69,VERSTRATEN. JContr ibut ion a l a formulation de melange hydr

ocarbones durables et s t a b l e . Journal technique rou t i e r e № З.Тога 23. 1978 p . I - I 6 .

70. Н.И.Иванов. Прочность и устойчивость покрытий из смесей ка­менных материалов и органических вяжущих. Труды МДЦИ, вып. 18, 1956, с. 5-12.

71. Н.А.Сархан. Разработка требований к сдвигоустойчивости ас­фальтобетонных покрытий в условиях жаркого климата Египта. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. -М.: 1977, - с. 166.

72. М.И.Баловнева. Исследование влияния гранулометрического сое тава- на сдвигоустойчивость асфальтобетона. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - М,: 1969,с.277.

73. Э.А.Казарновская. К вопросу о характеристиках прочности ас­фальтобетона. В сб. Доклады и сообщения по строительству автомобильных дорог. - М., 1963, - с. 43-47.

74. Л.С.Губач. Исследование сдвигоустойчивости теплого асфальто­бетона в процессе его деформирования. Автореферат диссерта­ции на соискание ученой степени канд.техн.наук - 0мск:1970, с. 20.

75. Е.Г.Таращанский, Ю.В.Соколов, Л.С.Губач. Особенности дефор­мирования покрытий из теплых асфальтобетонных смесей. Авто­мобильные дороги, № 9, 1965, - с.18-19.

-239-76. А.В.Полетаев, Е.Г.Авруцкая. Пути повышения сдвигоустойчи-

вых покрытий для условий Средней Азии. Труды СоюздорНИИ, вып. 46, 1976, - с. 98-101.

77. А.И.Лысихина. Дорожные покрытия и основания с применением битумов и дегтей. Автотрансиздат, - М.: 1962, - с.360.

78. О.Т.Батраков, В.А.Золотарев. Исследование прочностных свойств асфальтовых бетонов. Изд. вузов №9, I976,-cII3-II6.

79. М.И.Валовнева. К вопросу о сопротивлении асфальтобетона сдвигу. Труды СоюздорНИИ, 1967, вып. II, - с. 127-136.

80. В.А.Захаров. Исследование влияния состава горных смесей на устойчивость покрытий автомобильных дорог. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Л.:1964,-с.17б.

81. НЕWIT.WILLIAM L.Analysis of flexible paving mixtures the о retical design procedure based on shear strength.Highway res.Rec.No 104.1965.

8 2 . ELVIIA J.L.FERNANDEZ J .A . DEL CAKPO.comportement mecanique

des melanges h i t u m i n e u x . B u l l e t i n des l i a i s o n des l a h o r a t o i -

r e s des ponts e t chaussees.No spec;V.1977.153-163 p .

83. В.Н.Кононов, М.Н.Клейман. К вопросу выбора новых парамет -ров оценки свойств асфальтобетона. Сборник докладов и сооб­щений на научно-техническом совещании по строительству ав -томобильных дорог. СоюздорНИИ, - М.: 1963, - с. 400-414.

84. В.В.Страгис. Обоснование требований к сдвигоустойчивости асфальтобетона, применительно к местным условиям Литовской ССР. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн. наук, - Вильнюс, 1974, - с. 184.

85. А.Я.Грибков. Ж. Транспорт и дороги города, 1934, № I, с. 14-15.

86. Н.Ф.Починский. Исследование прочности асфальтобетона в за­висимости от оптимальных составляющих. Труды ГДАДИ, вып.25, I96I.

-240-

87.G0ETI.W.H.andSCHAUBS.H.Trlaxial t e s t i n g of b i tuminous mix

tures.ASTM.STR.№ 253 2929.

88. Н.М.Авласова. Зависимость структуры и свойств асфальтобе­тона от дозирования компонентов. Автотрансиздат, - М.: I960, с. 31.

89. Н.В.Горелышев. Рациональная структура асфальтобетона и ее влияние на работоспособность дорожных покрытий. Сб.докла­дов и сообщений на научно-техническом совещании по строи­тельству автомобильных дорог. СоюздорНИИ. - М,: 1965, с. 200-222.

90. В.А.Захаров. Исследование упруго-пластических свойств би-тумоминеральных смесей. Доклад и сообщение на научно-тех -ническом совещании по строительству автомобильных дорог.-М.: 1963, - с. 428-443.

91. В.А.Захаров, А.А.Калерт. Сдвигоустойчивость черных дорож -ных покрытий. Автомобильные дороги, № 7, 1967,- с.16-17.

92. Чань Динь Биу. Исследование некоторых вопросов технологии строительства асфальтобетонных покрытий в условиях жаркого и влажного климата. Автореферат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук, МАДИ. - М.: I97I, с. 23.

93. Н.Н.Иванов. Об установлении требований к прочности асфаль­тобетонных покрытий при высоких температурах. Труды МАДИ, вып. 16. - М.: с. 5-II.

9 4 . NIJBOER L.V/.Hecanical des ign of a s p h a l t roads.Proc.HRB

1954. Vol 23 .

95. Н.В.Горелышев. Принцип структурообразования асфальтового бетона. Труды СоюздорНИИ, вып. 7, Изд. Транспорт, - М.: 1966, с. 37-38.

96. А.М.Богуславский. Оценка асдвигоустойчивости и трещиноус-тойчивости асфальтобетонных покрытий. Автомобильные дороги, № 9, 1976, - с. 10-12.

-241-97. В.М.Сиденко, О.Т.Батраков, М.И.Волков. Автомобильные дороги.-

Киев: Буд1вельник, 1973, с. 173. 98. О.Т.Батраков, А.В.Юхименко. Исследование реологических

свойств асфальтовых бетонов. Известия вузов, серия Строи­тельство и архитектура, № II, 1965, с. 83-89.

99. И.В.Королев. Дорожный теплый асфальтобетон. - Харьков,Вища школа, изд-во ХГУ, 1975, с. 183.

100. А.М.Богуславский, Л.А.Богуславский. Основы реологии асфаль­тобетона. Высшая школа. - М.: 1972, - 200.

101. И.М.1^денский, А.В.руденская. Реологические свойства биту-моминеральных материалов. - М.:Высшая школа,I97I, - с.130.

102. И.М.Руденская, А.В.Руденский. Реологические свойства биту­мов. - М.: Высшая школа, 1967, - с. 115.

103. Ю.П.Ткачук. Влияние структурных особенностей асфальтобето­на на закономерности его вязкоупругого поведения при стати­ческом нагружении. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - Харьков; 1977.

104. В.А.Золотарев, С.М.Мищенко. Исследование внутреннего тре -ния при деформации асфальтобетона. Вести Львовского политех нического института, 1976, № 97, с. 133-137.

105. радЕУ.Л.А ZOLOTAREV VA.VINOCJRADOV G.V V i s c o - e l a s t i c p ro -

p e t i e s of bi tumens in con t inous and c i c l i c de format ion .

Rheo i .Ac ta ,1975 . Vol . 1 4 . № 2 . 135-144 p .

106. В.А.Золотарев. Влияние вязкости битума на механические свойства асфальтобетона. Известия вузов. Строительство и архитектура, 1977, № 10, - с. 135-139.

107. И.М.Борц, Г.М.Мищенко, З.А.Золотарев, Влияние состава и структуры асфальтобетона на его уплотняемость. Автомобиль­ные дороги. № 6, 1984, с.22-23.

108. О.Т.Батраков.Теоретические основы уплотнения грунтов земля-

-242-

ного полотна и слоев дорожных одежд катками на пневматичес­ких колесах. Автореферат диссертации на соискание ученой степени д-ра техн.наук. - М.: 1979, с. 29,

109. Н.Н.Маслов. Проблема устойчивости и деформации грунтов. M.-I., ГОСэнергоиздат, I96I, 324 с.

Н О . Ю.В.Соколов. Исследование структурно-механических свойств и сдвигоустойчивости битумоминеральных смесей на эмульсии с учетом свойств минерального остова. Автореферат диссерта­ции на соискание ученой степени канд.техн.наук, Омск, 1966, с. 18.

111. Рекомендации по проектированию строительства прочных и теп­лоустойчивых дорожных покрытий. Под ред. А.А.Иноземцева. -Л.-М.: Госстройиздат, 1963, с. 65.

112. Качанов A.M. Теория ползучести. Физматиз. - М.: I960. И З . Б.И.Ладыгин. Исследование пригодности слабых каменных мате­

риалов для асфальтобетонных покрытий. Докторская диссерта -ций, - М.: 1955.

114. А.О.Салль. Уточнение расчетных параметров битумоминеральных материалов при воздействии повторных нагрузок. Труды Союз -дорНИИ, вып. 78, - М.: 1974, с. 221.

115. Я.Махмудов. Исследование прочности и деформационной устойчи­вости асфальтобетонных покрытий при высоких температурах в условиях сухого и жаркого климата Узбекской ССР, Авторефе­рат диссертации на соискание ученой степени канд.техн.наук,-М.: 1973, 18 с.

116. Е.М.Лившиц. Теория молекулярных сил притяжения между тела­ми, ШЭТФ, т. 29 в I/7I, июль 1956, с. 94-110.

117. Н.Е.Дзялошинский, Е.М.Лившиц, Л.П.Питаевский, Ван-дер-Ва -альсовы силы в жидких пленках. ЮТФ, т.37 в 1/7) июль, 1959, с. 229-241.

-243-

118. Е.М.Лившиц, Л.П.Питаевский. Теоретическая физика. Статисти­ческая физика. Часть 2. Теория конденсированного состояния. Наука, - bL: 1978, 478 с.

119. Н.Н.Павлов. Теоретические основы общей химии. Высшая школа-М.: 1978, - 478 с.

120. Д.Ж.Гиршвельдер, Г.Кертис, Р.Берд. Молекулярная теория га­зов и жидкостей, изд-во И.Л., - М.: 1961, с. 929.

121. И.Ф.Ефремов. Периодические коллоидные структуры. Химия, Л., I97I, - с. 190.

122. С.Моррисон. Химическая физика поверхности твердого тела, -Мир. - М.: 1980. - с.488.

123. Д.С.Сандитов, Г.М.Бартенев. Физические свойства неупорядо -ченных структур. Наука. Сибирское отделение. Новосибирск, 1982, - с. 254.

124. Ю.А.Покутнев, О.Т.Батраков, Н.М.Гудзинский. Полимерные мате­риалы в дорожном строительстве. Изд-во НТО, Харьков, 1982,-с. 60.

125. В.М.Сиденко, О.Т.Батраков, Ю.А.Покутнев. Дорожные одежды с парогидроизолятдионными слоями. Транспорт. - М.: 1984, -с. 142.

126. Я.А.Калужский, О.Т.Батраков. Уплотнение земляного полотна и дорожных одежд. Транспорт. - М.: I97I, - с. 157.

127. Ю.Н.Работнов. Ползучесть элементов конструкций. Науку. - М.: 1966, с. 752.

128. И.И.Гольберг. Механическое поведение полимерных материалов. Химия. - М.: 1970, - с. 189.

129. П.М.Огибалов, В.А.Ломакин, Б.П.1й!шкин, Механика полимеров, изд-во МГУ, 1975, с. 527.

130. М.А.Колтунов, В.П.Майборода, В.Г.Зубчанинов. Прочностные расчеты изделий из полимерных материалов. Машиностроение,-

-2U-

М.: 1983, - с. 235. 131. А.К.Бируля, О.Т.Батраков. Конструирование и расчет дорожных

одежд с учетом их структурно-механических свойств. Песп.сб. "Автомобильные дороги и дорожное строительство". Киев:,в.1, 1965, - с. 27-35.

133. О.Т.Батраков. Учет кратковременных нагрузок при конструиро -вании и расчете нежестких дорожных одежд. Материалы к науч.-тенх.конференции по динамике воздействия на грунты и одежды автомобильных дорог. - Л.: 1984, с. 102-107.

133. Н.И.Безухов. Введение в теорию упругости и пластичности. Стройиздат, 1950, - с. 247.

134. Ду15:Дурье. Теория упругости. Наука. Физматгиз, - М.: 1970,-с. 939.

135. ГОСТ 9128-76. Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродромные и асфальтобетон. - М.: 1978. - с. 27.

136. ГОСТ 12301-77. Смеси асфальтобетонные дорожные, аэродром -ные, асфальтобетон. Методы испытаний. - М.: 1977, - с. 37.

137. Руководство по строительству дорожных асфальтобетонных по -крытий. - М.: Транспорт, 1978, - 190 с.

138. Л.С.Губач, Ю.В.Соколов. К вопросу оценки сдвигоустойчивости дорожного асфальтобетона. Труды Тюменского индустриального института. Тюмень: 1969, - 35-40 с.

139. В.П.Подосинова. Исследование структурно-механических свойств песчаных, горячих и теплых асфальтобетонов. Диссертация на соискание учен.степ.канд.техн.наук. - Харьков: 1972.

140. VENGAYLY М.contribution а 1'etude du comportement • mecanique du beton bitumineux par des essais a vitease de deformation constante. These de docteur ingenieur.. Paris.1970.195 p.

-245-141. I-:ALAISE;M.VAN GAUWELAICRT P.Le pourcentage des vides residuels

p^rametre raajeur de la composition d'un beton asphaltique ferme. revue generalc des routes et aerodromes. 1973 page 45

I42,B0NN0T' J.Le point de vue frangais sur la formulation de materiaux bitumineux stables et sur la reparation des re-te vetements ornieres. Revue generale des routes et aerodromes № 579. I98I. P.43-44.

143 • BROV/N S.E.Essais triaxiaux sur enrobes bitumineux en char gement repete ou en fluage.Bull.LiaisonSpec.V.1977.0.125-137.

144 AUSSEDAT.G.L'essai de fluage dynamique dans la formulation des enrobes et lo dimensionnement des chaussees.Bull. Liai son laboratoire des ponts et chausseees ;Special V.I977 139-151 p.

145. И.А.Рыбьев. Строительные материалы на основе вяжущих вещеетв - М.: Высшая школа, 1978, - 308 с.

146. Н.В.Горелышев. Исследование асфальтобетона каркасной струк­туры и его эксплуатационных свойств в дорожных одеждах. Ав­тореферат на соискание ученой степени д-ра техн.наук. - М.: 1978, - 36 с.

147. DURIEZ М. ARRAMBIDE J. Nouveau traite de materiaux de com sti;uction.Tome 3; dunod. paris 1962 1543 page.

148. А.О.Салль. Влияние гранулометрии минеральных составляющих на свойства асфальтобетона. Труды Союэдорнии, вып. И З . - М.: 1979. - с. 3-14.

149. Н.В.Горелышев, К.Я.Лобзова. Устройства асфальтобетонных ос­нований повьш1енной пористости. Труды Союэдорнии, вып. 99. -М.: 1977, с. 9-22.

-246-

150. Е.А.Веребская. Исследование вязкоупругих свойств дорожных битумов. Автореферат диссертации на соискание учен.степени канд. техн.наук. - Харьков: 1978, - 21 с.

151. Ю.В.Завадский. Статическая обработка эксперимента. - М.: Высшая школа, 1976, - 270 с.

152. И.М.Грушко, В.М.Сиденко. Основы научных исследований - Харь­ков. ХГУ, 1977, - 199 с.

153. Г.М.Мищенко. Исследование асфальтобетона как материала для полов промышленных зданий. - Диссертация на соискание учен, степ. канд.техн.наук. - Харьков: 1974, - 192 с.

154. Т.А.Ларина. Двуступенчатая битумосберегающая технология про изводства асфальтобетонных смесей. Диссертация на соискание ученой степени канд.техн.наук. - М.: 1984.

155. А.А. Павлык, Е.М.Коссовский и др. Новая техника, изобрета­тельство и рационализация в дорожном строительстве. - Киев: Буд1вельник, I98I, - 12§ с.

-247-

ПРИЛОЖЕНИЕ I Калькуляция приготовления горячих асфальтобетонных

смесей имесь тип I СНиП 1У-3.82, часть 1У,табл.27-58

-' стоимость руб.

Стой- j мость ; единицы} измере-j* ния j , L

количест во один

I. Затраты труда дн. - 22,1 -

2. Заработная плата руб. 13 - 13 33. Асфальтобетонный завод т.ч. 121,8 3,18 387,32 4. Щебень фракции 3-10 мм мЗ 5,12 50,35 257,79 5. Высевки запорожские п 2,15 13,42 28,85 б. Песок п 3,11 4,62 14,36 7. Минеральный порошок Т 5,04 5 25,2 8. Битум вязкий м 34 6,25 212,5

54 7,02 9. Начисление на зарплату строителей % 13

10. Начисление на зарплату машинистам 11, Прочие материалы

В с е г о : 1011,7 р. Стоимость I т смеси составляет 10,11 руб.

It 49,6 54 26,79 руб. 38,9 - 38.9

-248-

ПРИЛОЖЕНИЕ 2 Калькуляция стоимости приготовления асфальтобетона

по предложенноь^ составу

Ш пп Наименование элемен- ! Ед. тов работ ! изм. Т ! имесь прерывистая, !Стоим- ! тип А !мость !количество !ед.изм.! t f

один стоимость

руб.

I. Затраты труда ч./дн. - 22,1 -

2. Заработная плата руб. 13 - 13 3. Асфальтобетонный завод т.ч. 121,8 3,18 387,32 4. Щебень фракции 5-12 мм м^ 5,12 38,84 198,86 5. Песок п 3,11 35,18 109,4 б. Минеральный порошок т 5,04 8 40,32 7. Битум вязкий п 34 5,5 187 8. Нахшсление на зарплату строителей % 13 54 7,02 9. Начисление на зарплату машинистов п 49,6 54 26,79

10. Прочие материалы руб 38,9 - 38,9

В с е г о : 981,82 Стоимость I т смеси составляет 9,81 руб.

-249- Приложение 3

24 сентября 1984 г - ^ Г.Харьков Мы, нижеподписавшиеся от АБЗ треста Харьковспецстройме-

ханизация главный инженер Головенчиц С.Ф., зав. лабораторией Губская М.А., технолог Трембач В,В., от Харьковского автомобильно-дорожнбго института им.Комсомола Украиньт и. о.профессора Залотарев В.А. ^ мл.'н.'С. кафедры дорожно-стройтельных материалов "Поясник Г.В., Ш1Л1.С. дафедры строительства и эксплуатации дорог'Джамаль Али, составили настоящий акоГгв том, что в сентябре 1984 года пост-роен опытный участок на внутриквартальной дороге в пос.Рогань.'

Температура воздуха 15-18°С,^ бкорость ветра 3-5 м/с, ясно. Приготовлено и уложено покрытие в верхнем слое асфаль­

тобетонная смесь прерывистой гранулометрии (АПГ) типа А. Для приготовления АПГ использованы следующие материалы:

битум - Кременчугского НПЗ, с условной вязкостью бб мм" , ще бень - гранитный Передаточного карьера Запорожской области M-I20 МПа, песок Кампчанского карьера, М -I,01, минеральный по-кр рошок из Балаклавского известняка.

Принят следующий состав асфальтобетона: щебень фр. 5-12 мм 54%, песка 38%, минеральный порошок 6%, битум 5,5%.

Физико-механические свойства отобранных на заводе смесей приведены в табл. I.

Таблица I. № пробы Объемная Водонасыщение Набухание Предел прочности К масса, % % при сжатии, МПа

^/с^ 20 50 • 20 3,77 1,00 3,50 0,9 3,77 1,03 3,50 0,9 3,55 1,03 3,38 0,9

1^ 2,37 2,06 0,39

2 2,37 2,11 0,44

3 2,36 2,42 0,51

-250-

П Р И Л О Ж Е Н И Е 4

-251-

МЙНИСТЕРСТВО ВЫСШЕГО И СРЕДНЕГО СПЕЦИАЛЬНОГО ОБРАЗОВАНИЯ УССР ХАРЬКОВСКИЙ АВТОМОБИЛЬНО-ДОРОЖНЫЙ ИНСТИТУТ

им. Комсомола Украины

НАЗНАЧЕНИЕ РАЦИОНАЛЬНЫХ СОСТАВОВ АСФАЛЬТОБЕТОНА С УЧЕТОМ РЕГИОНАЛЬНЫХ КЛИМАТИЧЕСКИХ УСЛОВИЙ И КАТЕГОРИЯ ДОРОГ

РЕСПУБЛИКИ ЧАД (Производственные рекомендации)

Составил: инж. ДЕАМАЛЬ АЛИ. Научный руководитель:

д-р техн.наук ЗОЛОТАРЕВ В.А.

Харьков 1984

-252-

В В Е Д Е Н И Е

Одним из путей повышения долговечности дорог с асфальто­бетонными покрытиями является дифференцированное назначение составов асфальтобетона в зависимости от природно-климатичес­ких и транспортных условий.

Настоящие рекомендации содержат предложения по рациональ ному использованию асфальтобетонов, применительно к транспорт ным, природно-климатическим условиям и местным дорожно-строи­тельным материалам различных регионов в республике Чад; в за­висимости от типа асфальтобетона, вязкости битума и температу­ры с учетом запаса на усталость.

"Рекомендации..." предназначены для дорожных организаций, проектирующих, строящих и эксплуатирующих дорожные одежды с применением асфальтобетонных слоев.

"Рекомендации ..." составлены в ХАДИ совместно с докто -ром технических наук проф. Батраковым О.Т. и доктором техни -чемких наук и.о.Золотаревым В.А.

При разработке рекомендаций учтены также результаты иссле дования СоюздорНИИ, ХАДИ, МАДИ, ГипродорНИИ.

-253-

I. ОБЩИЕ ПОЛОЖЕНИЯ 1.1. Повышение долговечности асфальтобетонных покрытий,

наряду с использованием общеизвестных организационных и тех­нологических методов, может быть достигнуто путем обоснования дифференциальных требований к структуре, составам и свойст -вам, а также назначения расчетных физике-механических характе ристик асфальтобетонов с учетом климатических и транспортных условий службы одежд автомобильных дорог,

1.2. Наиболее характерными видами деформаций асфальтобе тонных покрытий на дорогах республики Чад являются сдвиги,пла стические деформации в виде волн, наплывов, выкрашивание (вы­боины), просадка и др.

Интенсивность развития различных видов разрушения опре -деляется, с одной стороны, характером воздействия природно-кли матических факторов и транспортных нагрузок, а с другой - струк турой и свойствами асфальтобетона. При этом, каждым конкрет -ным климатическим и транспортным условиям соответствует опреде ленный состав асфальтобетона, являющийся в данных условиях оп тимальным. Выбор такого состава является одной из первостепен­ных задач при проектировании и строительстве одежд с асфальто­бетонными покрытиями.

1.3. Целью настоящих "Рекомендаций..." является повыше -ние долговечности и экономичности асфальтобетонных покрытий за счет дифференцированного применения типов, видов и марок ас -фальтобетонов в соответствии с условиями движения и климатичес кими особенностями различных районов ЧАД,

-254-

2. Районирование территории страны

2.1. Дифференцирование дорожно-климатических районов, пред­лагаемое в настоящих "Рекомендациях...", основывается на учете максимальных летних температур асфальтобетонных покрытий, а итакже годового количества осадков. Построенное на учете этих признаков районирование территории Чад позволяет вьщелить 3 района (рис. I) - районы обозначены цифрами - индекс А озна­чает, что районирование произведено по температурным условиям работы асфальтобетонных покрытий.

3.2. Определение принадлежности административной области к дорожно-климатическому району необходимо производить в соот­ветствии с данными, приведенными в таблице I и картой страны (рис. I).

Т а б л и ц а I Районирование территории Чад по температурным условиям

работы асфальтобетонных покрытий

Обозначе­ние района

Максимальная температура по­крытия ,

jГодовое {Количество jосадков, j мм

Административная область

A-I 62 50 Борку-Энеди-Тибести-Канем

А-П 60 200-800 Шари-Багирми,Бата, Уаздай, Билтин, Гера

А-Ш 57 до II00 Муаэм-Шари, Логон-Ориэнталь Логон-Оксиденталь Саламат, Мауо-Кеби.

Муаэм-Шари, Логон-Ориэнталь Логон-Оксиденталь Саламат, Мауо-Кеби.

-255-

3. Требования к материалам для приготовления смесей 3.1. Б и т у м ы . Для приготовления асфальтобетооных

смесей применяют нефтяные дорожные битумы, соответствующие-^pe бованиям ГОСТ,22245.76 п ВСЕОМ- СЕВТР -ЮНЭСКО ( Guide pra tique pour I'entretien des routes en afrique).

Для улучшения сцепления битума с поверхностью минеральных материалов основных пород применяют анионактивные вещества ти­па высокомолекулярных жирных кислот. Их вводят в битум в коли­честве 3-Ь% по массе.

Для улучшения сцепления битума с поверхностью минеральных материалов кислых пород применяют катионактивные поверхностно-активные вещества. Эти добавки вводят в количестве 0,5-3% по массе.

3.2. Щ е б е н ь и г р а в и й . Для приготовления асфальтобетона используют щебень, получаемый дроблением массив ных горных город магматического, осадочного или метаморфическо го происхождения.

Свойства каменных материалов должны соответствовать требо ваниям ГОСТ 9128-84, ГОСТ 8267-82, ГОСТ 10260-82, ГОСТ 3344-83, ГОСТ 8268-82, ВСЕОМ-СЕВТР (manuel sur les routes dansles zones tyopicales et dezertiques), ЮНЭСКО (guide pratique pour I'entre tien des routes en afrique»

Для улучшения сцепления битума с минеральными материалами (особенно гравийными) целесообразно проводить активацию их

поверхности введением минеральных вяжущих (известь, цемент) в количестве 1,5-3% по массе минерального материала.

3.3. П е с о к . Для приготовления асфальтобетонных сме­сей применяются как природные, так и искусственные (дробленые)

-256-

Рис. I. Районирование республики ЧАД по условиям работы асфальтобетонных покрытий: A-I - пoJQгпycтыннaя и пустынная зона; А-П - сахельская зона;

А-Ш - зона влажная.

-257-пески. Необходимо применять дробленые пески, что способствует повышению сдвигоустойчивости асфальтобетона.

Песок, применяемый для асфальтобетонных смесей, должен отвечать требованиям ГОСТ 8736-77, ГОСТ 9128-84.

Дробленый песок для асфальтобетона типа Г I и П марок должен изготавливаться из тех же горных пород, которые служат для получения щебня, предназначенного для смеси типа А по ГОСТ 9128-84 .

В качестве дробленого песка допускается применение отхо­дов дробления каменных материалов с небольшим размером зерен 5 мм.

В случае использования в асфальтобетонных смесях граве -листых песков следует производить их обработку известью ?S от массы песчаных фракций).

3.4. М и н е р а л ь н ы й п о р о ш о к . Для смеси 1-1У марок в основном рекомендуется активированный и гидрофо-бизированный, а также неактивированный обычный карбонатный (известняковый) минеральный порошок, отвечающий требованиям ГОСТ 16557-78.

Гидрофобизированные минеральные порошки - это порошки, поверхность частиц которых обработана органическими вяжущими (гидрофобизатором) путем смещения порошка и гидрофобизатора в нагретом состоянии.

Активированные минеральные порошки в соответствии с ГОСТ 16557-78 - это порошки, поверхность частиц которых обра­ботана активатором в процессе измельчения каменных материалов.

Для асфальтобетона I марки рекомендуется преимуществен -ное применение активированных и гидрофобизированных минераль­ных порошков, для асфальтобетонов П марки - гидрофибизирован-

-258-НЫХ порошков. Активированные порошки для асфальтобетона П и Ш марки, гидрофобизированные для асфальтобетона Ш и 1У марок возможно применять при соответствзпощем технике-экономическом обосновании,

Кроме этих минеральных порошков, доцускается применение порошкообразных отходов промышленности: цементная пыль- или.-известь (ЮНЭСКО -4 uide pratique pour I'entretien des routes en Afrique, 1982).

Порошкообразные отходы промышленности, применяемые в ка­честве минерального порошка, должны отвечать требованиям ГОСТ 9128-84, ВСЕОМ-СЕВТР.

4. Оптимальные гранулометрические составы смесей и требования к свойствам асфальтобетона

Асфальтовые бетоны подразделяются в зависимости от вязко­сти применяемого бит5яма и температуры уплотнения на горячие и холодные, в зависимости от крупности применяемых максималь -ных зерен - на крупно-, средне-, мелкозернистые и песчаные;в зависимости от грароглометрического состава - на типы А, Б, В, Г и Д в зависимости от качества используемых минеральных ма­териалов - на асфальтобетоны I, П, Ш и 1У марок.

Зерновой состав минеральной части асфальтобетонных сме -сей и содержание в них битума должны соответствовать требова­ниям табл. I.

Для асфальтобетона типов А, Б I и П марок с целью новы шения плотности асфальтобетона рекомендуется применять смеси с максимальной крупностью зерен 15 мм или 20 мм и не рекомен­дуется использовать смеси с максимальным размером минеральных зерен 10 мм.

Для дорог Ш категории в смесях Ш марки в качестве крупной

-259-

составляющей возможно использовать смесь дробленого и естест­венного гравия требуемых фракций в соотношении 1 : 1 .

В смесях 1У марки на дорогах с малой интенсивностью дви -жения допускается использовать в качестве крупной составляю -щей естественный гравий (желательно) активированный известью или цементом), При этом следует применять мелкозернистые сме­си с содержанием фракции 5-15 мм не более 40^.

Показатели филико-механических свойств плотных горячих асфальтобетонов на территории ЧАД А-П умеренным увлажнением от 200 до 800 мм осадков за год должны соответствовать требова ниям табл. 2.

На всей территории страны А-Ш, где количество осадков за год колеблется в пределах от 200-1100 мм за год, рекомендуе­мые значения пористости минерального остова, остаточной пори -стости, водрнасыщения, набухания и коэффициента длительной во­доустойчивости асфальтобетона необходимого принимать в соответ ствии с требованиями таблицы 3, а значения других показателей свойств в соответствии с требованиями табл. 2.

Для района A-I, в связи с высокими летними температурами, механические свойства асфальтобетонных смесей должны удовлет­ворять требованиям, приведенным в табл. 4, а значения других показателей свойств - в соответствии с требованиями табл. 2

5. Выбор типов и видов асфальтобетона применительно к условиям республики ЧАД

При выборе оптимального типа, вида и марки асфальтобето­на для дороги данной категории и конкретного района строитель­ства целесообразно пользовпться таблицами 5 и 6.

Рекомендуемый гранулометрический состав асф бетонных смесей

Наименование асфальто­бетонных смесей и тип асфальтобетона

Содержание зерен минерального мат ! данного размера, мм Наименование асфальто­бетонных смесей и тип асфальтобетона ; 20 i 15 i 10 i i i „ _ „, i , _

2,5 i 1,25 i \ z i a 1 4 1 D b i 7

Асфальтобетонные смеси для плотного асфальтобетона,при меняемого в серхнем слое по­крытия

- среднезернистых типов непрерывная грануло А 95-100. 80-85 64-70 45-50 30-33 22-28 Б 95-100 85-91 70-80 50-65 38-52 28-39 В 95-100 91-96 80-90 65-80 52-66 39-53

- мелкозернистых типов А 95-100 67-75 45-50 30-38 22-28 Б 95-100 75-85 50-65 38-52 28-39 В 95-100 85-93 65-80 52-66 39-53

песчаных типов Г Д

среднезернистых типов А

мелкозернистых типов А

! <! ! 3 ! 4 ! b ! b ! V

. 95-100 68-83 45-67 _ 95-100 74-93 53-86

прерывистая грацулометрия

95-100 78-85 60-70 35-50 35-50 35-50

95-100 63-75 35-50 35-50 35-50

- 2 6 2 -

Т а б л и ц а 2 Требования к свойствам асфальтобетона

Наименование Нормы к свойствам для асфальто­бетонов марок показателей I I I

I } П } Ш i 1У i а \ (i ! 4 ! D

I. Пористость имнераль ного остова,% по объему для асфальте бетонов типов А и Б 15-19 15-19 15-19 15-19

В и Г 18-22 18-22 18-22 18-22 д - - не более 22 не более 22

2. Остаточная порис -стость, % по обеъму 2,5-4,5 2,5-4,5 2,5-4,5 2,5-4,5

3. Водонасвдение, % по объему, для ас­фальтобетонов, типов:

А 2,0-4,5 2,0-4.5 Б и Г 1,5-3,5 1,5-3,5 1,5-3,5 1,5-3,5 В и д 1,5-3,0 1,5-3,0 1,0-3,0 1,0-3,0

4. Набухание, % по объему,не более 0,5 1,0 1,0 1,5

5. Предел прочности при сжатии. Па,не ме нее, при температу­ре л а) +20°С для ас­фальтобетонов всех типов . 26-10^ 24'10^ 22-10^ 20-10^ б) +50°С для ас­

фальтобетонов ти­пов:

А 11-10^ Ю-10^

-263-Продолжение таблицы 2

-3- т ^ Б и В Г Д

6. Коэффициент водо­стойкости, не менее

7. Коэффициент водо­стойкости при дли­тельном водонасы -щении.не менее

8. Сцепление с мине -ральной частью би­тума асфальтобетон­ной смеси

1Ж-10^ 11-10^ 10*10^ 15-10^

0,9

12*10 13* Ю'

0,85

0,85 0,75

irio^

0,8

0,70

В ы д е р ж и в а е т

9-10^

9» 10^

0,7

0,60

Т а б л и ц а 3 Требования к физическим свойствам асфальтобетона

для покрытий в рамках А-Ш

Наименование ! Нормы для асфальтобетона марок покрытий ! I ! П ! ш !

! 1У i ! г "'"'Г а ! 4 j D

I. Пористость минераль­ного остова, % по объему, для асфальте бетонов типов

А и Б 15-18 15-18 15-18 15-18 В 17-20 17-20 17-20 17-20 Г 17-20 17-20 17-20 -

Д - 17-20 17-20 17-20

-264-

Продолжение таблицы 3

i ! ii ! а ! 4 ! b 2. Остаточная порис -

тость, % по объему 2-4 2-4 2,4/2,5- 2-4 4,5

3. Водопоглощение, % по объему, для асфаль­тобетонов типов:

Б и Г 1,0-2,5 1,0-2,5 1,0-2,5 1,0-2,5 А 1,5-3,0 1,5-3,0 _ _

В и д 1,0-2,0 1,0-2,0 1,0-2,0 1,0-2,5

4. Набухание, % по объему, не более 0,5

5. Коэффициент водо­стойкости, не менее 0,95

6. Коэффициент водо­стойкости при дли­тельном водонасы -щении не менее для асфальтобето -нов из горячих сме­сей 0,90

0,5

0,90

0,8

0,85

0,8

0,80

0.85 0,80 0,75

Т а б л и ц а 4 Требования к механическим свойствам асфальтобетона

для покрытий дорог в районе А-Т

Наименование нормы для асфальтооетонов

марок I i n ! ш i 1У

i <i ! а ! 4 ! D Предел прочности при сжатии МПа не менее ' при температурах:

-265-

Продолжение таблицы 4

i ! ^г ! У ! 4 ! Ь а) +20°С для асфаль-

тобетбн0в;:всех типов 28-10^ 26-10^ 24*10^ 22-10^

б) +50°С для асфаль тобетонов типов

А 12*10^ irio^ - -

Б и В 15-10^ 13-10^ II-10^ 10-10^ Г 16-10^ 14-10^ - -

д - 16*10^ 13-10^ 11-10^

Критериями для установления оптимального типа и вида асфальтобетона (табл. 5 и 6) в каждом климатическом районе для дорог различных категорий служили: температура пласти -ческого разрушения асфальтобетонного образца под действием постоянного ннпряжения при линейно возрастающей его темпера -туре; предельное сопротивление сдвигу при кручении; коэффи -циент длительной водоустойчивости.

В соответствии с приведенными в табл. 5 рекомендациями для дорог I и П категорий наиболее приемлемы асфальтобето -ны с гранулометрией типа А, Б и Г первой марки. При этом содержание щебня в асфальтобетоне типа А рекомендуется в пре­делах 50-55%, поскольку при большем содержании щебня ухудша­ется уплотняемость смеси, снижается водоустойчивость, сдвиго-устойчивость и усталостная прочность асфальтобетона. По этим же причинам содержание щебня в асфальтобетоне типа Б для до -рог Ш-1У технических категорий находится в пределах 35-45%. Содержание битума в смесях применяемых для районов A-I должно быть на 0,5-0,7% меньше, чем для района А-Ш.

-266-

Применение указанных в таблицах 5 и б марок асфальтобе­тона для дорог соответствующих категорий и климатических районов характеризуется наибольшей технико-экономической эффек тивностью. При наличии соответствующего экономического обос -нования допускается применять асфальтобетоны, марка которых выше указанной в таблицах для дорог данной категории. Примене­ние марок асфальтобетонов ниже указанных в таблицах не допус­кается

При назначении марки битума следует придерживаться общего правила, согласно которому с повышением содержания щебня вяз­кость битума должна расти,

Т а б л и ц а 5 Рекомендуемые типы и виды асфальтобетона

для дорог I и П категории

Темпе­ 1 Категория дороги ратур ныв I ! П районы !марка ! !асфаль! !тооето! ! на ! 1 г

тип ас­фальте бетона -!оитум с глу!марка !биной прони!асфаль !кания иглы,!тооетс ! I/IO мм ! на t 1

! ТИП ас! Лфальто-! >! бетона ! ! ! i i

оитум с глу­биной пропи­вания иглы, I/IO мм •л ! ii } а ! 4 ! Ь ! b i У

A-I I А,Б 40/60 КП) А,Б, 60/90 В,Г 60/90

20/40 БПВ

в,г 40/60 20/40 БПВ,БЩ

А-П I А,Б; 60/90 КП) Б,В, 60/90,40/60 В,Г 40/60

20/40 Б Щ БПВ

Г 20/40, БПВ

-2^7-Продолжение таблицы 5,

T~S , 3 ! 5 Г"5 ! б ! Т

А-Ш А,Б. 60/90 1.П Б,В,Г 60/90, В,Г 40/60

БПВ БЩ

40/60 БПВ,БЩ

Для покрытия дорог района А-П и особенно А-Ш должны при­меняться битумы с добавками поверхностно-активных веществ.

Повышение водоустойчивости и сдвигоустойчивости асфальто­бетона для дорог в районах А-П и А-Ш (особенно) может быть достигнуто применением в смесях в качестве минерального порош­ка низкомарочного цемента или добавок извести (БМВ) для дорог высшей категории рекомендуется использование битумополимерных вяжущих (БПВ) с теми же значениями глубины проникания иглы,что и для обычных битумов. В случае необходимости резкого повыше -ния сдвигоустойчивости покрытия могут быть применены асфальто­бетонные смеси с прерывистой гранулометрией, в которых раствор ная составляющая приготавливается на основе высоковязкого биту­ма.

Т а б л и ц а 6 Рекомендуемые типы и виды асфальтобетона для

дорог Ш-1У категории Темпера- t категория дорогТ турные районы ^ н ы е ; : III ! 1у

!марка ! тип ad битум с глу!марка ! тип ас ! битум с !асфаль!фальто! биной прони!асталь !тобе- !бетона! кания иглы,!тоое-1тона ! ! I/IO мм !тона ! f f I

taльтo-! глубиной етона ! проникания ! иглы,1/10 I 1 \ г \ '6 \ 4 ! b ! 6 ! 7 A-I П А,Б,Г 60/90 1У Б,В,Д 40/60,60/90

- 268-

Продолжение таблицы 6

i ! 1 ! 3 ! 4 ! Ь ! Ь ! V

20/40 40/60

П Б,В,Д 40/60 60/90

А-П П А,Б,Г 40/60 1У Б,В.Д 60/90,40/60 А-Ш в,д 60/90 БМВ

Ш Б,В,Д 40/60 БПВ