регистрация компании дать объявление быстрый поиск лента публикаций восстановление доступа о портале
    
Строительный портал СтройПлан.ру
Подбор проекта Новости отраслиПубликации
 
КОРЗИНА (0)  
 >>>  ПОИСК ДОКУМЕНТОВ  
  Дополнительные материалы  [ + развернуть]  
Утвержден: ГПИ и НИИ ГА "Аэропроект" (01.01.1973)
Дата введения: 1 января 1973 г.
скачать бесплатно "Труды. Выпуск 13. Технология и экономика аэропортов"
Утвержден: ГПИ и НИИ ГА "Аэропроект" (01.01.1972)
Дата введения: 1 января 1972 г.
скачать бесплатно  "Труды. Выпуск 10. Технология и планировка аэропортов"
Утвержден: Министерство гражданской авиации СССР
Дата введения: 10 сентября 1980 г.
скачать бесплатно "Инструкция для ответственного лица аэропорта МВЛ по эксплуатационному содержанию и ремонту аэродромов"

МИНИСТЕРСТВО ГРАЖДАНСКОЙ АВИАЦИИ

Государственный проектно-изыскательский
и научно-исследовательский институт

Аэропроект

ТРУДЫ

Выпуск 18

ЭКСПЛУАТАЦИЯ АЭРОДРОМОВ ГРАЖДАНСКОЙ АВИАЦИИ

Отдел научно-технической информации

Москва 1975

В восемнадцатом выпуске трудов "Эксплуатация аэродромов гражданской авиации" публикуются статьи, явившиеся результатами теоретических и экспериментальных научных исследований эксплуатационного содержания аэродромов, выполненных сотрудниками ГНИ и НИИ Аэропроект и других организаций (МГА, ОЛАГА, МАДИ, ВЗИСИ, НИИЖБ, СоюздорНИИ).

В статьях рассмотрены задачи, стоящие перед аэродромными службами аэропортов гражданской авиации, методы ремонта аэродромных покрытий с применением новых строительных материалов, новые методы содержания аэродромных покрытий в зимний период, методы и средства оценки условий торможения самолетов на взлетно-посадочных полосах.

В ряде статей анализируются условия работы плит аэродромных покрытий с учетом воздействия температуры окружающей среды и газовых струй реактивных двигателей, термостойкости покрытий и защиты аэродромного цементобетона от температурных воздействий.

Труды предназначены для научных сотрудников, инженеров и техников, занимающихся проектированием, строительством и эксплуатацией аэродромных покрытий.

Научное редактирование выполнено кандидатами технических наук А.П. Виноградовым и В.М. Ромашковым.

СОДЕРЖАНИЕ

Инж. В.С. Соколов АКТУАЛЬНЫЕ ПРОБЛЕМЫ ЭКСПЛУАТАЦИОННОГО СОДЕРЖАНИЯ ИСКУССТВЕННЫХ ПОКРЫТИЙ НА АЭРОДРОМАХ

Канд. техн. наук А.П. Казаков МЕТОДЫ И СРЕДСТВА ОЦЕНКИ УСЛОВИЙ ТОРМОЖЕНИЯ НА ВЗЛЕТНО-ПОСАДОЧНЫХ ПОЛОСАХ

Канд. техн. наук И.И. Баловнева, Инж. Ю.П. Волков ПОВЫШЕНИЕ ТРЕШИНОСТОЙКОСТИ АСФАЛЬТОБЕТОНА ПРИ УСИЛЕНИИ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИй

Канд. техн. наук И. М. Баловнева, Канд. техн. наук И.П. Шульгинский ОПЫТ АРМИРОВАНИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ НА ЦЕМЕНТОБЕТОННОМ ОСНОВАНИИ

Канд. техн. наук А.П. Тарасова, Инж. Т.С. Пчелкина ПОДБОР РЕМОНТНОГО СОСТАВА БЕТОНА НА ЖИДКОМ СТЕКЛЕ

Канд. техн. наук Л.И. Горецкий ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПЕРЕПАДА, ВЫЗЫВАЮЩЕЕ ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ПЛИТ ЦЕМЕНТОБЕТОННОГО ПОКРЫТИЯ

Канд. техн. наук Л.И. Горецкий АНАЛИТИЧЕСКИЙ СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МАКСИМАЛЬНОЙ СУММАРНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА ПОВЕРХНОСТИ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Инж. Ю.А. Самородов ИССЛЕДОВАНИЕ ВОПРОСОВ СОДЕРЖАНИЯ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ ПОД СЛОЕМ УПЛОТНЕННОГО СНЕГА

Докт. техн. наук, проф. В.М. Кнатько Канд. техн. наук В.Р. Лежоев ОЦЕНКА МЕТОДА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ОБРАЗОВАНИЯ ГОЛОЛЕДА НА АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЯХ И ПУТИ ИХ УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ

Канд. техн. наук М.А. Печерский ПОГЛОЩАТЕЛЬНАЯ СПОСОБНОСТЬ МАТЕРИАЛОВ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Инженеры Т.М., Кузнецова и Г.А., Козодаев, Канд. техн. наук В.Н. Макарцев ИССЛЕДОВАНИЕ ВОПРОСОВ ТЕРМОСТОЙКОСТИ И ЗАЩИТЫ АЭРОДРОМНОГО ЦЕМЕНТОБЕТОНА ОТ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ

Инж. Е. И. Кононыхина ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ ТЕХНИЧЕСКОГО ПРОГНОЗИРОВАНИЯ СИЛОВОЙ ДЕСТРУКЦИИ ЖЕСТКИХ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Канд. техн. наук Э.Н. Смирнов, Инж. B.C. Соколов ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МЕЖРЕМОНТНЫХ СРОКОВ СЛУЖБЫ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

РЕФЕРАТЫ 

Инж. В.С. Соколов

АКТУАЛЬНЫЕ ПРОБЛЕМЫ ЭКСПЛУАТАЦИОННОГО СОДЕРЖАНИЯ
ИСКУССТВЕННЫХ ПОКРЫТИЙ НА АЭРОДРОМАХ

Воздушному транспорту отводится большая роль в выполнении народнохозяйственных планов по увеличению перевозок пассажиров и грузов. Для успешного выполнения этих планов все более высокие требования предъявляются к эксплуатационному содержанию аэродромов, надежной работе их искусственных покрытий. Последние долины иметь достаточную прочность, ровность, шероховатость, т.е. долговечность всех параметров, обеспечивающих безопасную эксплуатацию аэродрома. На капитальный ремонт искусственных покрытий аэродромов только в девятой пятилетке израсходованы значительные капиталовложения.

От своевременного выполнения работ по капитальному и текущему ремонтам аэродромных покрытий без перерыва летной эксплуатации, качественного содержания аэродромов в осенне-зимний период зависит безопасность и регулярность полетов, выполнение планируемых объемов перевозок.

К числу актуальных проблем эксплуатационного содержания аэродромов, требующих решения, следует отнести:

создание системы контроля эксплуатационных качеств искусственных покрытий;

обеспечение требуемой прочности покрытий;

разработку эффективных способов ремонта покрытий без прекращения летной эксплуатации;

контроль качества ремонтных работ;

создание оперативных методов безопасной зимней эксплуатации аэродромов;

разработку эффективных методов организации и управления работами по эксплуатационному содержанию и ремонту аэродромов.

Решение этих задач возможно только при комплексном подходе: периодическом контроле состояния искусственных покрытий (прочности, ровности, шероховатости и т.п.), сопоставлении с допускаемыми значениями, позволяющими установить участки покрытий, требующие ремонтных работ, эффективном определении межремонтных сроков службы по типам покрытий, улучшении контроля качества приемки покрытий в эксплуатацию (как новых, так и после капитального ремонта) и т.п.

Систематический контроль эксплуатационных качеств покрытий немыслим без надежных средств инструментального контроля основных эксплуатационных параметров.

В перспективе аэродромные службы на местах будут оснащены передвижными аэродромно-испытательными установками типа ПАИС, позволяющими использовать оперативные неразрушающие методы испытаний для оценки качества устраиваемых искусственных покрытий. В случае положительных результатов такого эксперимента на очереди встанет вопрос о создании отраслевой системы контроля ремонтно-строительных работ на аэродромах, которая безусловно повысит качество строительства новых и ремонт существующих искусственных покрытий.

Наряду с дальнейшим совершенствованием и расширением научно-исследовательской работы, современная техника все более высокие требования предъявляет к специалистам, занятым на местах вопросами ремонта и эксплуатационного содержания искусственных покрытий на аэродромах.

Работники аэродромных служб обязаны хорошо представлять, какие факторы влияют на прочность аэродромных покрытий, от чего зависит их состояние к каким последствиям может привести несвоевременное проведение профилактических мероприятий, каковы причины образования деформаций и разрушений покрытий или их конструктивных слоев. Только владея знанием перечисленных вопросов, можно с минимальными затратами обеспечить требуемые эксплуатационные качества покрытий.

Эксплуатационник должен владеть теорией вычисления фактической прочности аэродромных покрытий в периоды их критического состояния, вызванного временным переувлажнением основания. Это позволит предотвратить преждевременное разрушение отдельных участков покрытий с пониженной несущей способностью.

Не понимая условий работы аэродромных покрытий, нельзя правильно планировать мероприятия по их содержанию и ремонту. Высокие требования, предъявляемые к технологии ремонта и содержания аэродромов, оперативные условия работы аэродрома, как транспортного сооружения, требуют более высоких темпов и качества ремонтных работ, максимально коротких сроков ремонтных операции без перерыва в эксплуатации аэродрома, снижения стоимости ремонтных работ и систематических профилактических обследований.

Работники аэродромных служб должны уметь правильно выбрать наиболее эффективные материалы для ремонта различных типов покрытий, иметь в распоряжении эффективные средства механизации (маневренные, не громоздкие, высокопроизводительные, доступные в управлении и профилактическом содержании). Пока предприятия не имеют в достаточном количестве необходимого ремонтного оборудования; и как следствие этого, сроки ремонта искусственных покрытий значительно превосходят рекомендуемые Положением о проведении планово-предупредительных ремонтов аэродромов. Это отрицательно сказывается на регулярности полетов воздушных судов.

Сократить сроки ремонтов и повысить их качество можно только путем тесного сотрудничества научных организаций (в части совершенствования методов ремонта, подбора новых эффективных материалов и средств механизации) и производства (путем повышения квалификации работников аэродромной службы, лучшей организации ремонтных работ, дифференцированных норм оплаты труда и т.п.). Основными задачами, требующими безотлагательного решения на ближайшие годы, являются:

разработка технических требований к надежности проектируемых конструкций искусственных покрытий на аэродромах и оценка соответствия надежности построенных покрытий техническим условиям;

оценка эксплуатационной надежности находящихся в эксплуатации искусственных покрытий и уточнение требований к качеству аэродромно-строителъных материалов и технологии производства ремонтно-строительных работ, обеспечивающих повышение долговечности аэродромных покрытий;

разработка научно обоснованной классификации дефектов различных аэродромных покрытий с анализом причин их появления и предложениями по их оперативному устранению на существующих и недопущению на вновь сооружаемых аэродромах;

обобщение опыта эксплуатационного содержания и ремонта аэродромных покрытий с учетом условий их работы в различных климатических зонах с целью дальнейшего уточнения требуемых показателей надежности и долговечности;

разработка и внедрение научно обоснованных методов организации и технологии ремонта аэродромов без перерывов в летной эксплуатации.

Вопросы эксплуатационного содержания и ремонта искусственных покрытий, их межремонтные сроки службы, планирования, организации и оплаты труда требуют специального и постоянного наблюдения и научного исследования для обобщения накопленного в авиапредприятиях практического опыта и решения задач по своевременному и качественному ремонту аэродромных покрытий, по повышению безопасности и регулярности полетов.

Канд. техн. наук А.П. Казаков

МЕТОДЫ И СРЕДСТВА ОЦЕНКИ УСЛОВИЙ ТОРМОЖЕНИЯ
НА ВЗЛЕТНО-ПОСАДОЧНЫХ ПОЛОСАХ

Безопасность и регулярность полетов современных самолетов в значительной степени зависят от состояния поверхности ВПП. Это является следствием роста взлетно-посадочных характеристик самолетов, необходимости соблюдения расписания полетов и эксплуатации самолетов на "критических" ВПП, т.е. полосах, не имеющих запаса относительно расчетных длин для обеспечения взлета и посадки.

Наличие на покрытиях воды, снега или слякоти значительно ухудшает сцепление авиашин. Соответственно уменьшается эффективность торможения колес самолетов, что приводит к увеличению длин пробега. При взлете с ВПП при таких состояниях покрытий возрастает и длина разбега за счет повышения сопротивления движению самолета. Ухудшается и путевая устойчивость, и управляемость самолетов при движении по земле.

Поэтому при полетах с покрытых метеоосадками ВПП иногда самолеты выкатываются за пределы ВПП. Это является серьезными предпосылками тяжелых летных происшествий.

В связи с этим проблема обеспечения безопасности полетов с покрытых метеоосадками ВПП уделяется большое внимание почти во всех странах, расположенных в северных и средних широтах. Значительные работы в этой области выполнены в нашей стране. За рубежом наиболее интересные исследования проведены в США, Англии, Швеции и Франции. К настоящему времени сложился общепризнанный метод решения данной проблемы, который включает следующие мероприятия:

проведение систематических оценок состояния поверхности ВПП;

передачу соответствующей информации в другие аэропорты и на борт находящихся в полете самолетов;

учет экипажами влияния состояния ВПП на летные характеристики самолетов в процессе выполнения полетов.

Основным критерием состояния ВПП являются условия торможения на ее покрытии. В качестве количественного показателя используются значения предельных (максимальных) коэффициентов сцепления, измеренные наземными средствами, так как они позволяют наиболее полно характеризовать состояние покрытий и потенциально возможное торможение. Аналогичная задача оценки сцепных свойств дорожных покрытий стоит и перед дорожниками. Однако у них принято характеризовать покрытия коэффициентом сцепления-скольжения, который соответствует торможению заблокированного колеса и по своей величине на 30-40 % меньше предельного коэффициента сцепления.

В настоящее время в нашей стране и за рубежом создано достаточно много приборов для оценки условий торможения на ВПП и автомобильных дорогах. Но большинство этих устройств в основном предназначено для исследовательских целей. До сих пор ни в одной из стран нет общегосударственных стандартов на методы и оборудование для оценки сцепных свойств аэродромных и дорожных покрытий.

Дать оценку условий торможения на ВПП достаточно сложно, потому что трудно создать простые, надежные и точные приборы, рассчитанные на работу в эксплуатационных условиях.. Они должны обеспечивать в процессе движения по ВПП со скоростью порядка 60-100 км/ч непрерывное измерение и запись предельных коэффициентов сцепления, автоматический подсчет и регистрацию их средних значений для всей ВПП и отдельно для каждой трети ее длины.

Существующие методы оценки сцепных свойств покрытий основаны на измерении коэффициентов сцепления двумя основными способами: при помощи торможения автомобиля и с использованием специальных приборов. В свою очередь, измерения, в зависимости от их продолжительности, подразделяются на два вида: дискретные (циклические) и непрерывные.

Коэффициенты сцепления определяют измеряя отрицательное ускорение при торможении автомобиля, длину тормозного пути или время от начала торможения до остановки. Все эти измерения относятся к дискретному виду, так как они выполняются только путем периодических разгонов и торможений автомобиля .

Отрицательное ускорение измеряют с помощью установленного на автомобиле специального прибора - деселерометра. В зависимости от градуировки его шкалы, коэффициенты сцепления определяют по формулам:

при градуировке шкалы в единицах отрицательного ускорения

,

(1)

при градуировке шкалы в единицах угла отклонения маятникового элемента

,

(2)

где а - отрицательное ускорение;

g - ускорение силы тяжести;

ά - угол отклонения маятникового элемента.

За рубежом для оценки условий торможения на ВПП в основном используется два типа инерционных деселерометров: "Таплей" и "Тормозной деселерометр Джеймса" (J.B.D.). Первый из них позволяет измерять как предельный коэффициент сцепления, так и коэффициент сцепления-скольжения, а второй - только последний параметр.

В аэропортах нашей страны в этих же целях используется отечественный деселерометр II55-M, который по принципу работы аналогичен зарубежным приборам и замеряет только предельный коэффициент сцепления.

Измерения с помощью деселерометров при кажущейся простоте их выполнения сопряжены с определенными трудностями. Так, вес автомобиля должен быть от 1 до 2 т, шины - с дорожным протектором при небольшом износе, давление воздуха в колесах - одинаковым, а тормозная система должна обеспечивать одновременное и равномерное торможение всех колес.

Основным недостатком этого способа является невысокая точность и достоверность получаемых результатов. Это следствие как существенной погрешности самих деселерометров, так и влияние трудно контролируемых в условиях эксплуатации параметров автомобиля и регулировки тормозной системы, степени износа шин и давления воздуха в них. Сказывается и интенсивность обжатия тормозной педали, т.е. субъективные качества водителя.

Резкие торможения ускоряют износ автомобиля и его шин. Они сопровождаются нарушением комфорта водителя и оператора за счет определенных перегрузок (рывков) при торможениях. Все это, как показывает опыт, приводит к сокращению и так минимально заданного количества измерений, что в свою очередь приводит к еще более низкой точности и достоверности получаемых данных оценки ВПП.

Измерения по оценке условий торможения на ВПП с использованием деселерометров выполняются путем кратковременных интенсивных торможений автомобиля, движущегося со скоростью 40 км/ч. Таких торможений делается не менее трех на каждой трети длины ВПП в процессе двух проездов по полосе на расстоянии 5-10 м по обе стороны от ее осевой линии. Затем, на основе полученных данных, подсчитываются среднеарифметические значения коэффициентов сцепления для каждой трети длины и всей ВПП.

При измерениях по пути или времени торможения автомобиля коэффициенты сцепления определяются по формулам

,

(3)

 

,

(4)

где V - скорость автомобиля в момент начала торможения;

S - тормозной путь;

g - ускорение силы тяжести;

t - время торможения автомобиля до остановки.

Необходимо иметь в виду, что полученные таким образом коэффициенты сцепления являются средними в диапазоне скорости от начала торможения до остановки автомобиля, поэтому они всегда несколько выше, чем измеренные в момент начала торможения, так как коэффициент сцепления увеличивается с уменьшением скорости. По данным научно-исследовательского института автомобильного транспорта (ВИИАТ) это различие может достигать 25 %.

Такой способ измерений прост в осуществлении и не требует оборудования автомобиля специальными приборами. Однако и ему присущи некоторые из ранее отмеченных недостатков измерений с использованием деселерометров, в частности, довольно низкая точность. Одна из причин этого - большая погрешность спидометров автомобилей, по которым определяется скорость начала торможения. По данным ВИИАТ, 90 % этих приборов имеют погрешность в среднем ±15 %. Только по этой причине относительная ошибка определения коэффициента сцепления по формуле (3) может составлять - ±30 %, а по формуле (4) - ±15 %.

При использовании формулы (4) необходимо измерять еще и время от начала торможения автомобиля до остановки. Из-за трудности фиксирования момента остановки автомобиля при измерении этого отрезка времени ручным секундомером ошибка составляет ±0,3 сек. Учитывая, что время торможения отечественных автомобилей со скорости 40 км/ч до остановки равно в зависимости от состояния покрытий от 1,6 до 3,8 сек, относительная ошибка измерении этого параметра будет от ±8 до ±19 %. Следовательно, такая же погрешность будет присуща и результатам расчетов по формуле (4).

Из-за отмеченных недостатков способ измерений коэффициентов сцепления по длине или времени торможения автомобиля для оценки условий торможения на ВПП не применяется.

Для измерений коэффициентов сцепления создано много специальных средств, основанных на различных принципах работы. К ним относятся динамометрические тележки, маятниковые и пружинные приборы, а также специальные лабораторные стенды. Но для оценки состояния ВПП в эксплуатационных условиях применимы и получили распространение только динамометрические тележки.

Имеющиеся тележки отличаются между собой по принципу работы, режиму торможения измерительного колеса, нагрузке на него и давлению воздуха в его шине, размеру шины и рисунку протектора, а также типу измерительной аппаратуры и виду регистрации получаемых данных. В зависимости от их конструкции они позволяют выполнять дискретные или непрерывные измерения.

Из всех устройств подобного рода наиболее совершенной является шведская тележка "Скиддометр BV 11:2" Она представляет собой трехколесный полуприцеп весом 360 кг, рассчитанный на буксировку легковым автомобилем. Эффект торможения создается за счет движения среднего измерительного колеса с постоянным проскальзыванием около 17 % при всех состояниях покрытий. Это позволяет получать значения коэффициентов сцепления очень близкие к их предельным величинам.

Аппаратура тележки состоит из тензометрического датчика реактивного тормозного момента сцепления, самописца с тензоусилителем, а также интегратора с программным и цифропечатающим устройствами. Она выполнена в виде двух легких блоков и при измерениях располагается в автомобиле. Электроснабжение всей аппаратуры осуществляется от аккумуляторов автомобиля-буксировщика.

Измеренные коэффициенты сцепления непрерывно регистрируются самописцем, бумажная лента которого протягивается пропорционально пройденному расстоянию. Одновременно интегратор автоматически подсчитывает средние значения коэффициентов для расстояний, заранее заданных на программном устройстве, и печатает их на бумажной ленте с указанием направления движения тележки (направление ВПП), даты и времени измерений.

"Скиддометр BV 11:2" обладает хорошими техническими и эксплуатационными характеристиками.

Однако эти сведении не позволяют судить о его эксплуатационной надежности - одном из основных показателей. Аналогичная по принципу работы Скиддометра тележка создана в ГПИ и НИИ Аэропроект совместно с опытным заводом № 85 ГА и научно-исследовательским и конструкторским институтом испытательных машин, приборов и средств измерения масс. Она называется "Аэродромный прицепной агрегат для определения коэффициентов сцепления" (АКС) и предназначена для оценки условий торможения на ВПП аэропортов гражданской авиации. Опытная партия выпущена в этом году и передана в эксплуатацию.

Аппаратура АКС размещается на полуприцепе в обогреваемых контейнерах. Управление работой агрегата при измерениях производится с дистанционного пульта, который находится в кабине автомобиля-буксировщика. Средние значения коэффициентов сцепления за каждые 50 м пройденного расстояния при скорости 60 км/ч показываются на цифровом табло дистанционного пульта и печатаются на бумажной ленте.

Из других приборов для оценки условий торможения на ВПП следует отметить мю-метр, разработанный и выпускаемый в Англии. Он представляет собой трехколесный полуприцеп, рассчитанный на буксировку легковыми автомобилями. В отличие от Скиддометра и АКС эффект торможения в нем создается за счет установки двух колес с углом увода. Третье колесо служит для измерения пройденного расстояния. Возникающая в процессе движения сила бокового сцепления измеряется гидравлическим датчиком, и полученный таким образом коэффициент принимается как коэффициент продольного сцепления. Этот принцип работы тележки менее удачен, ибо он позволяет оценить боковое сцепление шин и не соответствует условиям движения заторможенного колеса.

В процессе измерений коэффициенты сцепления регистрируются самописцем на бумажной ленте, протягиваемой пропорционально пройденному расстоянию.

В настоящее время в отечественных и зарубежных аэропортах оценка условий торможения на ВПП с помощью динамометрических тележек типа "Скиддометр BV 11:2", АКС и мю-метр производится по методике Международной организации гражданской авиации (ИКАО), содержащейся в Приложении 14 "Аэродромы". В соответствие с ней измерения выполняются путем двух проездов тележки на скорости 60 км/ч по ВПП на расстоянии около 10 м от осевой линии полосы. На основании полученных данных подсчитываются средние значения коэффициентов сцепления для каждой трети длины и всей ВПП.

Дорожники и автомобилисты нашей страны создали также много тележек для определения коэффициентов сцепления. Большинство из них выполнено в виде одноколесных прицепов к автомобилям. Все они основаны на измерении коэффициентов сцепления-скольжения (при заблокированном колесе), и поэтому позволяют проводить замеры дискретного вида. Однако они неприменимы для оценки условий торможения на ВПП.

Следует отметить, что в настоящее время в части средств и методов оценки сцепных свойств аэродромных и дорожных покрытий создалось сложное положение. Оно заключается в том, что в каждой стране, в том числе и в СССР, создано много приборов, имеющих совершенно различные принципы работы и основные технические характеристики. Поэтому измеренные с помощью каждого из этих устройств коэффициенты сцепления по своей величине резко отличаются между собой. Все это вносит путаницу при использовании результатов оценки торможения на ВПП.

Создавшееся положение особенно неприемлемо для гражданской авиации. И если для дорожников в какой-то степени достаточна внутригосударственная стандартизация средств и методов оценки сцепных свойств дорожных покрытий, то для гражданской авиации настоятельной потребностью является стандартизация в этом вопросе в международном масштабе.

Попытки решить эту проблему с помощью корреляционных методов, как и следовало ожидать, не имели успеха. Подтверждением этому являются испытания, проведенные Всесоюзным комитетом по безопасности на автомобильных дорогах, и испытания оборудования для: оценки условий торможения на ВПП, выполненные по линии ИКАО.

В связи с этим Восьмая Аэронавигационная конференция ИКАО приняла предложение СССР о создании технических требований ИКАО по стандартизации принципа работы и основных технических характеристик устройств для измерения условий торможения на ВПП.

Канд. техн. наук И.И. Баловнева

Инж. Ю.П. Волков

ПОВЫШЕНИЕ ТРЕШИНОСТОЙКОСТИ АСФАЛЬТОБЕТОНА
ПРИ УСИЛЕНИИ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИй

Трещиностойкость асфальтобетонного покрытия зависит от его физико-механических свойств, конструктивных параметров слоя усиления, условий его эксплуатации и климатической зоны расположения объекта. Существенное влияние на интенсивность образования трещин в асфальтобетоне оказывают характеристики существующего бетонного покрытия: марка и толщина бетона, расстояние между швами и т.д.

Температурные перемещения бетонных плит вызывают в асфальтобетоне напряжения, которые концентрируются над швами и суммируются с напряжениями, возникающими от изменений температур в самом асфальтобетоне, и с напряжениями от действующей нагрузки.

Одним из недостатков асфальтобетона, укладываемого на цементобетонные покрытия, является низкая трещиностойкость, приводящая к образованию в нем трещин над швами бетонного покрытия.

В Советском Союзе и за рубежом в настоящее время ведутся работы по изысканию способов повышения трещиностойкости асфальтобетона на бетонных основаниях.

Исследования показали, что методы предупреждения образования трещин в асфальтобетонных покрытиях заключаются в повышении деформативности асфальтобетона;

в увеличении толщины асфальтобетонных покрытий;

в армировании асфальтобетонных покрытий, т.е. усилении конструкции в местах расположения швов бетонного покрытия с помощью металлических и полимерных сеток, прокладок и т.п.;

в устройстве в асфальтобетоне температурных швов.

Для целесообразности проведения мероприятий по повышению трешиностойкости асфальтобетона в первом приближении был выполнен теоретический: анализ напряженно-деформативного состояния асфальтобетонного покрытия на бетонном основании.

Рассмотрим влияние температуры на образование трещин в асфальтобетонном покрытии на цементобетонном основании.

Выделим из покрытия участок равный двум половинам смежных плит цементобетонного основания. Учитывая, что каждая плита цементобетонного основания меняется в размере от изменения температуры, а середина плиты остается в нейтральном положении, выделенный нами участок можно ограничить с каждой стороны неподвижными заделками. Тогда при изменении температуры, например при понижении ее, каждая половина плиты цементобетонного основания и асфальтобетонного покрытия на ней будет стремиться уменьшить свои размеры в сторону заделки и растягивать участок асфальтобетонного покрытия над швом, вызывая в нем растягивающие напряжения.

Чтобы найти величину возникающего напряжения, условно разрежем ранее взятый участок покрытия пополам над швом цементобетонного основания, давая, таким образом, ему возможность свободно изменять свои размеры при изменении температуры.

При смене температуры любой материал, асфальтобетон или цементобетон, будет стремиться изменить свои размеры в соответствии с величиной коэффициента линейного расширения а, но благодаря сцеплению между материалами, величина деформации будет одинакова для обоих. Возникшее напряженное состояние можно описать уравнениями равенства сил и перемещений:

N1x + N2x = 0

δ1x + δ 2x = 0

}

N1y + N2y = 0

δ1y + δ 2y = 0

}

(1)

где δ1x - деформация асфальтобетона по оси x;

δ1y - то же по оси у;

δ2x - деформация цементобетона по оси x;

δ2y - то же по оси у.

Каждая из деформаций будет складываться из деформации свободно работающего материала и деформации, вызванной взаимным сцеплением асфальтобетона с цементобетоном:

ΔL1x - ΔL¢1x = ΔL2x + ΔL¢2x

ΔL1y - ΔL¢1y = ΔL2y + ΔL¢2y

(2)

где ΔL1x и ΔL1y - деформации свободноработающего асфальтобетона по оси X и У;

ΔL¢1x и ΔL¢1y - деформации асфальтобетона в результате воздействия на него цементобетонного основания по оси X и У; ΔL2x и ΔL2y - деформации свободноработающего цементобетона по оси X и У;

ΔL¢2x и ΔL¢2y - деформации цементобетона, получившиеся в результате воздействия на него асфальтобетона по оси X и Y

Раскрывая значения каждой из деформаций, получим

(3)

где

α1 - коэффициент линейного расширения асфальтобетона;

α2 - коэффициент линейного расширения цементобетона;

Lx и Ly - длина половины плиты соответственно по оси X и У;

T0 - начальная температура;

T1 и T2, - конечная температура средней плоскости соответственно асфальтобетона и цементобетона;

σ и σ1y - напряжения в асфальтобетоне по оси X

σ и σ2y - напряжения в цементобетоне по оси X и У ;

E1 - модуль деформации асфальтобетона;

E2. - то же цементобетона;

μ1 и μ2 - коэффициенты Пуассона соответственно для асфальтобетона и цементобетона.

Принимая плиту цементобетона и изменение температуры для обоих материалов одинаковым, получим

(4)

Известно, что

(5)

 

(6)

Поделив уравнение (6) |на уравнение (5) и выразив из полученного уравнения σ2 , получим

(7)

Принимая ширину сечения за I единицу ( b1 = b2 = 1)

(8)

В свою очередь

(9)

Подставив выражение (9) в уравнение (4), получим значение σ1:

(10)

где σ1- напряжение в асфальтобетоне над плитой;

h1 - толщина асфальтобетона;

h2 - толщина цементобетона.

Для определения величины напряжения в асфальтобетоне над швом, найдем значение его деформации, подставив выражение (10) в левую часть уравнения (4):

,

(11)

Относительная деформация асфальтобетона над швом будет

,

(12)

где δ1 - деформация асфальтобетона, работающего совместно с цементобетоном;

δα - температурная деформация участка асфальтобетона над швом;

l - ширина шва.

δа = l α1ΔT,

(13)

Подставляя уравнения (13) и (11) в уравнение (12), получим

,

(14)

Тогда напряжение, возникающее в асфальтобетоне над швом бетонного основания, будет равно

(15)

Полученные формулы могут служить лишь для ориентировочного расчета деформаций и напряжений в асфальтобетоне над швом бетонного основания. Сразу следует оговориться, что формулы требуют дальнейшего уточнения как в связи с совершенствованием расчетной схема работы асфальтобетона, так и в связи с уточнением таких физических и физико-механических констант асфальтобетона, как модуль деформации и упругости асфальтобетона, коэффициент линейного расширения и т.д., для определения которых в настоящее время еще отсутствуют единые методики.

Однако проведенный расчет позволил сделать вывод, что трещиностойкость бетонного покрытия может быть достигнута за счет выбора толщины слоя усиления, применения асфальтобетонных смесей повышенной деформативности и армирования слоя усиления.

С целью обоснования эффективности различных методов повышения трещиностойкости асфальтобетонных покрытий на цементобетонном основании, а также отработки технологии производства работ в 1972 г. на аэродромах гражданской авиации были построены опытные участки во II и V климатических зонах - в аэропортах Внуково и Батуми.

При проведении опытных работ была поставлена задача на одном объекте, исключив влияние таких факторов, как различие конструкции покрытий, климатических условий, особенности технологии приготовления и укладки асфальтобетона и цементобетона и т.п., сравнить эффективность различных мероприятий по повышению трещиностойкости асфальтобетонных покрытий.

По строительству опытных участков выполнены следующие работы:

1. Строительство опытных участков из асфальтобетона повышенной деформативности. Эти работы были выполнены в аэропортах Внуково и Батуми. Повышение деформативности асфальтобетона, а следовательно и его трещиностойкости, осуществлялось двумя путями:

за счет подбора рационального состава асфальтобетона, т.е. проектирование состава с минимально возможной концентрацией асфальтовяжущего вещества (из условий максимальной деформативности асфальтобетона и с максимально возможным количеством щебня из условий коррозийной устойчивости асфальтобетона);

за счет введения в асфальтобетон полимерных добавок. В качестве такой добавки был выбран дивинилстирольный тер-моэластопласт.

2. Устройство асфальтобетонных покрытий слоями повышенной толщины. Согласно выполненному расчету с учетом методики Союздорнии [1] трещиностойкость асфальтобетонного покрытия для аэропорта Внуково может быть обеспечена толщиной асфальтобетона 18 см.

С целью проверки указанного расчета, а также для оценки влияния толщины асфальтобетона на его трещиностойкость покрытия были построены участки асфальтобетона толщиной 12, 15 и 18 см. Следует отметить, что нижние слои асфальтобетонного покрытия толщиной 7, 10 и 13 см укладывались в один слой.

3. Армирование асфальтобетонных покрытий. Исследования, выполненные в Ленинградском филиале Союздорнии, показали, что напряжения в асфальтобетоне в основном концентрируются над швами бетонного покрытия [2]. Так, например, во II климатической зоне в зимний период растягивающие напряжения над швом в 10-15 раз больше, чем на расстоянии 0,3-0,5 м от него. Армирование асфальтобетонного покрытия в зоне шва позволяет выровнить растягивающие напряжения по длине и толщине асфальтобетона и также передать часть растягивающих усилий на арматуру. В настоящее время ведется наблюдение за состоянием опытных участков.

На основании вышеизложенного следует заключить, что решение вопросов, касающихся повышения трещиностойкости асфальтобетонных покрытий на цементобетонных основаниях, следует искать на основе развития комплексных исследований как путем улучшения физико-механических свойств асфальтобетона, так и путем совершенствования конструкции асфальтобетона на цементобетонных основаниях. В связи с тем, что растягивающие напряжения в асфальтобетоне располагаются в зоне шва бетонного основания на ограниченном участке 0,6-1,0 м, в настоящее время нам более целесообразным представляется развитие второго пути повышения трещиностойкости асфальтобетона.

Литература

1. Методические рекомендации по проектированию и строительству дорожных одежд с асфальтобетонными покрытиями на основаниях из бетона разных марок. М., Союздорнии, 1971.

2. И.П. Шульгинский. Исследование эксплуатационной устойчивости аэродромных асфальтобетонных покрытий на цементобетонных основаниях. Автореферат. Л-д, филиал Союздорнии, 1973.

Канд. техн. наук И. М. Баловнева

Канд. техн. наук И.П. Шульгинский

ОПЫТ АРМИРОВАНИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ
НА ЦЕМЕНТОБЕТОННОМ ОСНОВАНИИ

Применение асфальтобетона для усиления старых цементобетонных покрытий автомобильных дорог и аэродромов получило за последнее десятилетие широкое распространение.

Как показывает практика эксплуатации, наиболее часто встречающимися разрушениями таких покрытий, снижающими их долговечность, являются трещины в асфальтобетоне над швами и трещинами плит основания.

Общее протяжение трещин с течением времени увеличивается, главным образом, из-за усталостных явлений в асфальтобетоне за счет неравномерного распределения в нем напряжении, вызванных понижением температуры и действием эксплуатационной нагрузки.

При снижении температуры происходит уменьшение линейных размеров цементобетонных плит, и как следствие этого-, раскрытие швов.

Температурные перемещения плит вызывают в асфальтобетонном покрытии напряжения, которые концентрируются над швами и суммируются с напряжениями от изменения температуры в самом асфальтовом бетоне и напряжениями от действия нагрузки.

Результаты исследований, проведенных в последние годы, показывают, что в зимний период растягивающие напряжения над швом в 10-15 раз больше, чем на расстоянии 0,3-0,5м от него.

В практике аэродромного строительства уменьшения интенсивности образования трещин добиваются различными конструктивными и технологическими приемами, и в том числе, армированием асфальтобетона. Арматура частично воспринимает растягивающие усилия, вовлекает в работу дополнительный объем асфальтобетона, чем достигается некоторое выравнивание напряжений по длине в толщине асфальтобетонного покрытия.

Начиная с 1965 г. было построено более 55 тыс. м2 армированных асфальтобетонных покрытий в пяти аэропортах, расположенных в различных дорожно-климатических зонах.

В качестве арматуры использовалась сварная сетка из стальной проволоки диаметром 3-4 мм с ячейками 10×10 и 10×15 см. Подобные сетки применяют в сборных железобетонных конструкциях гражданского и Промышленного строительства и изготовляют на заводах железобетонных изделий в рулонах или в виде отдельных полос длиной 6-8 м.

Нами в большинстве случаев использовалась арматура из отдельных сеток, так как рулонная сетка дефицитна.

Были опробованы две схемы расположения арматуры в плане:

сплошное армирование, когда сетка укладывается по всей площади покрытия с перекрытием смежных полос на 15-30 см в продольном направлении и на 30-40 см в поперечном;

ленточное армирование, при котором сетка в виде ленты шириной от 1,1 до 3 м располагается над швами плит основания

Исследовалась также эффективность армирования в зависимости от толщины асфальтобетонного покрытия при расположении арматуры на разном расстоянии от поверхности цементобетонных плит.

С этой целью были построены участки с одно-, двух- и трехслойным покрытием общей толщиной от 4 до 16 см с сетками в различных слоях.

Эффективность различных способов армирования оценивалась показателем трещинообразования Кт, численное значение которого определялось отношением суммарной длины трещин на армированном участке åla, к длине трещин ål. на таком же по площади неармированном участке.

Распределялась арматура следующим образом.

При сплошном армировании сетки в рулонах раскатывали в направлении, перпендикулярном поперечным швам, и со стороны, противоположной движению асфальтоукладчика, крепили к основанию металлическими костылями или прижимали тяжелым гладковалъцовым катком, который устанавливали на край сетки. В тех случаях, когда арматура состояла из отдельных сеток, их раскладывали одну за другой внахлестку в направлении движения асфальтоукладчика. Сетки при этом к нижнему слою, как правило, не крепили.

При ленточном армировании особо следили за тем, чтобы сетка располагалась строго над швами цементобетонных плит. Если в процессе строительства плиты оказывались перекрыты слоем асфальтобетона, то на нем обычно делали предварительную разметку положения швов. Арматуру в виде отдельных сеток раскладывали одну за другой внахлестку также, как и при сплошном армировании.

Во всех случаях сетки располагали таким образом, чтобы проволоки, перпендикулярные движению укладчика, находились с ее нижней стороны. Это делалось для того, чтобы уменьшить опасность задирания сетки выглаживающей плитой укладчика.

Во время движения асфальтоукладчика происходит некоторое пробуксовывание гусениц, в особенности при укладке "тяжелой" или остывшей смеси. Пробуксовывание гусениц вызывает коробление сетки под укладчиком.

Для предотвращения коробления укладчик снабжали специальным прижимным полозом из транспортерной ленты шириной 0,9-1,1 м и длиной около 2,5 м. Ленту крепили за переднюю поперечину рамы и пропускали под днищем между гусеницами с таким расчетом, чтобы от конца ленты до распределительного шнека оставалось 10-15 см.

Полностью избежать коробления сетки все же не удавалось. Коробление сетки под укладчиком сопровождалось ее поднятием внутри армируемого слоя. Небольшое - в пределах 0,5 см - поднятие оказывалось полезным, так как способствовало лучшему объединению арматуры с асфальтобетонным монолитом, в особенности при армировании нижнего слоя, когда сетка укладывается на. цементобетонное основание. Значительное же поднятие сетки внутри слоя нежелательно из-за образования на ней волн, снижающих эффект армирования.

Чрезмерное поднятие наблюдалось только при использовании арматуры из отдельных сеток. В таких случаях, в первую очередь, пытались улучшить удобоукладываемость смеси с тем, чтобы уменьшить тяговое усилие, необходимое для ее раскладки, а, следовательно, и пробуксовывание гусениц асфальтоукладчика. Это достигалось рациональным подбором смеси - уменьшением в ее составе содержания минерального порошка, затем повышением температуры смеси при укладке до верхнего допускаемого предела. Существенно уменьшить поднятие удавалось также, применяя более жесткие сетки из проволоки диаметром 4 мм. Для таких сеток даже не требовалось использования прижимного полоза.

За построенными участками армированного покрытия проводились систематические наблюдения. Той же зимой или через год после постройки на покрытии начинали появляться отдельные поперечные трещины: вначале преимущественно над швами расширения цементобетонных плит основания и на участках с тонкослойными покрытиями. С течением времени длина трещин постепенно увеличивалась, возрастало и их количество. При одних и тех же условиях эксплуатации количество трещин и скорость их роста на тонкослойных покрытиях были больше, чем на толстослойных покрытиях.

В табл. 1 приведены значения Кт для разных толщин асфальтобетонного покрытия при сплошном армировании после пяти лет эксплуатации во второй дорожно-климатической зоне.

Таблица 1

h,cм

Кт

5

0,7-0,5

9-12

0,3-0,2

15

0,2-0,1

При ленточном армировании его эффективность помимо толщины асфальтобетонного покрытия зависит от ширины применяемой сетки. Для плит длиной не более 7 м при расположении арматуры над поперечными швами наилучшие результаты, как это видно из табл. 2, были получены при ширине сеток 3-2 м для северо-западных и центральных районов СССР и 2-1,5 м - для районов юга и Средней Азии.

Результаты, полученные в табл. 1 и 2, относятся к покрытиям, прочность которых соответствует величине эксплуатационной нагрузки (коэффициент прочности Кпр ³ 1). Для покрытий с Кпр < 1 эффективность армирования может оказаться даже больше приведенной в таблицах за счет более быстрого разрушения неармированных покрытий.

Таблица 2

Ширина сеток, м

Коэффициент Кт

Сев.-зап. районы

Южные районы

3,0

0,1

0,1

2,0

0,1-0,15

0,1-0,15

1,1

0,15-0,5

0,15-0,2

Эффективность армирования практически не снижается, если армировать только поперечные швы. Было установлено, что вообще количество продольных трещин одень мало, и длина их на участках с арматурой по продольным швам и без нее почти одинакова.

Как уже отмечалось, трещины в асфальтобетонном покрытии, в первую очередь, начинают образовываться над швами расширения цементобетонных плит основания.

Обнадеживающие результаты были получены при двухслойном армировании над этими швами асфальтобетонного покрытия большой толщины. При ширине сетки 3,0 м и толщине асфальтобетонного покрытия 15 см после двух лет эксплуатации в условиях очень тяжелого движения над швами с двухслойным армированием трещин не было. При однослойном армирования начало образования трещин в отдельных местах было заметно. Явно выраженной связи между положением сетки по толщине асфальтобетонного покрытия и количеством трещин в нем установить не удалось. Опыт, однако, показывает, что при армировании верхнего слоя работы усложняются, так как при задирании или при слишком большом поднятии сетка может выйти на поверхность покрытия. Исправление дефектов в таких случаях связано с дополнительными затратами.

Из этих соображений целесообразней армировать нижний слой 2-слойного (рис. а) или средний слой 3-слойного покрытия (рис. б). Однослойное покрытие армировать вообще нецелесообразно. При этом нужно иметь в виду, что эффективность армирования существенно зависит от того, насколько тщательно уложена арматура. Хороших результатов можно достичь только в том случае, если укладывать хорошо выправленные сетки, не допуская их самопроизвольного поднятия и коробления.

Чтобы сетка не ржавела с течением времени, следует использовать смеси плотного состава.

Кроме того, плотные смеси обладают более высокой структурной прочностью, что способствует увеличению эффективности армирования. Это отмечается в литературе и подтверждается нашим опытом. После трех-пяти лет эксплуатации, как показали пробные вскрытия, сетки, расположенные в нижних слоях из плотных смесей, оказались мало затронутыми коррозией, а расположенные в верхних слоях в ряде случаев были покрыты ржавчиной. Это относится к смесям с водонасыщением более 2,5 %. На опытном участке, где сетки после раскладки были покрашены разжиженным битумом, никакого ржавления не наблюдалось.

В настоящее время в СССР и за рубежом проводятся работы по армированию асфальтобетона в зоне шва полимерными сетками. За рубежом вопросу повышения трещиностойкости асфальтобетонного покрытия над швами бетонного основания придается большое значение.

В ФРГ для армирования асфальтобетона применяют структофорс с 1968 г., в Голландии - с 1964 г. Заслуживает внимание предложение голландской фирмы " Aegemene Kunstxijie Unie № 4" армировать асфальтобетон сеткой из полиэфирного волокна " Structofors "

.

Конструкция асфальтобетонного покрытия, армированного металлическими сетками над швом бетонного основания: 1 - верхние слои покрытия из среднезернистого, мелкозернистого или песчаного асфальтобетона 2 - нижние слои покрытия из крупнозернистого или среднезернистого асфальтобетона (плотного состава); 3 - ленточная арматура над поперечными швами 4 - арматура при сплошном армировании; 5 - прокладки над швами; 6 - песчаная прослойка или побелка известковым молоком; 7 - поперечный шов цементобетонного основания:, 8 - цементобетонное основание 9 - битумная склеивающая пленка

Арматурная сетка выпускается в рулонах 150 м длины и 1,6 м ширины. Специальное покрытие сетки обеспечивает ее прочное сцепление с асфальтобетоном.

Наиболее часто применяем тип "Структофорса-250АК 10Н". Он имеет размер ячеек 10×10 мм, пучок нитей состоит приблизительно из 2000 волокон диаметром около 200 мк.

Практическими работами и лабораторными исследованиями установлено, что укладка структофорса позволяет предотвратить трещины в асфальтобетонных покрытиях, которые появляются над температурными швами бетонного покрытия. Однако в асфальтобетоне могут возникнуть трещины от вертикальных перемещений бетонных плит основания от движущихся самолетов. Наличие вертикальных смещений свыше 0,4 мм может ускорить образование трещин. Наряду с армированием для повышения трещиноустойчивости применяют прокладки над швом между покрытием и основанием. Прокладки препятствуют их взаимному сцеплению, в результате чего в работу вовлекается дополнительный объем асфальтобетона и повышается трещиноустойчивость покрытия.

Выполненные исследования показали, что в настоящее время методы армирования асфальтобетона многообразны, но пока носят чисто экспериментальный характер. Строго научного обоснования метода армирования асфальтобетона над швами бетонного основания пока нет.

Нами были проведены экспериментальные работы по строительству опытных участков асфальтобетона, армированного полимерными сетками. Работы выполнялись в аэропорту Алма-Ата. В качестве арматуры была применена стеклоткань двух типов: И-200 и ACTT-C2P. Армирование асфальтобетона осуществлялось на РД-5 по следующей технологии.

Предварительно, для предотвращения сцепления асфальтобетона с цементобетонным основанием в зоне шва укладывали два слоя битуминизированной бумаги на ширину 1 м. Далее по обе стороны от бумаги разливалась разогретая мастика "Изол", сверху раскатывалась стеклоткань на ширину 1,5 м и приглаживалась гладилкой. Работы по укладке асфальтобетона выполнялись в соответствии с "Инструкцией по строительству дорожных асфальтобетонных покрытий" ВСН 93-73. Асфальтобетон типа "В" второй марки: укладывался в один слой толщиной 9 см.

В настоящее время участок находится в хорошем эксплуатационном состоянии, трещины в асфальтобетоне над швами бетонного основания после одного года эксплуатации отсутствуют. Наблюдение за состоянием опытного участка продолжается.

Выводы на основе опыта строительства и эксплуатации представлены в виде рекомендаций по армированию асфальтобетонных покрытий сварной проволочной сеткой.

1. Армирование улучшает сопротивляемость асфальтобетонного покрытия растягивающим усилиям, в результате чего снижается количество трещин, образующихся в нем в процессе эксплуатации.

2. Для армирования следует применять сварную проволочную сетку в рулонах из стальной проволоки диаметром 2,5-4,0 мм с размерами ячеек 10×10 или 10×15 см. Если нет рулонных, можно применять сетки в виде отдельных полос максимально возможной длины.

3. При усилении старых цементобетонных покрытий, не имеющих сильных разрушений, и при новом строительстве следует применять схему ленточного армирования поперечных швов, а при сильных разрушениях следует применять сплошное армирование. Ширина сеток при ленточном армировании долина быть 3-2 м для северо-западных и центральных районов и 2-1,5 м - для районов юга и Средней Азии.

4. Арматуру рекомендуется располагать в нижнем слое двухслойного или в нижнем и в среднем слоях трехслойного покрытия. Хорошие результаты дает двухслойное армирование над швами расширения плит цементобетонного основания.

5. Надлежащим образом уложенная арматура не мешает устройству асфальтобетонного покрытия.

6. Армированные слои следует устраивать из асфальтобетонных смесей плотного состава, водонасыщение которых не более 2,5 %.

7. Для предотвращения коррозии и улучшения сцепления с асфальтобетоном арматурную сетку рекомендуется покрывать тонким слоем вязкого битума.

Канд. техн. наук А.П. Тарасова

Инж. Т.С. Пчелкина

ПОДБОР РЕМОНТНОГО СОСТАВА БЕТОНА НА ЖИДКОМ СТЕКЛЕ

Текущий ремонт аэродромных цементобетонных покрытий без прекращения летной эксплуатации аэродрома практически возможен только, если применять быстротвердеющие строительные материалы, обладающие необходимыми прочностными и деформативными свойствами.

Научно-исследовательские работы, проведенные ГПИ и НИИ ГА Аэропроект и НИИЖБ Госстроя СССР, показали, что такими свойствами обладает мелкозернистый бетон на основе промышленного жидкого стекла со специальными добавками, обеспечивающими его твердение.

Быстротвердеющий бетон является новой материальной композицией, поэтому выбору и назначению ремонтных составов бетона предшествовало проведение лабораторных и полигонных исследований. Разработанный состав бетона относится к многокомпонентным системам, прочность и деформативность которого в значительной мере зависят от количества и качеств составляющих его компонентов. При этом следует учитывать их раздельное и совместное влияние на свойства получаемого бетона.

Известно, что для исследования многокомпонентных смесей наиболее широкие возможности и преимущества имеет математический метод планирования экспериментов, использованный при отработке оптимального состава бетона. Работа была проведена в два этапа. С помощью полного факторного эксперимента определены зависимости свойств мелкозернистого бетона от соотношения компонентов. Методом симплексно-решетчатого планирования установлены оптимальные ремонтные составы.

Основными составляющими разработанного состава бетона являются:

жидкое стекло натриевое, отвечающее требованиям ГОСТ 13078-67, с модулем 2,8 (завод Клейтук);

саморассыпаюшийся феррохромовьй шлак, отвечающий МРТУ-14-11-64 (Челябинский ферросплавный электрометаллургический химкомбинат);

гранулированный доменный шлак тонкомолотый с удельной поверхностью 3000 см2/г. (Тульский металлургический завод);

песок строительный, отвечающий требованиям ГОСТ 8736-67, с модулем крупности 2,8.

При проведении эксперимента учитывались следующие факторы:

1. Переменные - X1 - содержание саморассыпающегося феррохромового шлака, кг на 1м3 смеси;

X2 - содержание тонкомолотого гранулированного шлака, кг на 1 м3 смеси;

Х3 - плотность жидкого стекла, г/см3 .

2. Постоянные - жидкое стекло с модулем 2,8; - объемная масса бетонной смеси, 2150 кг/м3; - время твердения бетона в воздушно-сухих условиях (трое суток); - подвижность смеси, характеризуемая осадкой конуса Стройцнил, 3 см.

Параметрами оптимизации взяты пределы прочности при сжатии Rсж, растяжении при изгибе Rри и растяжении Rр .

На основании анализа априорной информации за основной уровень переменных факторов, интервал варьирования и нижний и верхний уровни варьирования приняты условия, указанные в табл. I.

Исходя из условий, что количество переменных факторов равно трем и варьирование их производится на двух уровнях, был реализован план полного факторного эксперимента типа 23. Для получения линейной модели число опытов, необходимых для воспроизведения всех возможных сочетаний уровней факторов, составило N = 23 = 8.

Таблица 1

Условия варьирования независимых переменных

Факторы

Натуральные переменные

Содержание феррохромового шлака, кг/м3, X1

Содержание гранулированного шлака кг/м3, X2

Плотность
жидкого стекла, кг/м3,
X3

Основной уровень варьирования (X = 0)

120

350

1,37

Интервал варьирования (l)

25

90

0,03

Верхний уровень варьирования (Хi. = +1)

145

440

1,40

Нижний уровень варьирования (Хi = - 1)

95

260

1,34

Матрица планирования полного факторного эксперимента представлена в табл. 2.

Кодированные переменные X1, X2 и Х3 связаны с исходными натуральными переменными следующими соотношениями:

На концах интервалов варьирования кодированные переменные принимают значения +1 и -1. Результаты экспериментов для всех параметров оптимизации приводятся в табл. 2 Каждый результат представляет собой среднее арифметическое из трех параллельных определений соответствующих показателей.

Таблица 2

Матрица планирования и результаты эксперимента

План эксперимента

Независимые переменные факторы

 

 

 

 

Оптимизируемые параметры - средние результаты предела прочности в кг/см2

 

 

Содержа-
ние ферро-хромового шлака, кг/м3 

Содержание гранулиро-
анного шлака,
кг/м3

Плотность жидкого стекла, г/см3

при сжа-
тии,

при изгибе,

при растя-
жении,

 

Rсж

Rри

Rр

 

Х0

Х1

Х2

Х3

Х1 Х2

Х1 Х2

Х2 Х3

Х1 Х2 Х3

Y1

Y2

Y3

 

Опыты

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

I

+

-

-

-

+

+

+

-

187

40,7

16,8

 

2

+

-

-

-

-

-

+

+

196

43,6

16,0

 

3

+

-

+

-

+

-

-

-

228

45,0

15,9

 

4

+

-

+

-

+

-

-

+

227

40,8

17,4

 

5

+

-

-

+

+

-

-

+

180

32,4

I5,1

 

6

+

-

-

+

-

+

-

-

221

45,0

19,0

 

7

+

-

+

+

-

-

+

-

229

34,4

19,0

 

8

+

+

+

+

+

+

+

+

279

39,3

18,5

 

Коэффициенты регрессии для параметров

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

 

Y1 (Rсж)

+218,4

+12,4

+22,4

+8,9

-0,16

+10,4

+4,4

+2,4

 

 

 

 

Y2
(Rри)

+40,15

+3,27

-0,27

-2,37

-1,86

+2,35

-0,65

-0,075

 

 

 

 

Y3
(Rр)

+17,2

+0,51

+0,48

+0,68

-0,26

+0,33

+0,36

-0,83

 

 

 

 

Примечание. Прочность на сжатие определялась испытанием образцов-кубов размером 7,07×7,07×7,07 см, на растяжение при изгибе - балочек размером 4×4×16 см и растяжение - стандартных восьмерок с сечением шейки 1,5×2 см.

В результате обработки проведенных экспериментов, реализованных по ортогональным планам, вычислены коэффициенты регрессии по формуле

где N - число опытов в матрице планирования;

Rn - усредненная прочность бетона;

i - номер столбца в матрице планирования.

По результатам опытов были получены уравнения регрессии по прочностям на сжатие, растяжение при изгибе и растяжение на третьи сутки твердения бетона.

Rсж = 218,4 + 12,4X1 + 22,4X2 + 8,9Х3 - 0,16X1X2 + 10,4X1 X3 + 4,4X2X3 + 2,4X1X2X3

Rри = 40,15+ 3,27X1 - 0,27X2 - 2,3Х3 - 1,86 X1X2 + 2,35X1X3 - 0,65X2X3 - 0,075X1X2X3.

Rр = 17,2 + 0,51X1+ 0,48X2 + 0,68Х3 - 0,26X1X2 + 0,33X1X3 + 0,36X2X3 - 0,83X1X2X3.

Оценка пригодности полученных математических моделей по проверке, однородности воспроизводимости (по критерию Кохрена) адекватности модели (по критерию Фишера) и значимости основных коэффициентов уравнений позволила провести некоторые интерпретационные рассуждения, относительно влияния каждого из компонентов или их взаимодействия на свойства бетона.

Анализируя регрессионные уравнения и ориентируясь при этом на численные значения коэффициентов, можно сделать следующие выводы:

на прочность при сжатии положительное влияние оказывает увеличение содержания всех рассматриваемых компонентов. Но особенно благоприятное действие оказывает содержание гранулированного шлака и совместное действие феррохромового шлага и жидкого стекла, а также граншлака и жидкого стекла. В то же время взаимодействие шлаков (феррохромового и гранулированного) снижает прочность на сжатие. Плотность жидкого стекла повышает прочность на сжатие;

на прочность при растяжении в момент изгиба доминирующее и положительное влияние оказывает повышение содержания феррохромового шлака и совместное воздействие ферро-хромового шлака и жидкого стекла;

на прочность при растяжении все компоненты оказывают примерно одинаковое влияние, однако доминирующее положительное влияние оказывает плотность жидкого стекла и содержание феррохромового шлака, а также эффект их взаимодействия.

На основании проведенных исследований установлено, что на промышленном жидком стекле в сочетании с саморассыпающимся феррохромовым шлаком и тонкомолотым гранулированным могут быть получены быстротвердеющие песчаные бетоны, имеющие достаточно высокие прочностные свойства - Rсж до 280 кгс/см2, Rри до 45 кгс/см2 и Rр до 20 кгс/см2.

Наилучшие по прочности составы бетона были использованы для ремонта выбоин и сколов кромок цементобетонных плит на действующем аэродроме. Наблюдения за состоянием ремонтных составов показали, что песчаные бетоны на жидком стекле пластичной консистенции оказались недостаточно трещиностойкими в данных эксплуатационных условиях.

Учитывая, что наличие трещин в ремонтных материалах недопустимо, дальнейшие исследования проводились в направлении поиска трещиностойкого состава песчаного бетона.

Трещиностойкость - комплексное свойство бетонов, зависящее не только от свойств самих материалов, но и от воздействия на них различных и многочисленных факторов и их сочетаний. Однако несомненно, что превалирующее влияние на трещиностойкость оказывают усадочные свойства материала и, главным образом, градиент усадочных деформаций. Немаловажное значение при этом имеет кинетика роста прочности бетона, способствующая повышению сопротивляемости бетона трещинообразованию. Благоприятное сочетание прочностных и усадочных свойств бетона, особенно в ранние сроки твердения, повышает его трещиностойкость.

В связи с этим при лабораторных исследованиях по оптимизации ремонтных составов основное внимание было уделено определению прочностных и усадочных характеристик бетона во времени. Было установлено, что повышение прочности исследуемых составов бетона неизбежно сопровождается увеличением усадочных деформаций. Поэтому задача выбора наиболее трещиностойкого состава заключалась в отыскании состава бетона, сочетающего заданную прочность при минимальной для данного состава усадке или при допустимой усадке, определенной из условия трещиностойкости бетона в рассматриваемой конструкции.

Исследования с целью оптимизации песчаного бетона на жидком стекле о феррохромовым и гранулированным шлаками выполнялись также с применением математического метода планирования эксперимента. Использовалось симплексно-решетчатое планирование, позволившее получить математическое описание зависимостей "Состав-свойство" и построить диаграммы, на которых можно выделить область экстремальных значений.

Свойства изучались в зависимости от концентрации (расхода) компонентов смеси. При этом факторное пространство было представлено правильным симплексом

с вершинами в (q - 1) - мерном пространстве,

где Xi, - относительное содержание i-ого компонента смеси.

В данном случае изучались свойства четырехкомпонентной смеси с соотношением компонентов Х1 + Х2 + Х3 + Х4 = 1

где Х1 - жидкое стекло;

Х2 - феррохромовый шлак;

Х3 - гранулированный шлак;

Х4, - песок.

Исследовалась не вся область диаграммы "Состав-свойство", представленной на тетраэдре, а лишь локальный участок в виде многогранника.

На основании ранее проведенных исследований ориентировочные границы изменения процентного содержания компонентов смеси по весу приняты в следующих пределах: Х1 - 12-15 %; Х2 - 4,5-7,1 %, Х3 - 12-24 %, Х4 - 68,9-56,1 %.

Для применения метода планирования эксперимента по Шеффе был произведен переход к новой системе координат, и вершины Z1; Z2; Z3,; Z4 приняты самостоятельными, называемые псевдокомпонентами, относительно которых строится симплексная решетка Z1 + Z2 + Z3+Z4 = 1.

Испытываемые составы смесей брали как экспериментальные точки, распределенные по многограннику, включая его вершины. Матрица планирования эксперимента, содержание исходных компонентов в экспериментальных точках и результаты опытов приводятся в табл. 3.

В качестве функций отклика рассматривались: g -объемная масса смеси, кгс/м3; R1сутсж. R28сутсж - прочность на сжатие в кгс/см2, соответственно на 1 сутки и 28 суток воздушно-сухого твердения; Y28сут - усадка в %, через 28 суток после изготовления образцов.

По экспериментальным данным с помощью ЭВМ рассчитаны коэффициенты полиномов Шеффе вида

и получены квадратичные модели. Уравнения регрессии для каждого исследуемого свойства бетона в системе координат Z1 + Z2 + Z3+Z4 и в исходной системе X1 - Х2 - X3 - Х4 приводятся в табл. 4.

На основании полученных математических зависимостей по заданной сетке на ЭВМ НАИРИ-3 подсчитаны значения исследуемых свойств, по которым на диаграммах построены проекции линий равных значений на симплексе. Для анализа полученных зависимостей "Состав-свойство" диаграммы строились путем сечения тетраэдра и соответственно многогранника плоскостями по оси координат, на которой откладывалось содержание жидкого стекла.

Таблица 3

Матрица планирования и результаты опытов

Номер состава

Z1

Z2

Z3

Z4

Содержание по весу % 

Осадка конуса СтройЦНИЛ, см

Объемная масса, кг/см3

Прочность при сжатии,
кгс/см2

Усадка,
%

 

X1

Х2

X3

Х4

R1сутсж

R28сутсж

Y28сут

 

1

1

0

0

0

12

4,5

24

59,5

0-0,3

2085

65,1

36,2

0,226

 

2

0

I

0

0

12

7,1

12

68,9

0-0,5

2280

106,0

49,0

0,241

 

3

0

0

I

0

12

7,1

24

56,9

0-0,6

1970

22,7

37,6

0,340

 

4

о

0

и

I

15

0,8

18

61,2

1,4

2410

150,9

140,0

0,577

 

5

1/2

1/2

0

0

12

5,8

18

64,2

0-0,2

2120

61,1

58,3

0,227

 

6

1/2

0

1/2

0

12

5,8

24

58,2

0-0,2

2120

41,2

19,7

0,283

 

7

1/2

0

0

1/2

13,5

5,15

21

60,35

0-0,5

2355

136,9

151,0

0,209

 

8

0

1/2

1/2

0

12

7,1

18

62,9

0-0,2

2110

73,5

63,0

0,212

 

9

0

0

0

1/2

13,5

6,45

15

65,05

0-0,7

2320

84,3

106

0,350

 

10

0

1/2

1/2

1/2

13,5

6,4э

21

59,05

0-0,7

2190

90,9

76,5

0,338

 

Таблица 4

Уравнения регрессии

g = 2085Z1 +2280Z4 + 1970Z3 + 2410Z2 + 250Z1Z4 + 370Z1Z3 + 430Z1Z2 - 60Z4 Z3 - 100Z4Z2 + 0

R1сутсж = 65,1Z1 + 118,5Z4 + 227Z3 + 150,9Z2 - 122,8Z1Z4 - 10,8Z1Z3 + 115,6Z1Z2 + 11,6Z4Z3 + 16,4Z3Z2

R28сутсж = 36,2Z1 + 49Z4 + 37,6Z3 + 140Z2 + 62,8Z1Z4 - 68,8Z1Z3 + 251,6Z1Z2 + 78,8Z4Z3 + 46 Z2Z4 - 49,2Z3Z2

Y28сут = 0,226Z1 + 0,241Z2 + 0,34Z3 + 0,577Z4 - 0,026Z1Z2 + 0Z1Z3 + 0,03Z1Z4 - 0,314Z2Z3 - 0,236Z2Z4 - 482Z3Z4

g = -1279,9X1 - 3508,7X4 + 39,087X3 - 149,09X2 - 11,013X1X4 + 19,863X1X3 + 25,28X1X2 + 36,367X4X3+ 54,733X2X4 - 0,4167X3X2

R1сутсж = 162,04X1 + 458,44X4 - 46,376X3 - 9,296X2 - 23,606X1X4 + 3,0526X1X3 - 1,3669X1X2 - 5,4791X4X3 - 1,5982X2X4 + 0,0806X3X2

R28сутсж = -867,25X1 + 1228,5Х4 - 78,431Х3 - 53,372Х2 - 30,569X1X4 + 13,425X1X3 + 14,788X1X2 - 7,9393Х4Х3 - 10,179X2X4 + 0,547X3X2

Y28сут = -0,1132X1 + 0,0595Х4 + 0,01087X3 + 0,00458X2+ 0,00351X1X4 - 0,00444X1X4 + 0,00161X1X2 +0,00004Х4Х3 - 0,00163Х2Х4 + 0,00085Х3Х2

При оптимизации составов наибольший интерес представляют диаграммы, изображенные на рис. 1-3, построенные для смесей с содержанием жидкого стекла 13 % по весу. Применение жидкого стекла в указанном количестве обеспечивает достаточные прочностные характеристики и минимальные усадочные деформации. На диаграмме, представленной на рис. 4, где нанесены изолинии прочности и усадки, точка пересечений изолинии Rсж = 120 кгс/см2 и изолинии усадки 0,2 % определяет состав песчаного бетона, сочетающий наилучшим образом требуемую прочность при минимальной усадке. На основании полученных данных, оптимальный ремонтный состав должен иметь следующее содержание компонентов в % по весу: жидкого стекла - 13, феррохромового шлака - 5, гранулированного шлака - 21, песка - 61.

Таким образом, благодаря применению метода математического планирования экспериментов на основании сравнительно небольшого числа опытов (первая серия по изучению прочностных свойств бетона - 8 опытов и вторая серия по оптимизации составов по прочностным и деформативным свойствам -10 опытов), удалось провести поиск и выбрать ремонтный состав быстротвердеющего бетона на жидком стекле, обладающего требуемыми свойствами.

Рис. 1. Изолинии прочностей при сжатии на 1 сутки воздушно-сухого твердения мелкозернистого бетона

Рис. 2. Изолинии усадок на 28 сутки воздушно-сухого твердения мелкозернистого бетона

Рис. 3 Изолинии прочностей при сжатии на 28 сутки воздушно-сухого твердения мелкозернистого бетона

Рис 4. Изолинии прочностей при сжатии (сплошные линии) и усадок (пунктирные линии) на 28 сутки воздушно-сухого твердения мелкозернистого бетона на жидком стекле ((X4 = 13% с феррохромовым и гранулированным шлаками

Литература

1. Некрасов К.Д., Тарасова А.П. Жаростойкие бетоны на жидком стекле с различными добавками. Сборник НИИЖБ "Жаростойкие бетоны", М., Стройиздат, 1964.

2. Адлер Ю.П., Маркова Е.В., Грановский Ю.В. Планирование эксперимента при поиске оптимальных условий. М., "Наука", 1971.

3. Новые идеи в планировании эксперимента. Под редакцией Налимова В.В. М.;"Наука", 1969.

Канд. техн. наук Л.И., Горецкий

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПЕРЕПАДА, ВЫЗЫВАЮЩЕЕ ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ПЛИТ ЦЕМЕНТОБЕТОННОГО ПОКРЫТИЯ

При эксплуатационном содержании аэродромных покрытий и при расчете рациональных размеров цементобетонных плит очень важно знать возможное изменение ширины шов, т.е. горизонтальные перемещения плит. Для этого необходимо определять изменение температур в течение суток по длине плиты, так называемое линейное изменение температур при перепаде температур на верхней и нижней поверхностях покрытия и по глубине., Изменение температур в этих точках различно по величине, ибо функция распределения температуры по толщине покрытия выражается различными законами и зависит от времени суток и сезона года.

Следовательно, поскольку температура по толщине покрытия не одинакова, то и относительные деформации в отдельных точках (слоях) должны были бы быть различными по величине. Однако различных по своему абсолютному значению относительных деформаций (сжатия и растяжения) в покрытиях возникнуть не может, так как цементобетонные плиты монолитны (имеют сплошность связей по всей толщине), и каких-либо сдвигов между отдельными слоями не происходит. Такие деформации могли бы произойти в том случае, если бы плиты состояли из отдельных тонких пластинок, имеющих полную и независимую друг от друга свободу перемещений, как, например, пластины составных рессор, принцип устройства которых позволяет каждой пластине, если пренебречь силами трения между ними, самостоятельно деформироваться. Фактические деформации удлинения или укорочения цементобетонных плит происходя! одновременно и одномерно по всему вертикальному сечению, и если плиты имеют большие размеры или достаточно сильное закрепление на контуре, препятствующие короблению, то они произойдут по линии, параллельной вертикальной оси Z.

При обозначении, фактической деформации, обусловленной монолитностью цементобетонных покрытий через ξф, , напряжения σ в отдельных слоях покрытия будут определяться по формуле

(1)

где E - модуль упругости цементобетона;

μ - коэффициент Пуассона;

α - коэффициент теплодеформативности цементобетона;

tneр - температурный перепад в течение суток или года;

ξф - фактическая деформация.

Значение температурного перепада tneр необходимо принимать исходя из возникающего в покрытии температурного поля, и в частности в зависимости от характера распределения температур по толщине покрытия. В опубликованной ранее работе автора [1] , как первое приближение температурный перепад принимался в средней зоне плиты, что справедливо при прямолинейном вертикальном или косом изменении температуры по толщине покрытия. Однако поскольку эпюра напряжений ограничена экспонентоциальным законом, то температурный перепад необходимо находить на глубине нулевых значений напряжений, равной

n0 = ηn,

где η - величина, показывающая часть (долю) от полной толщины покрытия η < 1

В этом случае температурный перепад с учетом нагрева поверхности покрытия окружающим воздухом и солнечной радиацией будет равен

,

(2)

где

(3)

(4)

 - максимальный перепад температуры в течение дня;

- максимальный перепад температуры в течение ночи;

 - максимальное значение температуры на поверхности покрытий в течение суток;

 - минимальное значение температуры на поверхности покрытия в течение суток;

tэкв- эквивалентная температура нагрева покрытия за счет солнечной радиации.

Значение h0 может быть найдено из условия равенства площадей напряжений Ω1 = Ω2 (рис. 1), выраженных следующими уравнениями:

(5)

 

(6)

Можно записать, что

(7)

Рис. 1. Эпюра температурных напряжений в цементобетонном покрытии толщиной h, определяющая температурный перепад tпер по линии нулевых напряжений на глубине hо

Тогда, подставляя в уравнения (5) и (6) значения t2 , приравнивая Ω1 = Ω2 и интегрируя, получим

или

откуда

или

и

(8)

Решая уравнения (8), получим следующие значения h0, η и в зависимости от толщины покрытия h и коэффициентов температуропроводности a, приведенные в таблице.

Таблица

h, м

a =0,003;

a =0,004;

a =0,005;

h0

η

μ

h0

η

μ

h0

η

μ

0,05

0,0245

0,492

0,85

0,0246

0,491

0,86

0,0247

0,48

0,88

0,1

0,047

0,48

0,733

0,0475

0,476

0,76

0,048

0,472

0,79

0,15

0,069

0,465

0,63

0,0695

0,462

0,67

0,07

0,464

0,7

0,2

0,09

0,45

0,554

0,091

0,455

0,59

0,092

0,46

0,63

0,15

0,108

0,432

0,5

0,11

0,444

0,533

0,112

0,448

0,56

0,3

0,126

0,42

0,44

0,129

0,43

0,48

0,131

0,436.

0,51

0,35

0,143

0,468

0,39

0,147

0,42

0,43

0,148

0,422

0,47

0,4

0,158

0,395

0,357

0,162

0,405

0,398

0,167

0,418

0,43

0,45

0,174

0,385

0,32

0,178

0,395

0,36

0,182

0,403

0,39

0,5

0,187

0,375

0,29

0,194

0,388

0,33

0,199

0,399

0,36

0,55

0,198

0,36

0,27

0,205

0,36

0,304

0,214

0,389

0,34

0,6

0,21

0,35

0,25

0,222

0,37

0,284

0,228

0,38

0,31

Рис. 2. Изменение параметра в зависимости от толщины покрытия h при различных значениях коэффициента температуропроводности Q

Значения параметра  в зависимости от толщины покрытия h и коэффициента температуропроводности при их значениях, отличающихся от приведенных в таблице, можно находить по графику рис. 2.

Литература

Горецкий Л.И. Теория и расчет цементобетонных покрытий на температурные воздействия. М., Транспорт, 1965.

Канд. техн. наук Л.И. Горецкий

АНАЛИТИЧЕСКИЙ СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МАКСИМАЛЬНОЙ СУММАРНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА ПОВЕРХНОСТИ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Воздействие температуры окружающей среды, а также высоких температур газовых струй реактивных двигателей на аэродромные покрытия вызывает, как известно, значительные температурные напряжения, приводящие в ряде случаев к разрушению покрытий. Эта: напряжения должны учитываться при проектировании (расчете) покрытий, но в процессе эксплуатации аэродромов температура может превышать среднестатистические (расчетные), и тогда надо правильно оценить возникшие напряжения. Они могут быть ослаблены чисто эксплуатационными мерами, как, например, прекратить полеты в самые жаркие часы, что вполне возможно в аэропортах с малой и средней интенсивностью движения самолетов, или организовать полив холодной водой.

Температура поверхности покрытий в зависимости от величин отдельных составляющих теплового баланса местности изменяется по косинусоидальному (синусоидальному) закону. Она равна температуре окружающего воздуха и эквивалентной температуре от воздействия солнечной радиации, максимум значений которых достигает в различные моменты времени, обычно в 12 и 15 ч. Следовательно, максимальная суммарная температура в общем может быть в любом интервале времени между 12 и 15 ч, и это зависит от соотношения амплитуд колебаний эквивалентной температуры и наружного воздуха. Задача в такой постановке решается путем наложения двух косинусоид, имеющих сдвиг фаз на 3 ч и отыскания экстремума функции

(1)

где  - среднесуточная температура воздуха;

(2)

 - максимальная температура воздуха в течение суток;

 - минимальная температура воздуха в течение суток;

 - амплитуда колебания (отклонение от среднесуточной) температуры воздуха;

(3)

 - среднесуточная эквивалентная температура нагрева покрытия за счет солнечной радиации;

(4)

ρ - коэффициент поглощения солнечной радиации поверхностью покрытия;

Iср.час среднечасовая за сутки интенсивность солнечной радиации;

Кп - коэффициент, учитывающий ослабление солнечной радиации из-за запыленности воздуха над аэродромом;

ан - коэффициент теплоперехода;

амплитуда колебаний (отклонение от средней) эквивалентной температуры вследствие нагрева покрытия за счет солнечной радиации;

(5)

Imax.час - максимальное значение в течение суток интенсивности солнечной радиации.

Уравнение (I) можно преобразовать, используя известное тригонометрическое равенство

(6)

Тогда при  получим

(7)

Найдя далее, что cos 3,93 = sin 3,93 = -0,707, cos 3,14 = -1 и sin 3,15 = 0, можно записать

(8)

Соотношение амплитуд колебаний температур :

обозначим буквой n и уравнение (8) преобразуем следующим образом

 

и далее

(9)

Находим первую производную и приравниваем нулю.

(9)

Откуда

(10)

или

и

(11)

Выполненный автором анализ значений  и  по данным климатологических справочников в 100 пунктах СССР, расположенных во всех поясах Северной широты в пределах территории нашей страны, показал, что отношение : : находится в пределах от 0,5 до 2,5. Для этих значений п по формуле (11) были определены моменты времени τ, когда достигаются максимальные суммарные температуры воздуха и эквивалентной, которые приведены в табл. 1.

Таблица 1

п

Момент времени τ при достижении максимального значения температур

0

1

3

15

0,1

0,875

2,75

14,75

0,25

0,736

2,42

14,42

0,5

0,586

2,02

14,02

0,75

0,486

1,73

13,73

1

0,414

1,5

13,5

1,25

0,362

1,33

13,33

1,5

0,32

1,19

13,19

1,75

0,288

1,07

13,07

2

0,261

0,98

12,98

2,5

0,22

0,83

12,83

3

0,191

0,72

12,72

5

0,124

0,47

12,47

10

0,066

0,262

12,262

 

0

0

12

Изменения в течение суток температуры воздуха (с максимумом значений в 15 ч) и эквивалентной температуры (c максимумом в 12. ч) при n = 0,25; 0,5; 1, 1,5 и 2,5 и момента времени максимальных значений суммарных температур показана на рис. 1.

Для определения максимальной суммарной температуры нагрева поверхности аэродромных покрытий аналитическим способом, уравнение (1) можно записать как

(12)

где ψ - коэффициент, учитывающий несовпадение во времени максимумов температур наружного воздуха и эквивалентной;

(13)

или, учитывая, что для каждого показателя существует свой расчетный момент времени максимального значения суммарных температур, получим

(14)

Рис 1. Изменение температур в течение суток воздуха и эквивалентной от солнечной радиации  при различных значениях n.

Рис. 2. Изменение коэффициента ψ , учитывающего несовпадение по времени максимальных температур воздуха и эквивалентной, а также моментов времени максимума этих температур τ в зависимости от показателя п.

Рис. 3. Изменение температуры воздуха  эквивалентной от солнечной радиации  для условий Москвы (пунктирные линии - фактические данные, сплошные - расчетные по закону косинусоида)

Значения ψ при некоторых показателях n, определенные по формуле (14) приведены в табл. 2, а если необходимо определить этот коэффициент при различных других показателях n, можно пользоваться графиком (рис. 2), на котором также показаны моменты времени максимальных суммарных температур τр

Таблица 2

n

1+n

τр.час

n-

ψ

0

1

15

0

0,707

0

1

0,1

1,1

14,75

0,998

0,752

0,0752

0,975

0,25

1,25

14,42

0,988

0,805

0,201

0,956

0,5

1,5

14,02

0,967

0,863

0,231

0,932

0,75

1,75

13,73

0,945

0,898

0,675

0,926

1

2

13,5

0,224

0,924

0,924

0,924

1,25

2,25

13,33

0,906

0,940

1,175

0,926

1,5

2,5

13,19

0,889

0,951

1,426

0,926

1,75

2,75

13,07

0,875

0,961

1,681

0,928

2

3

12,98

0,863

0,967

1,934

0,932

2,5

3,5

12,83

0,843

0,976

2,438

0,938

3

4

12,72

0,827

0,983

2,989

0,944

Пример. Для района Московской области (Северная широта 56°) среднесуточная максимальная температура воздуха в июле равна  = 23,6°, минимальная  =12,5°. Эквивалентная температура нагрева покрытия вызывается солнечным облучением при Imax.час = 702 ккал/м2 и Iср.час. = = 281 ккал/м2, ρ = 0,76 (сухое новое цементобетонное покрытие)., Кн = 0,5 и aн= 20 ккал/м2ч град. Требуется определить максимальную температуру нагрева поверхности цементобетонного покрытия.

Решение задачи должно начинаться с определения показателя n , т.е. отношения амплитуд колебаний температур эквивалентной и воздуха (: ). Для этого находим

Тогда : = 8:5,55 = 1,46 @ 1,5 ,откуда, согласно табл. 2, ψ = 0,926.

Следовательно, максимальная температура нагрева поверхности цементобетонного сухого .покрытия будет в момент времени τp= 13,19 ч (или 13 ч 14 мин) и равна

tτ = 13,19 = 18,05 + 5,34 + (5,55 + 8) × 0,926 = 36°С.

Значения суммарных температур наружного воздуха и эквивалентной от солнечной радиации в любой час суток определяется по формуле (11). На рис. 3 приведены изменения значений температур для условий Москвы, на котором также показаны отдельно изменения функций  = f (t) и tt = f (t) При этом изменение температуры воздуха и эквивалентной показаны по косинусоиде (пунктирные линии) и по фактическим данным (сплошная линия).

Литература

Горецкий Л.И. Теория и расчет цементобетонных покрытий на температурные воздействия, М., Транспорт, 1965.

Инж. Ю.А. Самородов

ИССЛЕДОВАНИЕ ВОПРОСОВ СОДЕРЖАНИЯ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ ПОД СЛОЕМ УПЛОТНЕННОГО СНЕГА

За последние годы в районах Крайнего Севера и Сибири введено в эксплуатацию значительное количество аэродромов с искусственными покрытиями. Климат этих районов характеризуется продолжительным зимним периодом с большим количеством снегопадов, метелей и резкими колебаниями температур воздуха. Все это значительно усложняет процесс подготовки аэродромов к полетам.

По существующим требованиям к содержанию аэродромов необходимо искусственные покрытия своевременно и тщательно очищать от снега. Эти требования сравнительно часто невыполнимы на аэродромах Крайнего Севера и Сибири и из-за большого количества снегопадов и метелей, а также из-за недостаточного количества специальных аэродромных уборочных машин. В связи с этим возникла необходимость изучить возможность содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега.

В гражданской авиации уже есть опыт эксплуатации отдельных аэродромов с искусственными покрытиями под слоем уплотненного снега. Опыт показал, что наличие слоя уплотненного снега практически исключает образование инея и изморози на покрытиях аэродрома при резких колебаниях отрицательных температур воздуха [1, 2] . Это дало возможность отказаться от применения тепловых машин, которые мало эффективны при низких температурах воздуха [3]. Однако, использование их при этих температурах приводит к интенсивным разрушениям поверхностного слоя покрытия из-за резкого перепада температур [4]. Гололедные образования на поверхности уплотненного снега могут быть легко удалены ребристыми катками с последующей укаткой гладилками [5].

Для определения обеспеченности полетов самолетов на аэродромах, содержащихся под слоем уплотненного снега, исходя из требуемой его плотности, вводится понятие надежности содержания аэродрома.

Надежность содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега (или процент обеспеченности полетов конкретного типа самолетов) определяется отношением количества дней, при которых может быть обеспечена требуемая прочность уплотненного снега для эксплуатации конкретного типа самолета к общему количеству дней зимнего периода. Эта зависимость может быть определена по формуле:

(1)

где - надежность содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега;

St - количество дней зимнего периода;

S4 - количество дней зимнего периода с обеспеченностью полетов конкретного типа самолета.

Количество дней зимнего периода S для каждого аэропорта определяется по данным климатологических справочников [6]. Количество дней зимнего периода c обеспеченностью полетов St1. зависит от требуемой прочности снега для конкретного типа самолета. Согласно НАС ГА-71 и актов летных испытаний самолетов Ил-18, Ан-12 и Ту-134 равна 9 кг/см2, а для разовых полетов этих же типов самолетов - 7 кг/см2 . Для самолетов Ан-24 и Як-40 прочность снега для регулярных полетов должна быть не менее 7 кг/см2.

Как известно, прочность снега определяется его плотностью и температурой. Плотность снега на аэродромах, как правило, находится в пределах 0,5-0,6 г/см3, и эта плотность может быть создана существующими в аэропортах уплотняющими средствами.

Рис. 1. График изменения температур воздуха на зимний период

Анализ значений температуры уплотненного снега, приведенных в актах летных испытаний самолетов [3, 4] показал, что они близки по своим величинам температурам воздуха. Средние отклонения температуры снега от температуры воздуха могут быть выше или ниже на 1-2°С. Если принять температуру уплотненного снега такой же, как и температура воздуха, то отклонение значений прочности снега в этом случае составит 0,2-0,3 кг/см2. Это не окажет существенного влияния на определение прочности снега.

Таким образом, прочность снега 9 и 7 кг/см2 может быть обеспечена при температурах воздуха не выше -9 и -5°С для плотности снега 0,6 г/см3, и не выше -19°С и -11,5°С для плотности снега 0,5 г/см3.

Для определения количества дней с обеспеченностью полетов принимается, что в начале и в конце зимнего периода, при температурах выше -5°С, аэродромные покрытия должны очищаться от снега. Эти дни, обозначенные соответственно n51 и n53, будут считаться обеспеченными для полетов.

Время зимнего периода с устойчивыми отрицательными температурами, когда аэродромные покрытия содержатся под слоем уплотненного снега, имеет отдельные дни с температурами выше требуемых для обеспечения необходимой прочности снега. Если обозначить количество дней с устойчивыми отрицательными температурами, обеспечивающими полеты самолетов различных типов, через nt2 , то формула количества дней с обеспеченностью полетов будет иметь вид

St1 = n51 + nt2 + n53

(2)

В качестве примера на рис. 1 приведен график изменения температур воздуха на зимний период. Условно график разделен на три участка. Участок n51 до установившихся отрицательных температур ниже -5°С равен 10 дням.

Участок n53 при отрицательных температурах выше -5°C равен 25 дням. В эти отрезки времени аэродромные покрытия содержатся путем их очистки от снега. Участок nt2 соответственно для температур -5°С, -9°С, -11,5°С и 19°С, равен следующим количествам дней: n52= 189, n92 .= 182, n11,52 = 138 и n192 = 78 дням.

Таким образом, при плотности снега 0,6 г/см3 обеспеченность за зимний период для прочности снега 7 и 9 кг/см2 будет

S51 = 10 + 189 + 25 = 224 дня;

S91 = 10 + 182 + 25 = 217 дней.

Надежность содержания согласно формулы (I) для прочности снега 7 и 9 кг/см2 будет соответственно

Для плотности снега. 0,5 г/см3 количество дней зимнего периода с обеспеченностью полетов конкретного типа самолета будет соответственно равна S11,51 = 173 дням и S191 = = 118 дней, а надежность зимнего содержания K110,5 = 70 % и K190,5 = 52 %.

На основании вышеизложенного были составлены карты (рис. 2 и 3) с районированием территории СССР по величине надежности зимнего содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега для плотности снега 0,5 и 0,6 г/см3 . Для этого были обработаны данные за пять последних лет по температурам воздуха за зимние периоды, взятые из "Метеорологического ежемесячника" [9] по 107 метеорологическим станциям. Кроме того, на эти карты нанесены линии одинаковой продолжительности зимнего периода в днях. Эти карты позволяют с достаточной степенью точности определить целесообразность содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега конкретного аэропорта, исходя из условия обеспечения требуемой регулярности полетов самолетов и продолжительностью зимнего периода.

Опыт эксплуатации грунтовых аэродромов в зимний период времени, подготовляемых путем уплотнения снега, показал что существующие размеры по длине и ширине ВПП обеспечивают безопасную и регулярную эксплуатацию самолетов Ту-134, Ил-18, Ан-12 и более легких типов.

На основании этого можно считать, что при содержании в зимний период под слоем уплотненного снега, ВПП должна иметь такие же размеры, как и грунтовые летные полосы, т.е. ВПП должна подготовляться и содержаться на длину ИВПП, увеличенную с каждой стороны на половину стандартной длины КПБ и на ширину 100 м, которая состоит из ширины ИВПП и двух равных по ширину участков БПБ.

В связи с тем, что рабочая часть ВПП по ширине ограничена посадочными огнями, а подготовляемая часть БПБ предназначена для обеспечения безопасности при возможных выкатываниях самолета за пределы рабочей части ВПП при взлетах и посадках, дополнительная маркировка должна обозначать рабочую часть ВПП, которая будет равна ширине ИВПП. В качестве дополнительных маркировочных знаков следует применять:

посадочный знак Т, который выкладывается на БПБ в 3 м от линии посадочных огней;

пограничные знаки, устанавливающиеся вдоль боковых границ ИВПП так, чтобы они не затеняли посадочные огни;

дистанционный знак, обозначающий центр ИВПП, устанавливается на БПБ в 15-25 м от границ посадочных огней;

входные щиты (устанавливаются на линии торца ИВПП в 5 м от ее боковой границы);

осевые треугольные знаки КПБ и обозначения направления оси ИВПП (устанавливаются так же, как и на ГВПП).

Наличие посадочных огней и выше перечисленных маркировочных знаков обеспечит необходимую видимость ИВПП при заходе на посадку самолета и при его взлете.

Снег на аэродромных покрытиях должен быть уплотнен на толщину 6-8 см. При этой толщине уплотненного снега обеспечивается своевременная очистка ИВПП от снега в случаях, когда температура воздуха будет выше требуемой для расчетного типа самолета.

Значение коэффициента сцепления покрытия из уплотненного снега, в зависимости от его прочности, определялось деселерометром 1155-M, согласно существующей методике [5] . На основании полученных значений коэффициента сцепления для различной прочности снега построен график (рис. 4), из которого видно, что при прочности снега более 16,5 кг/см2 значение коэффициента оцепления ниже 0,3, т.е. не удовлетворяет условиям эксплуатации самолетов. В связи с этим следует считать, что оптимальная плотность уплотненного снега должна находиться в пределах 0,5-0,6 г/см3. В условиях Сибири и Севера, при низких отрицательных температурах, прочность снега будет выше 16,5 кг/см2 а значение коэффициента сцепления будет соответственно ниже допустимой величины. В этих случаях, для увеличения значений коэффициента сцепления, необходимо на поверхности уплотненного снега производить насечки с помощью ребристых или кулачковых катков.

Рис. 4. Зависимость коэффициента сцепления от прочности снега

Основными требованиями, предъявляемыми к уплотненному снегу на аэродромных покрытиях, являются прочность снега и сцепление его с поверхностью покрытий. Если прочность снега является параметром достаточно изученным, то определение сил сцепления слоя уплотненного снега и факторы, которые влияют на эти силы, еще недостаточно исследованы. Имеется ряд научных статей [10, 11] в трудах Академии коммунального хозяйства им. К.Д. Панфилова, в которых рассматривается этот вопрос с целью разработки требований к средствам механизации для ликвидации уплотненного снега с дорожных покрытий. На основании этих работ, а также опыта содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега, могут быть даны рекомендации по увеличению сил сцепления уплотненного снега с аэродромными покрытиями.

Основными факторами, влияющими на силу сцепления слоя уплотненного снега с покрытием, являются время формирования сил сцепления уплотненного снега с покрытием, температура воздуха и плотность снега.

Нарастание сил сцепления уплотненного снега с покрытием происходит по времени за счет смерзания и продолжается примерно в течение восьми часов. В первые четыре часа с момента уплотнения силы сцепления увеличиваются незначительно, а за последующие четыре часа увеличивается примерно в 10 раз. Следовательно, создание слоя уплотненного снега необходимо производить при наличии интервала времени между полетами самолетов около восьми часов.

Значительное влияние на силы сцепления уплотненного снега с покрытием оказывает температура воздуха. С понижением температуры силы сцепления увеличиваются. Так, при перепаде температур от -15 до -25°С величина силы сцепления снега с покрытием увеличивается вдвое.

Силы сцепления снега с покрытием зависят также и от плотности снега. Чем больше плотность снега, тем выше силы сцепления его с покрытием при прочих равных условиях.

Если принять силы сцепления снега плотностью 0,4 г/см3 с покрытием за 1, то при плотности снега 0,5 и 0,6 г/см3 силы сцепления возрастут соответственно в 1,75 и 2,5 раза

Таким образом, при создании слоя уплотненного снега на покрытиях, лучшими условиями являются температура воздуха, которая должна быть в пределах -5-10°С, с последующим понижением, и наличие перерыва в полетах самолетов не менее восьми часов.

Создание слоя уплотненного снега на ИВПП следует начинать при толщине свежевыпавшего снега не менее 5 см. Для создания первого слоя уплотнение снега вначале производится катками на пневматических шинах или резинобетонными катками с последующим заглаживанием поверхности гладилками, так как остающиеся после катков неровности могут быть причиной образования наносов. Последующие уплотнения снега на ИВПП производятся по той же технологии, что и при подготовке грунтовых летных полос.

После создания слоя уплотненного снега толщиной 6-8 см дальнейшее содержание летной полосы производится путем очистки от снега.

Для поддержания требуемой прочности снега, а также при повышении температуры воздуха необходимо производить уплотнение снега. По мере эксплуатации ВПП снег под воздействием колес самолетов и воздушно-газовых струй от двигателей самолета разрушается и выдувается. Особенно сильным разрушениям подвержены стартовые участки и центральная часть по ширине ИВПП. Для восстановления слоя уплотненного снега на этих участках, по мере необходимости, следует вместо очистки производить уплотнение снега.

Первоочередными работами следует считать подготовку ВПП, зон "А" КРМ и ГРМ, а также планировку откосов ВПП. Ко второй очереди относится подготовка перрона и РД, а к третьей очереди - КПБ, МС, обочин РД перрона и МС.

Время для расчета потребного количества машин и механизмов определяется по формуле, исходя из условия, что расчетный суточный слой снега толщиной hc может при интенсивном снегопаде выпасть за 3 ч [12] .

(4)

tp - время для расчета потребного количества машин и механизмов, относящихся к 1 очереди;

tс - время выпадания расчетного снегопада (принимается равным 3 ч);

hq - допустимая толщина свежевыпавшего слоя снега для расчетного типа самолета, см;

hc - толщина расчетного суточного снегопада, см.

За две-три недели до наступления положительных температур воздуха слой уплотненного снега необходимо удалить с аэродромных покрытий, срезая его послойно автогрейдером и удаляя за пределы ВПП шнекороторными снегоочистителями.

Экономический эффект от внедрения способа уплотнения снега на аэродромных покрытиях за один зимний период составляет для аэродромов класса Б и В окало 50-30 тыс. руб.

Литература

1. Драневич Е.П. Гололед и изморозь. Лениздат, 1971.

2. Заморский А.Д. Атмосферный лед, М., Гидрометиздат, 1963.

3. Нормы выработки машин при зимнем содержании аэродромов, ОНТИ ГосНИИ ГА, М., 1961.

4. Тригони В.Е. Воздействие газовых струй реактивных двигателей на аэродромные искусственные и грунтовые сопряжения. Труды ГосНИИ ГА, вып. 27, М.,1961.

5. Наставление по аэродромной службе в гражданской авиации СССР. М., Редиздат МГА, 1972.

6. Климатологический справочник. ГУГС, М., 1968.

7. Метеорологический ежемесячник. ГУТС, М., 1965-71.

8. Орлов Ю.Н. Исследование физико-механических свойств снега на тротуарах. Научные труды № 2, АНХ, М., 1968.

9. Карабан Г.Л. Снежно-ледяные образования на городских дорогах, методы и средства их удаления (автореферат), М., 1968.

10. Указания по расчету средств механизации для эксплуатационного содержания аэродромов ГВФ, МГА, Редиздат, М., 1963.

Докт. техн. наук, проф. В.М. Кнатько

Канд. техн. наук В.Р. Лежоев

ОЦЕНКА МЕТОДА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ОБРАЗОВАНИЯ ГОЛОЛЕДА НА АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЯХ И ПУТИ ИХ УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ

По мере увеличения взлетной скорости и веса самолетов гражданской авиации все более жесткие требования предъявляются к взлетно-посадочной полосе (ВПП). При эксплуатации реактивными самолетами ВПП должна быть не только ровной, но и абсолютно чистой. На ВПП недопустимо наличие воды, песка, гравия и, тем более, снега и льда. Одним из основных требований, предъявляемых к ВПП, является готовность к использованию в течение всего года.

Повышение интенсивности движения самолетов в аэропортах гражданской авиации, увеличение регулярности полетов с внедрением систем полуавтоматической и автоматической посадки выдвигает новые требования к средствам поддержания поверхности взлетно-посадочной полосы в сухом и чистом состоянии. Интенсивность самолето-вылетов по зимнему расписанию для аэропортов I и II классов достигает 10-15 в 1 ч, причем перерывы во взлето-посадках свыше одного часа либо отсутствуют вообще, либо приходятся на ночное время. Очевидно в дальнейшем интенсивность самолето-вылетов будет еще сильнее возрастать. В соответствии с интервалами времени между взлето-посадками самолетов определяются сроки, в течение которых наземная служба должна очистить поверхность ВПП от атмосферных осадков.

Прием и выпуск самолетов при наличии на ВПП осадков затрудняет выполнение взлета и посадки и в отдельных случаях может привести к летным происшествиям. Требования по своевременной и качественной подготовке аэродромов к полетам определяются действующими руководящими документами [1, 2].

В соответствии с ними очистка от снега взлетно-посадочных полос, рулежных дорожек, перрона, светотехнических средств должна быть закончена в течение одного часа после прекращения снегопада. Удалять ледяную корку с этих же объектов необходимо в течение двух-трех часов. Поэтому проводить уборочные работы в аэропортах с интенсивным движением самолетов можно, лишь ограничивая или прекращая прием и выпуск самолетов.

Особую актуальность приобрело прогнозирование неблагоприятной метеорологической обстановки, которая может привести к выпадению гололеда на поверхности искусственных покрытий. В настоящее время некоторые гололеды, отмеченные авиационными метеорологическими станциями в аэропортах гражданской авиации (АМСГ), не приводят к его образованию на поверхности искусственных покрытий, и наоборот - образование гололеда или изморози на покрытиях не фиксируется метеорологическими станциями. Причина заключается в том, что на АМСГ используются приборы, где образование гололеда фиксируется на металлической проволоке диаметром около 5 мм, тогда как в условиях аэродрома гололед образуется на толстых (200 и более мм) бетонных плитах. Различие в тепловых процессах, происходящих в проволоке и плите, и приводит, на наш взгляд, к тому, что данные АМСГ не всегда можно использовать при планировании аэродромной службой мероприятий по борьбе с гололедом.

В последнее время появилось значительное количество работ, посвященных образованию гололеда и борьбы с ним, Однако основные из них [3] исследуют гололедные образования на проводах или на сравнительно тонких металлических плитах. Работы по изучению процессов, происходящих при образовании гололеда в условиях аэродрома, практически отсутствуют.

Атмосферный лед на аэродромных покрытиях может образоваться в результате двух процессов, различных по своей сущности:

за счет сублимации паров воды, находящихся в воздухе; за счет замерзания воды, находящейся в воздухе в виде переохлажденных капель.

Наличие капель воды резко изменяет упругость водяного пара у поверхности. Как указал А.Д. Заморский [5], капля средних размеров (около 0,015 мм) при температуре -25°С насыщает 1,5 см сухого воздуха и создает условия для прогрессирующего развития гололеда.

Анализ физики происхождения гололеда показал, что за счет сублимации водяного пара может образоваться иней на поверхности покрытия. Если процесс происходит при тумане, то образуется, как правило, кристаллическая зернистая изморозь, известная также под названием "куржак". Особенно широко она образуется в аэропортах Севера, Сибири и Дальнего Востока, удаление ее представляет весьма трудоемкую задачу.

Если же происходит замерзание более крупных капель мороси и особенно дождя, на поверхности покрытия образуется гололед в виде зеркально гладкой пленки.

Все виды гололеда характеризуются сильной адгезией слоя льда к поверхности покрытия. Механическое удаление льда практически невозможно и для удаления необходимо перевести его в другое агрегатное состояние.

Как показывает анализ большого числа случаев образования гололеда на поверхности проводов, основное влияние на характер льда оказывают метеорологические условия при гололеде, и в первую очередь температура воздуха, а также скорость ветра в момент образования гололеда.

На рис. 1 приведены результаты обработки статистических данных В.Е. Бучинокого [3] о влиянии температуры и скорости на образование твердых осадков. Как видно из графиков, подавляющее большинство случаев наблюдается при сравнительно небольших температурах, не превышающих -10-12°С и ветре, скорость которого не более 10 м/сек. Приведенные данные хорошо согласуются с материалами, полученными авторами для широкого круга аэропортов (Ленинград, Толмачево, Норильск и др.).

Рис. 1. Повторяемость образования твердых осадков при изменении температуры воздуха tн и скорости ветра w

______ - гололед; ,------------- зернистая изморозь; -×-×-×-×-× - кристаллическая изморозь

Разработка теоретической модели процесса обледенения поверхности аэродромного покрытия, которая позволила бы учесть весь комплекс факторов, влияющих на характер процесса, невозможна при настоящем уровне изученности этого явления. Поэтому при исследовании рассмотрены более простые формы.

При изменении температуры окружающего воздуха начинает меняться температура тела, помещенного в воздух. В данном случае система тело-воздух стремится к равновесию.

Дифференциальное уравнение теплопроводности при отсутствии внутренних источников тепла выразится в виде

где t - текущее значение температуры;

τ - время;

a - коэффициент температуропроводности;

x, y, z - пространственные координаты.

Проволока прибора для определения гололеда может быть представлена в виде бесконечного цилиндра, а плита искусственного покрытия как бесконечная пластина. Расчетная схема приведена на рис. 2.

Распределение температур в цилиндре определяется формулой

где

qц - безразмерная температура;

t - текущее значение температуры в точке с координатой τ ;

t0 - температура на оси цилиндра в начале процесса;

t0 - температура воздуха;

R - радиус цилиндра;

- критерий Био;

l - коэффициент теплопроводности материала цилиндра;

- критерии Фурье.

α - коэффициент теплоотдачи от поверхности цилиндра к окружающей среде;

В общем случае функция. Ф выражается уравнением:

(1)

где ξn - корни характеристического уравнения.

ξn i (ξn) = Bi i0 (ξn)

i0 n) и i1 n) - Функции Бесселя нулевого и первого порядка.

Безразмерная температура по толщине бесконечной пластины распределяется в соответствии с законом

где S _ половина толщины плиты искусственного покрытия;

x - координата по направлению от средней линии к поверхности плиты.

В общем случае функция F выражается уравнением

(2)

где εn - корни характеристического уравнения.

Числа Bi и F0 для пластины определяются по формулам

(2)

Рис. 2. Расчетные схемы определения температурного режима проволоки (а) и плиты (б)

Рис. 3. Изменение избыточной температуры qпов. в зависимости от различных температурных условий наружного воздуха (а и б)

При охлаждении тела, температура которого больше 0°С, выпадение гололеда на поверхности тела начинается в том случае, когда температура его станет равной 0°С. Таким образом, представляют интерес определение изменения температуры на поверхности цилиндра и пластины.

При одинаковых начальных условиях значения избыточной температуры для цилиндра и пластины будут одинаковы. Изменение избыточной температуры q от температуры воздуха tн и температуры материала t 0 в начале процесса приведены на рис. 3.

Как показывает сравнение полученных данных с частотой повторяемости гололедных явлений на рис. 1, наиболее часто наблюдаются значения q = 0,4-0,7. Особое положение занимает кристаллическая изморозь. Образование ее наблюдается при низких температурах (от -20 до -40°0) только в случаях повышения температуры воздуха. Повышенная влажность воздуха способствует намораживанию на поверхности покрытия весьма прочных кристаллов, удаление которых представляет большую трудность. Образование кристаллической изморози можно считать законченным, если разность температуры наружного воздуха и поверхности покрытия достигает примерно 3°С. Разность температуры на оси проволоки (или в глубине плиты) и температуры наружного воздуха может достигать 20-40°. Изменение значений q в этом случае приведено на рис. 3. б. Как видно из графика, наиболее интенсивное образование кристаллической изморози наблюдается при величине q = 0,10-0,20.

Теплообмен между твердыми телами (цилиндром и пластиной) и воздухом происходит при определяющем влиянии конвективного теплообмена. Процесс теплоотдачи зависит не только от тепловых, но и от газодинамических явлений.

Поскольку реально гололед образуется при ограниченных скоростях ветра, целесообразно разделить задачу о теплообмене на две:

конвективный теплообмен при свободном движении воздуха, вызванном разностью плотностей нагретых и холодных частиц в неограниченном пространстве;

конвективный теплообмен при вынужденном движении воздуха под действием ветра.

Оба вида достаточно подробно изучены, и можно использовать разработанные зависимости [4] .

Для случая теплообмена при свободном движении воздуха определяющими являются критерии Грасгофа и Прандтля:

 

где β - температурный коэффициент объемного расширения воздуха;

l - характерный линейный размер обтекаемого тела: для цилиндра он равен его радиусу, а для пластины - длине;

V - кинематическая вязкость воздуха;

ά - коэффициент температуропроводности воздуха;

Δt - разность между температурой поверхности тела и воздухом.

Определяемым критерием является критерий Нуссельта:

Nu = f (Gr, Pr) с помощью которого и вычисляется коэффициент теплоотдачи. На практике часто используют формулу, полученную на основе опытов М.А. Михеева:

(3)

где, Δt = tc - tн (°С);

l0 - характерный размер тела в м: для цилиндра l0 = Д, для пластины l0 принимается равным меньшей стороне.

Значения А и п. определятся л зависимости от температуры окружающего процесса и величины произведения критериев Грасгофа и Прандтля Grr в соответствии с табл. I. При температуре около 0°С значения А и n равны.

Величина критерия Грасгофа определяется габаритами тела, а значение критерия Прандтля для воздуха при температуре около 0°С равно 0,71.

Таблица 1

Grr

A

n

10-3-5·102

0,25

0,125

5·102-2·107

1,22

0,250

107-1013

1,45

0,333

При теплоотдаче от горизонтальной плиты вверх, как это видно в данном случае, коэффициент теплоотдачи увеличивается на 30 %.

В реальных условиях обледенение искусственных покрытий часто происходит при наличии ветра. Естественно, в этом случае физическая картина процесса будет описываться зависимостями, разработанными для случаев конвекции при вынужденном движении воздуха. Характер теплоотдачи определяется величиной критерия Рейнольдса.

(4)

где W - скорость ветра;

V - кинематическая вязкость воздуха;

l - характерный размер тела.

Течение воздуха с теплообменом является не изотермическим и поэтому ламинарного течения в чистом виде при этом не будет.

При Rl £ 2300 поток будет со слабой турбулентностью, если же Rl ³ 104, то поток обладает сильной турбулентностью.

Теплоотдача цилиндра, обтекаемого поперечным потоком воздуха, рассчитывается в широком диапазоне чисел Rl по формуле

,

где , а значение С и n - определятся из табл. 2.

Таблица 2

Re

С

n

5 - 80

0,81

0,40

80 - 5·103

0,625

0,46

5·103·105

0,197

0,60

Поскольку размеры бетонных плит достаточно велики (характерный размер - несколько метров), обтекание их даже при малых скоростях происходит при сильной турбулентности потока. В этом случае число Нуссельта

(5)

По значению числа Нуссельта определяется коэффициент теплоотдачи от тела к окружающему воздуху.

 

Зная величину α, определяется число Био, после чего по избыточной температуре - число Фурье.

 

В зависимости от тепловых свойств тела, его размеров и числа F0 можно определить время τ , в течение которого произойдет изменение температуры в соответствии с q .

Как следует из (3) , конвективный теплообмен при свободном движении воздушной среды зависит от разности температуры поверхности тела и окружающего воздуха. На рис. 4 приведены зависимости времени изменения температуры поверхности проволоки (а) и бетонной плиты (б) от избыточной температуры q и разности tnoв - tн в начале процесса.

 

Рис. 4. Время изменения температуры поверхности проволоки (а) и бетонной плиты (б) в зависимости от избыточной температуры q и разности температур tпов - tн при безветрии.

Анализ характера изменения времени процесса теплообмена между проволокой (плитой) и окружающим воздухом показывает, что при одинаковом законе изменения τ от избыточной температуры q и разности температур tпов - tн абсолютная величина τ существенно различается. Если время теплового процесса в проволоке в широком диапазоне не превышает 3-4 сек, то время тепловых процессов в бетонной плите значительно больше (в 10000-20000 раз).

Процесс образования льда на поверхности искусственного покрытия, как показывает анализ статистических данных, зачастую связан с ветром (см. рис. 1, б). Поэтому целесообразно рассмотреть изменение времени процесса с учетом ветра.

На рис. 5 приведено изменение времени охлаждения проволоки и плиты в зависимости от скорости ветра и температуры холодного воздуха при образовании гололеда или зернистой изморози. Сравнение зависимостей на рис. 5, а и б показывает, что закон изменения времени процесса охлаждения поверхности проволоки и плиты различен. Наиболее же существенным является различие времени процесса по абсолютной величине. Если на поверхности проволоки процесс завершается в течете нескольких секунд, то на поверхности плиты он происходит в течение несколько часов.

Изменение времени процесса образования кристаллической изморози (при меньших значениях избыточной температуры q ) приведен на рис. 6.

Как показывает анализ приведенных зависимостей, увеличение скорости ветра сближает время тепловых процессов, происходящих на поверхности проволоки и плиты. Однако при наблюдаемых значениях скорости ветра (до 12 м/сек) различие времени нестационарного теплового процесса достаточно велико.

Выводы

Как показывает проведенный анализ, для повышения регулярности полетов в зимних условиях необходимо прогнозировать возможность образования льда на поверхности искусственных покрытий. Эти прогнозы должны направлять

в аэродромную службу для подготовки средств механизации.

Рис. 5. Время охлаждения поверхности проволоки (а) и бетонной плиты (б) в зависимости от скорости ветра и температуры холодного фронта

Рис. 6. Время нагрева проволоки (а) и бетонной плиты (б) в зависимости от скорости ветра и температуры теплового фронта

Существующая методика не позволяет составить объективный прогноз гололедных образований на поверхности покрытий аэродрома.

Основным недостатком является малая тепловая инерционность датчиков, применяемых для обнаружения гололеда, в силу чего они реагируют на сравнительно быстрые резкие колебания температуры наружного воздуха. Сравнительно медленные изменения температуры воздуха проходят незаметно.

Для прогнозирования образования гололеда на покрытии целесообразно использовать достаточно большую по площади (примерно 1 м × 1 м) бетонную плиту. Толщина этой плиты должна быть меньше толщины плиты покрытия (в 3 - 4 раза), чтобы процесс образования льда на ней происходил все же несколько быстрее, чем на поверхности покрытия, и аэродромная служба располагала временем для борьбы со льдом.

В настоящее время, до создания и внедрения описанного выше устройства, необходимо обязать АМСГ давать прогнозы гололедообразования для аэродромной службы на основании косвенных факторов (величина температуры и темпа изменения температуры по времени).

Литература

1. Наставление по производству полетов в гражданской авиации СССР НЛП ГА-71), М., РИО МГА, 1971.

2. Наставление по аэродромной службе в гражданской авиации СССР (НАС ГА-71), М., РИО МГА, 1972.

3. В.Е. Бучинский. Гололед и борьба с ним. М., Гидрометеоиздат, 1960.

4. Основы теплопередачи в авиационной и ракетной технике. Под редакцией В.К. Кошкина. М., Оборонгиз, 1960,

5. А.Д. Заморский. Атмосферный лед. М., Гидрометиздат, 1963.

Канд. техн. наук М.А. Печерский

ПОГЛОЩАТЕЛЬНАЯ СПОСОБНОСТЬ МАТЕРИАЛОВ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Состояние искусственных покрытий в аэропортах является определяющим фактором пригодности аэродрома к производству полетов, поэтому к состоянию покрытий, их чистоте предъявляются повышенные требования.

В настоящее время очистка покрытий осуществляется комплексом машин, перемещающихся в процессе работы по покрытию. При этом возникает необходимость закрыть аэродром для полетов на длительные промежутки времени, что нарушает регулярность полетов и приводит к значительным экономическим убыткам, особенно в условиях возрастающих объемов авиаперевозок.

Создание серии высокопроизводительных специальных аэродромных машин позволит сократить время, необходимое для подготовки аэродромов к полетам. Однако дальнейший рост интенсивности движения самолетов, который в ближайшее время в ряде аэропортов достигнет величины 50-60 взлетопосадок в час, не даст возможности применять машины, работающие на ВПП в процессе очистки.

Разработку новых методов содержания покрытий целесообразно вести из условия предупреждения образования гололеда, снежно-ледяного наката и накопления больших масс свежевыпавшего снега. Среди методов борьбы с гололедом интересен метод предупреждения его образования с помощью обогреваемых покрытий.

Вопрос создания обогреваемых покрытий изучался в последние 20 лет как в СССР, так и за рубежом. Результатом изучения явилось создание в ряде стран участков покрытий, обогреваемых с помощью тепловыделяющих элементов, закладываемых на определенной глубине в поверхностный слой покрытия.

Практика эксплуатации таких обогреваемых покрытий показала, с одной стороны, возможность осуществления с их помощью предупреждения образования гололеда и снежно-ледяного наката на поверхности, а с другой - вскрыла ряд существенных недостатков таких покрытий. Применять обогрев покрытия можно только на ограниченных участках, так как закладка обогревающих элементов в покрытие возможна только во время ремонта существующих или строительства новых покрытий; значительна и потеря тепла (до 20 %) на прогрев слоя покрытия между источником тепла и обогреваемой поверхностью. Покрытия с обогревающими элементами сложно ремонтировать и обслуживать. Эти недостатки являются основным препятствием для внедрения обогреваемых покрытий с встроенными внутрь термоэлементами.

Обогрев покрытий от источников тепла, расположенных непосредственно на поверхности, и дистанционный обогрев от источников, находящихся на значительном расстоянии от обогреваемой поверхности представляется более перспективным, так как эти способы лишены указанных выше недостатков.

Для поверхностного нагрева покрытия в качестве источников тепла, устанавливаемых на значительном расстоянии от обогреваемого покрытия, могут быть использованы инфракрасные излучатели.

Исходя из условий эксплуатации ВПП, к месту расположения излучателей предъявляются следующие ограничения: расстояние от излучателя до края ВПП должно быть не менее 50 м; высота крайней точки излучателя - не более 3 м. Установка излучателей с учетом данных ограничений приведет к тому, что углы облучения покрытия с горизонтальной плоскостью составят величины менее 6°. При работе инфракрасных источников между излучающей поверхностью и поверхностью покрытия происходит радиационный теплообмен. Он в значительной степени зависит от радиационных свойств поверхностей: степени черноты, поглощательной и отражательной способностей. Эталоном в этом отношении является абсолютно черное тело, все радиационные характеристики которого известны. При облучении реального аэродромного покрытия теплообмен происходит между серыми телами.

Количество тепла, поглощаемое поверхностью серого тела, отнесенное к количеству тепла, поглощенному поверхностью абсолютно черного тела при равных условиях облучения, является поглощательной способностью серого тела и определяет коэффициент полезного использования тепловой энергии, дошедшей до поверхности.

В литературе [1, 2] приводятся данные по поглощательной способности асфальто- и цементобетонных покрытий при нормальном (перпендикулярном к поверхности) облучении. Использование табличных данных правомочно только для абсолютно диффузных тел, т.е. для тел, у которых степень черноты постоянна для всех направлении облучения. Степень черноты реальных же материалов не постоянна по различным углам облучения. Степень черноты для определенного угла облучения называется угловой степенью черноты.

В соответствии с законом Кирхгофа угловая спектральная степень черноты равна угловой спектральной поглощательной способности в данном направлении для неполяризованного потока.

Угловая степень черноты и угловая поглощательная способность в заданном направлении определяются соответственно испускаемым и падающим потоками излучения в этом направлении. Если задано направление потока падающего излучения, то этим непосредственно задается направление угловой поглощательной способности.

На основании исследований, проведенных Шмидтом и Эккертом по изучению угловых степеней черноты некоторых диэлектриков (бумага, дерево, стекло, глина, лед), известно, что степень черноты для диэлектриков постоянная для углов от 90 до 30-40°, с уменьшением углов излучения резко снижается.

Следует заметить, что для металлов наблюдается эффект повышения угловой степени черноты при малых углах облучения и объясняется это с позиции теории дифракции. Исходя из этой же теории исследователи показывают, что для диэлектриков повышение угловой степени черноты при малых углах облучения не должно иметь место. Однако опубликованные в литературе исследования относятся к поверхности с величиной шероховатости соразмерной с длинами электромагнитных волн, облучавших поверхность. Поэтому применимость данных положений к условиям облучения поверхностей с величиной шероховатости на три-четыре порядка, отличающейся от величин длин волн облучающего потока, требует дополнительного исследования.

Для реальных аэродромных покрытий, представляющих поверхности с микро- и макронеровностями, данных по угловым степеням черноты в литературе не обнаружено.

Угловая поглощательная способность, как указывалось выше, определяет отношение количества тепла, поглощенного поверхностью покрытия, к количеству подведенного тепла при данном угле облучения.

Критерием, определяющим количество поглощенного тепла, является температура поверхностного слоя покрытия, поэтому основным направлением проводимых экспериментов являлось определение температуры поверхности покрытая при различных углах облучения, плотностях и спектральных характеристиках теплового потока, физических параметрах поверхности покрытия и окружающей среды.

При нестационарном тепловом режиме поглощение поверхностью покрытия тепла сопровождается ростом температуры поверхности. Плотность облучающего теплового потока и углевая поглощающая способность определяют интенсивность прироста температуры поверхности, т.е. рост температуры в единицу времени.

В качестве критерия для сравнения величин угловых интенсивностей прироста температуры выбрана интенсивность прироста температуры при нормальном облучении, т.е. при угле облучения 90°.

Для количественной оценки изменения угловой поглощательной способности поверхностей интенсивность прироста температуры при нормальном облучении принята за 100 % и соответственно отношение поглощенного поверхностью покрытия теплового потока к облучающему нормальному потоку, т. е. коэффициент полезного использования теплового потока приняты за единицу.

Учитывая вышеизложенное, были проведены эксперименты по определению угловой поглощающей способности реальных аэродромных покрытий. С этой целью был изготовлен специальный стенд, позволяющий производить облучение образцов из материалов аэродромных покрытий тепловыми потоками определенной плотности под различными углами и измерять при этом интенсивности прироста температур как на поверхности, так и по толщине слоя образца.

Экспериментальному исследованию подвергались образцы асфальтобетона, изготовленные из вырубок уличного, дорожного и аэродромного асфальта, а также образцы из цементобетона, примененного при строительстве покрытия в аэропорту Домодедово.

Определить угловую поглощательную способность тела можно только при облучении его потоком параллельных лучей. Однако получение потока параллельных лучей в лабораторных условиях связано со значительными техническими трудностями, потому в эксперименте использовался линейный излучатель, ось которого параллельна оси поворота поверхности облучаемого образца. Между излучателем и образцом устанавливались непрозрачные экраны с щелью, обеспечивающей прохождение теплового потока с углом расхождения, не превышающим одного градуса. Это исключало возможность облучения образца от точек излучателя, создающих углы облучения, более чем на половину градуса отличающиеся от установочных.

Для уменьшения величин расхождения плотностей облучение на границах образца и на его оси, образцы брались шириной не более 1/20 расстояния между осями образца и излучателя, т.е. не более 2° угла расхождения теплового потока.

Облучение образцов проводилось от "светлых" и "темных" излучателей. В качестве "светлых" излучателей использовались кварцевые инфракрасные лампы теплового излучения типа №-220-1000 с максимумом излучения в диапазоне длин волн 0,6-0,8 микрон. В качестве "темных" излучателей применялись керамические трубки с плотно уложенными снаружи витками нихромовой проволоки и максимумом излучения в диапазоне 2,5-3,5 микрона.

Плотности облучающего теплового потока задавались в пределах 200-800 вт/м2.

В процессе облучения, вследствие повышения температуры на поверхности образцов, потери тепла на излучение и конвективную теплоотдачу образцов в окружающую среду увеличивались. Для сохранения постоянства величин теплоотдачи, образцы помещались в теплоизолированный бокс с щелью для прохождения облучающего потока. Постоянство излучаемого образцом теплового потока поддерживалось равенством начальных температур образцов.

Время облучения образца не превышало 4-6 мин. Такая кратковременность облучения потоком большой плотности создавала нестационарность теплового процесса, близкого к режиму теплового удара. Тем самым обеспечивалась пропорциональность интенсивности прироста температур на поверхности образца количеству поглощенного им тепла.

Измерение температур на поверхности образцов производилось с помощью блоков термопар, нагреваемые концы которых были заделаны в образцы на глубину 0,2-0,5 мм от облучаемой поверхности, а компенсационные концы помещались в сосуд Дюара, с постоянной температурой. Использование блоков термопар позволяло фиксировать изменение температур с точностью до 0,05°С.

По результатам измеренных температур на поверхности облучаемых образцов производилось вычисление угловой величины интенсивности прироста температуры

где

tкон, tнач - конечная и начальная температуры поверхности образца;

τ - время облучения.

При облучении поверхности образца под углом α плотность теплового потока на единицу облучаемой поверхности меняется с изменением облучаемой площади, поэтому вычисление величины интенсивности прироста температуры, которую дало бы нормальное облучение поверхности образца с плотностью теплового потока, соответствующей плотности теплового потока при угловом облучении, производилось с учетом изменения величины теплового потока, т.е.

qα.р. = qн sin α

где qα.р. - угловая расчетная интенсивность прироста температуры при нормальном облучении с плотностью облучения, равной угловой плотности облучения;

qн - интенсивность прироста температуры при нормальном облучении с плотностью облучения;

α - угол облучения.

Отношение величин фактической и расчетной угловых интенсивностей прироста температур на поверхности образца показывает угловой коэффициент полезного использования теплового потока при данном угле облучения, т.е.

где Kα-- угловой коэффициент полезного использования теплового потока.

Отношение коэффициентов полезного использования теплового потока углового Kα, к нормальному Kн показывает соотношение угловой и нормальной поглощательных способностей поверхности и соответственно соотношение угловой и нормальной степеней черноты облучаемого образца.

Данные, полученные в результате экспериментов, наносили на полярные диаграммы с сеткой горизонтальных линий, в которых концентрические окружности соответствуют постоянным значениям нормальных интенсивностей прироста температуры, радиальные линии указывают соответствующие углы облучения, а пересечение горизонтальных линий с концентрическими окружностями дает величины угловых расчетных интенсивностей прироста температуры при данном угле облучения.

На рис. 1 показаны значения фактических и расчетных угловых интенсивностей прироста температур, полученных при облучении образцов асфальто- и цементобетона в диапазоне углов облучения от 0 до 90° при различных плотностях теплового потока.

Вычисленные на основе экспериментальных данных коэффициенты полезного использования теплового потока в зависимости от угла облучения для образцов из цементобетона приведены на рис. 2.

Приведенные на графиках экспериментальные данные показывают, что характер изменения угловой степени черноты и соответственно угловой поглощательной способности асфальто- и цементобетонных поверхностей совпадает с данными, полученными Шмидтом и Эккертом для диэлектриков [1] только в диапазоне углов облучения от 90 до 12 ÷ 6°. При дальнейшем уменьшении углов облучения наблюдается увеличение угловой поглощательной способности до величины, значительно превышающей нормальную поглощательную способность, и затем резкое снижение ее до 0. Для асфальтобетонных покрытий превышение угловой поглощательной способности над нормальной проявляется уже при углах облучения ниже 12°, для цементобетонных покрытий при углах облучения - ниже 4°.

Угол облучения, при котором угловая степень черноты и соответственно угловая поглощательная способность достигают наибольшей величины - критический угол облучения - имеет разные значения в зависимости от степени шероховатости облучаемых поверхностей. Это положение было проверено экспериментально с образцами асфальтобетона, имеющими следующие типы поверхностей: черная гладкая, дорожная серая, ровный излом и грубый излом, характеризующиеся различной глубиной выступов и количеством выступов на единице поверхности. Так, для названных типов поверхностей количество выступов на квадратный миллиметр составляло соответственно: 1,4; 0,6; 0,27 и 0,13 выступов/мм2, а критические утлы облучения 0,7; 1; 1,5; 2°

.

Рис. 1. Зависимости интенсивности прироста температур от угла облучения образцов из: - асфальтобетона и X - цементобетона

Рис. 2. Изменение коэффициента использования теплового потока в зависимости от угла облучения образцов из цементобетона.

Таким образом с увеличением числа выступов и уменьшением их высоты критический угол облучения уменьшается, что очевидно, может быть объяснено увеличением поверхности, участвующей в теплообмене за счет уменьшения теневых зон от выступов, имеющих место при малых углах облучения.

Эксперименты с образцами разной шероховатости показали непостоянство величины степени черноты одного материала при различной шероховатости его поверхности. Изменение степени черноты определялось по плотности излучаемого теплового потока в направлении нормальном к исследуемой поверхности, с помощью теплового датчика. Перед экспериментом образцы помещались в термостатический шкаф, где они выдерживались при определенной температуре в течение трех часов, что обеспечивало полный и равномерный по глубине прогрев образца. Для указанных четырех типов поверхностей степень черноты каждой из них относительно степени черноты черной гладкой поверхности составила соответственно: 1; 0,95; 0,89 и 0,59.

На основании проведенных экспериментов можно сделать следующие выводы:

1. Поверхность аэродромных покрытий может прогреваться от источников инфракрасной энергии при малых углах облучения, позволяющих устанавливать излучатели в соответствии с требованиями эксплуатации аэродромных покрытий.

2. Величины угловой степени черноты и угловой поглощательной способности для асфальтобетонных и цементобетонных покрытий близки к табличным значениям только в диапазоне углов облучения 90-40°, ниже табличных значений при углах облучения 30-10° и имеют наибольшие значения при углах облучения в диапазоне 1-6°.

3. Нормальная степень черноты поверхности аэродромных покрытий в значительной степени зависит от их шероховатости и может быть определена только для конкретных покрытий на основе экспериментальных данных.

Инженеры Т.М. Кузнецова и Г.А. Козодаев

Канд. техн. наук В.Н. Макарцев

ИССЛЕДОВАНИЕ ВОПРОСОВ ТЕРМОСТОЙКОСТИ И ЗАЩИТЫ АЭРОДРОМНОГО ЦЕМЕНТОБЕТОНА ОТ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ

В данной статье приведены результаты сравнительных исследований по термоэрозионной устойчивости материалов: аэродромного бетона "М-350" и мелкозернистого (песчаного) бетона, приготовленного по усовершенствованной технологии [1] *.

Устойчивость обычного аэродромного бетона от воздействия газовых потоков подробно изучалась и исследовалась [2 - 4]

По данным визуальных наблюдений на покрытии в местах гонки двигателей отмечается шелушение поверхности и микротрещинообразование бетона. В результате инструментальных и механических испытаний кернов, выбранных из покрытия, установлено, что трещинообразование наблюдается в зоне контактов "заполнитель-цементный камень" и в поверхностном слое, состоящем преимущественно из растворной составляющей части бетона, и распространяется на глубину до 6 см. При проведении испытаний на термостойкость материалов аэродромных покрытий с помощью нагревательного блока были получены аналогичные результаты.

* Работа проводилась под руководством канд. техн. наук А.П. Виноградова.

Таким образом, периодический нагрев цементобетонных покрытий до 100-250°С приводит к шелушению и микротрещинообразованию бетона. С определенной уверенностью можно полагать, что причиной появления трещин и снижения прочности бетона при нагреве являются чрезмерные температурные напряжения.

В работах Г. Паркуса, Гоша, Ю.А. Нилендера, И.А. Медникова, С.Г. Фарбера и ряда других авторов детально исследованы температурные напряжения, возникающие в бетоне.

По существующей классификации [4] собственные температурные напряжения в бетоне могут быть трех видов:

макроструктурные, возникающие в объеме конструкции покрытия вследствие неравномерного распределения температуры по толщине и зависящие от его конструктивных особенностей;

микроструктурные, возникающие между компонентами материала вследствие их различных теплодеформативных характеристик ;

ультрамикроструктурные, возникающие в объемах, соизмеримых с размером пор и дефектов бетона, и связанные с фазовыми переходами воды, всегда присутствующей в бетоне в тех или иных количествах.

Первый вид температурных напряжений в цементобетонном аэродромном покрытии подробно анализировался В.Е. Тригони [5].

Согласно его данным, максимальные сжимающие и растягивающие напряжения, возникающие на глубине 4-8 см от поверхности при кратковременном одностороннем нагреве, могут достигать соответственно 220-224 кг/см2 и 36-38 кг/см2, что снижает прочность и долговечность покрытий.

Два остальных вида температурных напряжений до сих пор не рассматривались при анализе температуронапряженного состояния аэродромного бетона. Поскольку обычный бетон неоднороден по составу составляющие его при нагревании - охлаждении расширяются и сжимаются в соответствии с их теплодеформативными свойствами (табл. 1).

Стеснение свободных температурных деформаций различных компонентов бетона, связанных между собой в монолит, является причиной температурных напряжений на границах компонентов, составляющих бетон.

Таблица 1

Изменение коэффициентов линейного температурного расширения цементного камня,

раствора и заполнителей при повышении температуры

Материалы, составляющие бетон

Коэффициент температурного расширения × 10-6 при температуре °С

30

50

70

100

Цементный камень

11,1

11,2

11,4

11,6

Раствор

9,1

9,4

10,0

11,2

Гранит

8,6

8,8

9,0

10,4

Керамзит

3,3

3,7

4,1

4,8

Известняк

2,4

-

-

-

Задача определения величин микроструктурных напряжений, возникающих в объеме бетона, решалась в работах Я.В. Столярова, В.М. Москвина, Г.И. Горчакова и др. Согласно теоретическим представлениям [6] , напряжения, вызывающие внутреннее трещинообразование бетона, возрастают при увеличении различия между теплодеформативными характеристиками заполнителя и цементного раствора, а также с увеличением крупности зерен заполнителя.

В настоящей работе публикуются результаты исследования и сравнения температурных деформаций материалов, составляющих цементобетон, при многократном нагревании-охлаждении, которые проводили на образцах (10 × 10 × 20 мм) цементного камня, раствора и заполнителя.

Для приготовления образцов цементного камня и раствора использовался портландцемент завода "Гигант". Образцы цементного камня приготовляли из теста нормальной густоты, Растворные образцы приготовляли с В/Ц = 0,4; в качестве мелкого заполнителя использовался кварцевый песок Тучковского карьера Мкр = 1,85. После твердения в течение 28 су ток образцы высушивали до постоянного веса при температуре 105-110°С.

Температурное воздействие на образец проводилось в дилатометрической установке со снятием первоначальных деформаций, затем образцы помещали в сушильный шкаф, где продолжалось циклическое воздействие температуры. После прохождения определенного количества циклов температурных воздействий (через 10, 20, 50 и т.д.) образцы помещали в дилатометр, где вновь измеряли их деформации при тех же температурах.

Результаты испытаний показали, что нагревание до температуры 100°С приводит к быстрому росту деформации расширения всех составляющих (рис. I), причем наибольшие деформации расширения (ε = 8·10-4) отмечены в цементном камне (табл. 2) При нагревании образцов до 200°С (рис. 2) деформации расширения возрастают. Различие температурных деформаций между цементным камнем и заполнителем (гранит) при повышении температуры от 100 до 200°С увеличивается с 1,7·10-4 до 6,8·10-4. Таким образом, при нагревании бетона (особенно при температурах) 150°С наблюдается значительное отличие деформаций материалов, составляющих бетон, что является причиной чрезмерных микронапряжений и, как следствие, внутреннего трещинообразования.

Рис. 1. Влияние циклического изменения температуры (-20 ÷ +100°C) на деформации образцов:

1 -цементный камень; 2 - раствор; 3 - гранитный заполнитель; 4 - керамзитовый заполнитель

Таблица 2

Значения температурных деформаций расширения составляющей: бетона при нагревании

Материалы, составляющие бетон

ε ×10-4
при температурных режимах

20 + 100°С

20 + 200°С

Цементный камень из теста нормальной густоты

8,0

11,8

Раствор, В/Ц =0,4

7,0

12,5

Гранит

6,2

17,0

Керамзит

3,0

7,5

Рис. 2. Влияние циклического изменения температур (-20 + 200° ) на деформации образцов:

1 - цементный камень; 2 - цементный раствор; 3 - гранитный заполнитель; 4 - керамзитовый заполнитель

Анализ температурных деформаций компонентов, составляющих бетон, позволяет отметить, что при многократном его нагревании-охлаждении упомянутое различие в деформациях обуславливается еще и усадочными деформациями цементного камня и раствора.

Крупные заполнители (гранит, керамзит) при нагревании практически не обладают усадкой, (рис. 3). При повторном нагревании-охлаждении заполнитель расширяется и вновь возвращается к своим первоначальным размерам, в то время как в цементном камне усадка увеличивается (см. рис. 3, кривая 1). Температурные деформации расширения цементного камня и раствора при первом нагреве увеличиваются с возрастанием температуры до 150°С. При дальнейшем нагреве отмечаются усадочные деформации, связанные с потерей воды и дегидратацией гидросульфоалюминатов.

Результаты повторных циклов нагревания и охлаждения (рис. 4) показали, что величина усадочных деформаций уменьшается и в дальнейшем происходит ее стабилизация, что очевидно, связано с завершением процесса испарения влаги из образца. С повышением температуры величина усадки и скорость ее увеличивается, благодаря чему она быстрее стабилизируется.

Рис. 3. Температурные деформации образцов при циклическом нагреве и охлаждении (+200 +20°С):

1 цементный камень, 2 - гранитный заполнитель, 3 - керамзит

Рис. 4. Влияние влажности образца цементного камня на его деформации при нагреве и охлаждении (+20 +200°С) после одного (а) и четырех (б) циклов: 1 - образец высушенный; 2 - образец насыщенный водой

Подобное развитие и стабилизация усадочных деформаций бетона при циклически действующих температурах были отмечены ранее в работе [6]

Результаты исследований температурных деформаций материалов, составляющих бетон, с учетом влажности показали, что повышение влажности существенно сказывается на величине деформаций цементного камня. При измерении деформаций расширения цементного камня естественной влажности и увлажняемого до насыщения перед первым прогревом и их сравнении, наибольшее различие в величинах температурно-влажностных деформаций между увлажненными и практически сухими образцами проявляется только при первых циклах температурных воздействий (см. рис. 4).

Рис. 5. Усадочные деформации образцов цементного камня при циклическом нагреве и охлаждении (+20 +200°С): 1 - образец высушенный; 2 - образец, насыщаемый перед каждым циклом; 3 - образец, насыщенный перед 1 циклом

После испарения воды из образца наблюдается стабилизация деформаций расширения и усадки. При постоянном насыщении цементного камня водой стабилизация деформаций расширения и сжатия не наблюдается и суммарные температурные и усадочные деформации самые большие (рис. 5).

В дальнейшем целесообразно было рассмотреть влияние увлажнения бетона в целом на его устойчивость к многократному нагреванию-охлаждению. Испытания с учетом влажности обычного бетона проводились на образцах размером 4×4×16 см. Составы бетона приведены в табл. 3.

Таблица 3

Составы материалов на 1 м3

Материал

Составляющие

Обычный бетон "М-350" с

Цемент марки "400"

360 кг

гранитным заполнителем

Песок

628 кг

 

Щебень

1284 кг

 

Вода

148 л

 

В/Ц

0,41

Песчаный бетон "М-500",

Песок (заполнитель)

1600 кг

приготовленный по усовершенствованной

Мк = 2,5

 

технологии

Песок тонкомолотый

180 кг

 

Цемент тонкомолотый

420 кг

 

(уд. поверх. 5000 см2/г)

 

 

Вода

170 л

 

В/Ц

0,4

После твердения в течение 28-суток образцы высушивали до постоянного веса при температуре 105-110°С. Температурное циклическое воздействие до 200°С со скоростью нагрева от 10 до 130°С в мин осуществлялось с поверхности нагревательным блоком.

При помощи ультразвукового контроля и петрографического анализа было отмечено следующее. В образцах, предварительно высушенных до постоянного веса, после 200 циклов нагревания-охлаждения (+200 +20°С) разрушений не было, а в образцах, увлажняемых перед каждым прогревом, трещины появлялись через 4-5 циклов теплосмен. Образцы разрушались после 260 циклов.

Вода в бетоне под действием капиллярных сил и теплового расширения (коэффициент температурного расширения воды αв= 458·10-6 ) заполняет и расклинивает микротрещины.

Подобно тому, как при увеличении объема замерзшей воды в порах бетона без возможности ее расширения возникают растягивающие напряжения, расширение воды и давление пара, появляющиеся в порах при нагревании бетона, создают аналогичные напряжения, которые вызывают в нем трещинообразование. Результаты исследований влияния увлажнения бетона на его устойчивость к многократному нагреванию-охлаждению показали, что водонасыщение бетона увеличивает и ускоряет трещинообразование в нем.

Таким образом, при нагреве аэродромных покрытий газовыми потоками от двигателей самолетов в бетоне помимо макроструктурных напряжений будут возникать микро- и ультромикроструктурные напряжения, приводящие к внутреннему трещинообразованию материала и снижению его ресурса долговечности.

Для повышения термостойкости бетона аэродромных покрытий необходимо устранить, либо уменьшить влияние основных факторов, от которых зависит увеличение рассмотренных нами напряжений. К ним следует отнести повышение однородности и термической совместимости компонентов бетона, снижение начального водосодержания бетонной смеси, уменьшение общей пористости и степени водонасыщения бетона, исключение или предотвращение его постоянного водонасыщения.

В пределах существующей технологии, видимо, невозможно полностью устранить трещинообразование обычного бетона при воздействии высоких температур. Использование специальных жаростойких бетонов на отдельных участках аэродромного покрытия возможно, но экономически мало оправдано.

По всей вероятности, наиболее рациональным является устройство специальных защитных покрытий. Они могут устраиваться как при новом строительстве, так и на старых эксплуатирующихся цементобетонных покрытиях, одновременно с проведением ремонтных работ или их усилением. С целью изыскания термостойкого материала для защитных покрытий на аэродромах в настоящей работе были проведены сравнительные испытания термостойкости обычного цементного бетона на крупном заполнителе и мелкозернистого (песчаного) бетона, приготовленного по усовершенствованной технологии [1]

Выбор последнего обуславливался тем, что усовершенствованная технология предопределяет получение бетона, обладающего жароупорными свойствами, благодаря созданию мелкозернистой тонкокапиллярной однородной структуры материала. Усовершенствованная технология позволяет повысить в 1,5-2 раза остаточную прочность бетона после прогрева по сравнению с бетоном, полученным по обычной технологии, причем температурная усадка мелкозернистого бетона мало отличается по своей величине от усадки обычных бетонов на крупном заполнителе [8].

Использование мелкозернистого заполнителя (песка) с αп = 11-13·10-6 и кварцевого микронаполнителя согласно усовершенствованной технологии существенно снижает влияние равнозначности деформаций заполнителя с цементным камнем (αцк = 12·10-6 ) и микроструктурные напряжения.

Кроме того, жароупорные свойства мелкозернистого бетона с тонкомолотой добавкой объясняются тем, что последняя, связывая свободную известь цементного камня в условиях повышенной температуры, способствует сохранению его прочности и структуры при нагреве. Кроме того, микронапряжения, обусловленные различием в коэффициентах линейного температурного расширения цементного камня и воды вызывают повышение порового давления, создающего микросреду автоклава, способствующую гидратации клинкерных минералов и увеличению прочности бетона.

В связи с этим мелкозернистые (песчаные) бетоны, приготовленные по усовершенствованной технологии, можно отнести к разновидности жароупорных бетонов на портландцементах с тонкомолотыми добавками [8, 9]. При исследовании сравнительной термостойкости обычного и мелкозернистого бетонов, составы которых приведены в табл. 3, условия увлажнения образцов после каждого цикла испытаний для обоих материалов были прнняты одинаковыми, Образцы из обычного бетона представляли собой цельные призмы размером 10 × 10 × 30 см. Образцы, на которых исследовалась термостойкость мелкозернистого бетона, были выполнены слоистыми: нижний слой был приготовлен из обычного бетона (возраст его I год), верхний слой песчаного бетона толщиной 2 см и 5 см приклеивался коллоидным цементным клеем [10] к обычному бетону. В целом слоистый образец представлял собой также призму размером 10×10×30 см. Указанные образцы нагревались с одной стороны (слоистые образцы со стороны слоя песчаного бетона) до температуры 100-300°С со скоростью, изменяющейся от 10 до 130° в мин. Развитие деструктивных процессов контролировалось ультразвуком и визуально.

По результатам ультразвукового контроля была установлена различная устойчивость обычного и мелкозернистого бетона от агрессивного действия температур. На поверхности обычного бетона отмечено появление сетки трещин и частичного отслоения растворной части бетона от крупного заполнителя, в то время как в мелкозернистом бетоне такие разрушения отсутствовали, на основании полученных экспериментальных данных, представленных в табл. 4, можно отметить, что многократный нагрев (50 теплосмен) обычного бетона до температуры 270°С вызывает сильное, отмечаемое визуально, разрушение поверхности материала (К1 = 0,4-0,6); с уменьшением температуры нагрева до 200-100°С величина деструкции снижается, но все же остается значительной. Для обычного бетона с крупным заполнителем распространение деструкции наблюдается на глубину до 4 см от поверхности нагрева. При тех же условиях нагрев слоистых образцов с защитным слоем из песчаного бетона вызывает значительно меньшую деструкцию поверхности песчаного бетона (при 270°С: К1 = 0,88-0,9; при 200°С; К1 = 0,9-1,0, а при 100°C: К1 = 1), наблюдаемую только с помощью ультразвука. Распространение деструктивных процессов в песчаном бетоне отмечается на глубину всего 1-2 см, что свидетельствует о хороших защитных свойствах его как термозащитного материала.

Исследование термостойкости и защитных свойств песчаного бетона в слоистых образцах позволяет назначить определенные толщины защитных слоев в зависимости от максимально возможных температур нагрева поверхности покрытия (табл. 5).

Таблица 4

Изменение акустических характеристик деструкции бетона (не более 50 теплосмен)

Материал

Температура

20 - 270°С

20-200°С

20-100°С

Поверхностная деструкция,

Глубинная деструкция,

Поверхностная деструкция,

Глубинная деструкция,

Поверхностная деструкция,

Глубинная деструкция

К1

К2

К1

К2

К1

К2

Обычный бетон на крупном заполнителе

0,4-0,64

0,83-0,92

0,6-0,8

0,91-0,97

-

-

Песчаный бетон =5 см

0,88-0,9

1

0,93-1

1

0,98-1

1

Песчаный бетон =2 см

0,73-0,80

0,93-0,99

0,83-1

1

0,96

1

Примечание. К1 и К2 - акустические коэффициенты для оценки соответственно поверхностной и глубинной деструкции.

где  и  - скорости поверхностных и продольных ультразвуковых волн после многократного прогрева в момент τ и в начале испытаний, τ = 0

Таблица 5

Рекомендуемые составы и толщины защитных слоев из песчаного бетона

Максимально возможная температура нагрева поверхности покрытия

150°С

200°С

300°С

Соотношение между тонкомолотым песком и цементом в комплексном вяжущем (по весу, %)

30:70

40:60

50:50

Рекомендуемая толщина защитного слоя, см

до 2

2-3

5 см и более

Выбор рационального соотношения между тонкомолотым песком и цементом в комплексном вяжущем (см. табл. 5) был произведен на основании результатов настоящей работы, а также с учетом применения усовершенствованной технологии мелкозернистых бетонов с целью получения новых огнеупорных материалов [8].

Анализ причин развития деструктивных процессов в обычном бетоне при его многократном прогреве-охлаждении, проведенные экспериментальные исследования по сравнительной термоэрозионной устойчивости обычного бетона и тонкослойного защитного покрытия из мелкозернистого бетона, а также разработанная технология устройства тонкослойных покрытий из этого материала [10] , позволяют рекомендовать мелкозернистый песчаный бетон, приготовленный по усовершенствованной технологии, для устройства термозащитных слоев на отдельных участках аэродромных покрытий.

Выводы

1. При изучении поведения бетонов на крупных заполнителях в условиях одностороннего многократного кратковременного нагрева до 100-300°С установлено в них интенсивное развитие процессов деструкции.

2. Установлено, что причинами появления трещин и снижения прочности бетона на крупном заполнителе при нагреве являются температурные напряжения, возникающие в результате повышенного водосодержания смеси, термической несовместимости компонентов бетона на крупном заполнителе.

3. Экспериментально доказано наличие и проявление температурных микронапряжений и определены границы деструктивных процессов, протекающих в обычном бетоне при его поверхностном прогреве различной интенсивности.

4. Определена сравнительная термостойкость обычного и песчаного бетона при многократном нагреве до температур (100-300°С) и на основании проведенного сравнения предложен более термостойкий материал - мелкозернистый (песчаный) бетон, приготовленный по усовершенствованной технологии, для устройства защитных слоев на цементобетонных аэродромных покрытиях.

5. Рекомендованы оптимальные толщины термозащитных слоев в зависимости от возможных температур нагрева поверхности покрытия.

Литература

1. H.В. Михайлов. Основные принципы новой технологии бетона и железобетона. М., Стройиздат, 1961.

2. А.В. Михайлов, Г.П. Мудров. Жароупорность бетонных покрытий аэродромов. - "Бетон и железобетон", М., №7, 1959.

3. В.Е. Тригони, Т.М. Кузнецова. Анализ термостойкости цементобетонных аэродромных покрытий. Труда ГПИ и НИИ ГА Аэропроект, вып. 2., 1968.

4. Ю.А. Нилендер. Поверхностная прочность бетона и связь ее с появлением трещин. Труды конференции по коррозии бетона АН СССР, 1937.

5. В.Е. Тригони. Воздействие газовых струй реактивных двигателей на аэродромные искусственные покрытия и грунтовые сопряжения. Труды ГосНИИ ГА ГВФ, вып. 27, 1961.

6. И.И. Заславский. Экспериментальные исследования некоторых вопросов долговечности железобетонных конструкций в условиях длительного воздействия высоких температур. Автореферат, Харьков, 1965.

7. В.В. Жуков, Я.Д. Коростышевский. Изучение длительного действия повышенных температур на физико-механические свойства железобетона. М., вып. 1(51) ЦБТИ, 1967.

8. Л.К. Доронин, Н.В. Михайлов, П.А. Ребиндер. О жаропрочности песчаного бетона. АН СССР, том 172. № 1, I967.

9. К.Д. Жароупорный бетон. М., Промиздат. 1957.

10. Временная инструкция по ремонту цементобетонных аэродромных и дорожных покрытий коллоидным цементным клеем и песчаным цементобетоном с помощью аэродромного ремонтера Д-696. М., ОНТИ ГПИ и НИИ Аэропроект, 1970.

Инж. Е. И. Кононыхина

ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ ТЕХНИЧЕСКОГО ПРОГНОЗИРОВАНИЯ СИЛОВОЙ ДЕСТРУКЦИИ ЖЕСТКИХ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Ранее в работе [1] канд. техн. наук А.П. Виноградовым было показано, что процесс сильного разрушения аэродромных покрытий подчинен определенной закономерности: Д = f (KL;N) которая им была установлена и положена в основу методики прогнозирования силовой деструкции покрытия (рисунок).

Цель данной работы - на основании фактического материала, полученного путем специального обследования покрытий семи аэропортов, установить точность прогнозирующей функции

Напряженное состояние покрытия оценивается коэффициентом долговечности KL [1]:

(1)

где Мпр и Мр - предельный и расчетный изгибающие моменты [2]

Долговечность покрытия определяется допустимым количеством приложенной расчетной нагрузки. Все другие нагрузки приводятся к расчетной с помощью коэффициента эквивалентности Э.

Зависимость показателя деструкции oт количества проходов самолетов в аэропортах ____ кривая, характеризующая зависимость Д = f (KLi;N) и соответствующая данным технического прогноза; -- - Домодедово (KL = 1,07):  - Волгоград (KL = 0,95) ○ - Минеральные Воды (KL = 0,98); + - Одесса (KL = 0,94); - Львов (KL = 0,94); Ø - Тбилиси (KL = 0,98); × - Адлер (Kl = 0,9) - см. таблицу

Значение коэффициента эквивалентности вычисляется в соответствии с формулой (1);

(2)

где Кip - коэффициент долговечности, соответствующий расчетной нагрузке (расчетному типу самолета);

Kil - коэффициент долговечности, соответствующий i-ой нагрузке (i типу самолета);

α - коэффициент, равный 0,0434.

Таблица

Сводная таблица по обследованию жестких аэродромных покрытий

Аэропорт

'Коэффициент долговечности

Количество проходов эквивалентного самолета

Показатель деструкции, %

Отклонение (ошибка) по графику
„Δ"

фактический

прогнозируемый

Домодедово

1,07

1000000

5,9

3,9

- 2

 

 

2000000

9,1

5,1

-4

 

 

6000000

16,8

8,8

- 8

Волгоград

0,95

10000

1,2

2,2

+ 1

 

 

14000

4,5

2,5

- 2

Минеральные Воды

0,98

20000

0,5

1,5

+ 1

 

 

40000

3,23

3,23

0

 

 

73000

8,7

3,7

- 5

Адлер

0,90

25000

1,0

3,0

+ 2

 

 

38000

1,2

3,2

+ 2

Одесса

0,94

12000

1,9

1,9

0

Тбилиси

0,97

17000

3,8

1,8

- 2

 

 

30000

11,1

3.1,

- 8

Львов

0,97

20000

9,1

3,1

- 6

Итого

Количество проходов самолетов в данном аэропорту (с момента эксплуатации аэропорта) необходимо привести к проходам одного какого-либо самолета. В качестве такого эквивалентного самолета может быть принят самолет Ту-104, Рассчитывается приведенная интенсивность движения

(3)

где  - интенсивность и коэффициент эквивалентности расчетного самолета Ту-104;

- интенсивность и коэффициент эквивалентности, соответствующие самолетам, эксплуатирующимся в данном аэропорту.

Выполненные расчеты по вышеприведенным формулам позволяют сравнить конкретные результаты с данными технического прогноза (таблица).

Данные таблицы показывают, что среднее, отклонение от данных прогноза составляет Δ ~ 3,0 % при среднеквадратическом отклонении порядка σ = 4,0 % Следовательно, надежность технического прогноза, оцениваемая доверительной вероятностью Р = 0,95 при погрешности 2σ = 8,0 %, достаточна для решения технических задач, связанных с проектированием и эксплуатацией покрытий аэропортов.

Литература

1. Методика расчета жестких аэродромных покрытий по результатам испытаний опытных участков подвижными нагрузками. М., ОНТИ, ГПИ и НИИ Аэропроект, 1973.

2. Руководство по эксплуатационной оценке прочности аэродромных покрытий. М., ОНТИ, ГПИ и НИИ Аэропроект, 1973.

Канд. техн. наук Э.Н. Смирнов

Инж. B.C. Соколов

ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МЕЖРЕМОНТНЫХ СРОКОВ СЛУЖБЫ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ

Важнейшими технико-экономическими показателями, исходными для определения строительной составляющей стоимости воздушных перевозок и расходов основных аэродромно-строительных материалов, необходимых для капитального и текущего ремонтов аэродромных покрытий при перспективном планировании, являются межремонтные сроки службы и работоспособность покрытий.

Под межремонтным сроком службы аэродромного покрытия подразумевается период времени в годах с момента сдачи вновь построенного (или капитально отремонтированного) искусственного покрытия в эксплуатацию до возникновения потребности в капитальном его ремонте. От правильного назначения межремонтных сроков службы искусственных покрытий во многом зависит экономическая эффективность эксплуатации аэродромов. И наоборот, несоблюдение нормируемых сроков отрицательно влияет на эффективность использования средств, затраченных на строительство, ремонт и эксплуатационное содержание. Если аэродромное покрытие не выдерживает установленных межремонтных сроков, необходимо искать причины, объясняющие это (недостаточная прочность конструктивных слоев покрытия, плохое качество строительных или ремонтных работ, неудовлетворительное эксплуатационное содержание и т.п.). Межремонтные сроки службы аэродромных покрытий учитывают при расчете потребных ассигнований на капитальный ремонт покрытий в целом по министерству или территориальному управлению и в технико-экономических расчетах при определении стоимости капитального ремонта конкретного аэродрома.

В первом случае используются усредненные нормы, изложенные в действующем Положении о проведении планово-предупредительных ремонтов сооружений летных полей аэродромов гражданской авиации [1] (табл. 1).

Таблица 1

Покрытие

Межремонтный период, лет

Железобетонное монолитное

15-20

Цементобетонное

10-14

Железобетонное сборное

5-8

Асфальтобетонное

4-3

Металлическое сборно-разборное

3-5

Во втором - для конкретного аэродрома пользоваться усредненными нормами межремонтных сроков службы тех или иных покрытий было бы неверно, так как это может привести к серьезным ошибкам. Здесь правильнее использовать дифференцированные нормы в зависимости от конкретной интенсивности движения и типов самолетов, эксплуатируемых в данном аэропорту, фактической прочности покрытия с учетом его износа, изменений ровности и характеристик сцепления колес самолетов с поверхностью во времени.

Дифференцированные нормы межремонтных сроков службы покрытий следует использовать при:

составлении директивных планов-графиков капитальных ремонтов аэродромных покрытий по конкретному территориальному управлению или аэродрому;

технико-экономическом обосновании рациональных конструкций аэродромных покрытий для нового строительства или усиления покрытий в конкретном аэропорту;

определении экономической эффективности использования средств на строительство, ремонт и эксплуатационное содержание покрытий;

оценке качества строительства (капитального ремонта) покрытий по критерию экономической эффективности;

расчете потребных ассигнований на капитальный и текущий ремонты для отдельного аэродрома или группы аэродромов в одном территориальном управлении.

Действующие нормы межремонтных сроков службы аэродромных покрытий (см. табл. 1) недостаточно обоснованы и зачастую не отражают реальные условия эксплуатации аэродромов, поскольку не учитывают влияния климатических условий различных районов страны, (тактической интенсивности эксплуатации аэродромных покрытий в зависимости от их класса и, тем более, темпов роста этой интенсивности в ближайшие годы. Они не предусматривают и появившиеся в последние годы новые типы аэродромных покрытий (армобетонные, непрерывно-армированные, асфальтобетонные на жестком основании, предварительно-напряженные). Существующие нормы одинаковы не только для районов с суровыми и жаркими климатическими условиями, но и для аэродромов разных классов (т.е. с различными нормативными нагрузками).

Ниже приведены фактические средневзвешенные периоды межремонтной службы различных искусственных покрытий на аэродромах гражданской авиации, полученные на основании анализа статистических данных о сроках службы и затратах на содержание покрытий по ряду базовых аэропортов, выполненного в 1968-74 гг. (табл. 2).

Для сравнения сопоставим данные табл. 1 и 2 с аналогичными показателями, опубликованными Инженерным Корпусом Армии США по результатам обследования искусственных покрытий на военно-воздушных базах США [3] (табл. 3)

Таблица 2

Покрытие

Средневзвешенный фактический период эксплуатации, лет

Монолитное железобетонное

8,2-11,6

Сборное железобетонное

6,7-7,8

Цементобетонное

6,8-8,6

Асфальтобетонное

4,5-5,1

Асфальтобетонное на жестком основании

5,6-6,7

Таблица 3

Покрытие

Периодичности капитальных ремонтов, лет

"разумная" 1

Возможная 2

Преднапряженное

 

 

Армобетонное

10-12

более 20

Железобетонное

 

 

Цементобетонное

8-М

до 15

Асфальтобетонное

5-8

до 10

Из укрепленных каменных материалов

1-2

до 3

1 При превышении расчетной интенсивности более, чем на 25 %, приведенные сроки службы следует умножить на 0,25.

2 Не исключена возможность засорения турбин реактивных двигателей

Действующие нормы межремонтных сроков службы аэродромных покрытий никак не связаны с нормами их работоспособности. Под работоспособностью покрытий понимают общий вес пропущенных по ним самолетов в брутто-тоннах, после чего возникает необходимость в выполнении капитального ремонта. Работоспособность покрытия численно равна произведению межремонтного срока службы на интенсивность движения самолетов и на количество летных дней в году. Исследования, проведенные дорожниками в СССР [2] - и по программе ASSHO в США [7] , показали, что нормы работоспособности искусственных покрытий, как и нормы межремонтных сроков службы, изменяются в зависимости от интенсивности и состава движения. Используя эти положения с учетом принятого критерия предельного состояния аэродромных покрытий по прочности и износу, можно определить работоспособность таких покрытий в брутто-тоннах:

где b0 - среднесуточная интенсивность движения по покрытию;

B - среднегодовая интенсивность движения;

n - количество летных дней в году;

N - интенсивность движения самолетов в сутки, средняя за межремонтный срок;

К - коэффициент, учитывающий количество летных дней в году и состав движения;

Т - межремонтный срок службы покрытия.

Характерно, что с увеличением интенсивности движения, несмотря на сокращение срока службы покрытия между ремонтами, работоспособность их в. целом увеличивается, поскольку, чем больше интенсивность движения самолетов, тем относительно меньше сказывается влияние климатических условий на разрушение покрытия. В этом можно убедиться, если закономерность износа покрытия (как разновидности разрушения) выразить в виде линейной зависимости

где

h - годовой износ условного покрытия, мм;

N - интенсивность движения самолетов в сутки;

а - коэффициент, учитывающий влияние климатических условий;

b - коэффициент, учитывающий конструкции покрытия (прочность верхнего слоя ее);

α - коэффициент, учитывающий влияние на покрытие состава движения.

Разделив обе части уравнения на величину N , получим при α = 1

При N® ¥, ® 0

В качестве предельного состояния по прочности, а следовательно, и по межремонтному сроку службы покрытия, может быть принята такая прочность, при которой под действием движения самолетов происходит настолько быстрое накапливание остаточных деформаций, возникает такое большое количество дефектов поверхности, что становится практически невозможно и экономически нецелесообразно проводить текущий ремонт.

В общем виде сроки службы между капитальными ремонтами, например нежестких покрытий, можно определить по Формуле

где K1 и Kп - соответственно коэффициенты запаса прочности покрытия в первый год и через п лет после строительства или капитального ремонта.

Е1 и Еn - фактические эквивалентные модули деформации покрытия в первый и n - ный годы службы;

Eтр и Ептр - требуемые по интенсивности и составу движения эквивалентные модули деформации покрытия в первый и п - ный годы службы;

Nсуm - среднесуточная интенсивность движения самолетов;

q - показатель роста интенсивности движения (1,05 - 1,25).

По. данным М.Я. Телегина, например, для дорожных покрытий, при достижении Kп = 0,8 требуется капитальный ремонт покрытия [2]. Зная фактический запас прочности покрытия в первый год после строительства (капитального ремонта), можно определить межремонтные сроки службы, например по формуле М.Б. Корсунского, учитывающей не только интенсивность, но и состав движения

где q´ - коэффициент, учитывающий изменение состава и неравномерность движения

Решая это уравнение относительно n, получим межремонтный срок службы искусственного покрытия для конкретного аэропорта.

Все сказанное выше и анализ известной нам литературы по данному вопросу [4-7] позволяют сделать следующие выводы:

1. Межремонтные сроки службы аэродромных покрытий зависят от ряда факторов, определяющими из которых являются интенсивность и состав движения самолетов в аэропорту. Анализ динамики роста интенсивности движения самолетов в аэропортах способствует правильному прогнозу межремонтных сроков и методов производства работ по реконструкции аэродромных покрытий.

2. Новые уточненные нормы межремонтных сроков службы аэродромных покрытий целесообразно иметь в виде усредненных норм для расчета ассигнований на ремонт и эксплуатационное содержание аэропортов в масштабах Министерства гражданской авиации и дифференцированных норм в зависимости от интенсивности и состава движения, климатического района и других факторов применительно к конкретным аэродромам или группе аэродромов, объединяемых одним территориальным управлением.

3. Межремонтные сроки службы аэродромных покрытий необходимо определять с учетом таких показателей как прочность конструктивных слоев, ровность, износ (степень разрушения), характеристика сцепления колеса самолета с покрытием.

Если покрытие перестает удовлетворять хотя бы одному из перечисленных показателей, необходим ремонт.

4. Для определения фактических межремонтных сроков службы аэродромных покрытий необходимо:

провести попикетажное обследование, эксплуатационного состояния покрытий на ряде объектов-представителей одного класса;

учесть выполненные ремонты за весь период службы покрытия и условий его эксплуатационного содержания;

проанализировать и обобщить интенсивность и состав движения самолетов на каждом объекте-представителе;

подсчитать стоимость ремонтов и эксплуатационного содержания покрытия с момента его ввода в эксплуатацию;

определить прочность покрытия по фактической толщине конструктивных слоев на год строительства и год обследования;

оценить качество грунтового основания, тип местности по характеру и степени увлажнения, а также климатические характеристики района расположения аэропорта.

Практическое применение полученных дифференцированных норм межремонтных сроков службы аэродромных покрытий будет способствовать повышению экономической эффективности использования капиталовложений на строительство, ремонт и эксплуатационное содержание аэродромов. Поскольку существующие межремонтные сроки службы (см. табл. 1) не всегда выдерживаются, имеются тенденции к их пересмотру в сторону сокращения. С этим нельзя согласиться.

Установленные примерные нормы межремонтных сроков службы аэродромных покрытий являются мощным фактором, стимулирующим повышение качества аэродромно-строительных и ремонтных работ, улучшение эксплуатационного содержания аэродромов. Всякое уточнение и изменение существующих нормативов, как и установление их для новых видов покрытий требует обязательного проведения специальных исследований по единой, научно .обоснованной методике. Особого внимания и тщательного изучения заслуживают покрытия с межремонтными сроками значительно превышающими средние. Такие сведения весьма полезны при разработке, мероприятий по дальнейшему повышению долговечности аэродромных покрытий.

Литература

1. Положение о проведении планово-предупредительных ремонтов сооружений летных полей аэродромов гражданской авиации. М., РИО МГА, I966.

2. Телегин М.Я. Результаты и исследование межремонтных сроков службы и работоспособности дорожных одежд. Труды Союздорнии, вып. 7, М., "Транспорт", 1966.

3. Мс. Oullough В. Transport Eng. J. АБCЕ, 1974, 100. № 4

4. Наставление по аэродромной службе в гражданской авиации СССР. (НАС ГА-71).

5. Методика оценки эксплуатационно-технической надежности жестких покрытий аэродромов. М., ОНТИ, ГПИ и НИИ Аэропроект, 1968.

6. Методика расчета долговечности жестких аэродромных покрытий по результатам испытаний опытных участков подвижными нагрузками. М., ОНТИ, ГПИ и НИИ Аэропроект, 1973.

7. An Analysis of road pavement tests in the programm ASSHO. AOI, Monograph. 1973. № 7.

РЕФЕРАТЫ

АКТУАЛЬНЫЕ ПРОБЛЕМЫ ЭКСПЛУАТАЦИОННОГО СОДЕРЖАНИЯ ИСКУССТВЕННЫХ ПОКРЫТИЙ НА АЭРОДРОМАХ. B.C. Соколов . Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск I8, М., 1975, с.3.

В статье подробно рассмотрены актуальные проблемы эксплуатационного содержания искусственных аэродромных покрытий и показаны пути их решения. Сформулированы требования, предъявляемые к специалистам в области эксплуатации и ремонта аэродромных покрытий, а также изложены основные направления научных исследований с целью дальнейшего повышения эксплуатационной надежности современных аэродромных покрытий.

МЕТОДЫ И СРЕДСТВА ОЦЕНКИ УСЛОВИЙ ТОРМОЖЕНИЯ НА ВЗЛЕТНО-ПОСАДОЧНЫХ ПОЛОСАХ. А.П. Казанов. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 7.

В статье рассмотрены применяемые в отечественных и зарубежных аэропортах средства и методы оценки условий торможения на ВПП. Проанализирована работа использованного для этих целей оборудования и показана необходимость его стандартизации.

ПОВЫШЕНИЕ ТРЕЩИНОСТОЙКОСТИ АСФАЛЬТОБЕТОНА ПРИ УСИЛЕНИИ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ. И.И. Баловнева и Ю.Н. Волнов. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 15.

В статье рассмотрен вопрос о влиянии сезонного изменения температуры на образования трещин в асфальтобетонном покрытии на цементобетонном основании. Получены формулы для ориентировочного расчета деформаций и напряжений над швом бетонного основания. Даны предложения по повышению трещиностойкости асфальтобетона на строительстве опытных участков в аэропортах Внуково и Батуми. Библ. 2.

ОПЫТ АРМИРОВАНИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ НА ЦЕМЕНТОБЕТОННОМ ОСНОВАНИИ. И.И. Баловнева и И.П. Шульгинский. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 23.

Трещины - наиболее часто встречающиеся разрушения асфальтобетонных покрытий на цементобетонном основании.

В статье рассмотрены причины возникновения трещин и способы уменьшения интенсивности их образования с помощью армирования асфальтобетона сварной проволочной сеткой.

Показано, что на армированном покрытии в процессе эксплуатации образуется значительно меньше трещин, чем на неармированном покрытии.

На основе многолетних наблюдений оценивается эффективность различных способов армирования, приводятся наиболее рациональные конструкции армированного покрытия и даются рекомендации по технологии производства работ. Табл. 2, илл. 1.

ПОДБОР РЕМОНТНОГО СОСТАВА БЕТОНА НА ЖИДКОМ СТЕКЛЕ. А.П. Тарасова и Т. С. Пчелкина. 'Груды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 32.

В статье приведены результаты исследований прочностных и деформативных свойств различных композиций мелкозернистого бетона на жидком стекле, проведенных с применением математических методов планирования экспериментов. Изложена методика выбора оптимальных быстротвердеющих составов для ускоренных ремонтов аэродромных цементобетонных покрытий. Табл. 4, илл. 4, библ. 5.

ОПРЕДЕЛЕНИЕ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПЕРЕПАДА, ВЫЗЫВАЮЩЕГО ГОРИЗОНТАЛЬНЫЕ ПЕРЕМЕЩЕНИЯ ПЛИТ ЦЕМЕНТОБЕТОННОГО ПОКРЫТИЯ., Л.И. Горецкий Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 49.

В статье даны обоснование и методика определения температурного перепада на глубине нулевых значений напряжений для определения фактической деформации плит цементобетонных аэродромных покрытий. Табл. 1, илл. 2, библ. 1.

АНАЛИТИЧЕСКИЙ СПОСОБ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МАКСИМАЛЬНОЙ СУММАРНОЙ ТЕМПЕРАТУРЫ НАГРЕВА ПОВЕРХНОСТИ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ. Л.И. Горецкий. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с 56.

В статье рассмотрены вопросы воздействия температуры окружающей среды на аэродромные покрытия, которые являются решающими при расчете температурных напряжений. На основании экспериментальных работ дается теоретическое обоснование по определению значений суммарных температур наружного воздуха и эквивалентной от солнечной радиации в любой час суток. Табл. 2, илл. 3, библ.1.

ИССЛЕДОВАНИЕ ВОПРОСОВ СОДЕРЖАНИЯ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ ПОД СЛОЕМ УПЛОТНЕННОГО СНЕГА. Ю.А. Самородов. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 66.

В работе рассмотрены вопросы по определению коэффициента надежности содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега для различных районов СССР. В ней изложены обоснования к размерам ВИЛ, к ее маркировке и содержанию. На основании опыта эксплуатации и литературных данных приведены особенности технологии создания и содержания аэродромных покрытий под слоем уплотненного снега. Илл. 4, библ. 12.

ОЦЕНКА МЕТОДА ПРОГНОЗИРОВАНИЯ ОБРАЗОВАНИЯ ГОЛОЛЕДА НА АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЯХ И ПУТИ ИХ УСОВЕРШЕНСТВОВАНИЯ. В.М. Кнатько, В.Р. Лежоев . Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Выпуск 18, М., 1975, с. 78.

В статье дается анализ существующего метода прогнозирования возникновения гололеда и условия его образования на поверхности искусственных покрытий. Приводится сравнение тепловых процессов, происходящих в проволоке и плите при нестационарном нагреве или охлаждении. На основании этих сравнений даны выводы по существующей методике прогнозирования образования гололеда и рекомендации для АМСГ по прогнозированию гололедных образований для аэродромной службы косвенных факторов (величина температуры и темпа изменения температуры по времени). Табл. 2, илл. 6, библ. 5.

ПОГЛОЩАТЕЛЬНАЯ СПОСОБНОСТЬ МАТЕРИАЛОВ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ. М.А. Печерский. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 95.

В статье рассматривается вопрос о возможности обогрева аэродромных покрытий с помощью инфракрасных лучей, падающих на поверхность покрытий под малыми углами. Приводятся данные экспериментальных исследований поглощательной способности покрытий при различных углах облучения. Илл. 2, библ. 2.

ИССЛЕДОВАНИЕ ВОПРОСОВ ТЕРМОСТОЙКОСТИ И ЗАЩИТЫ АЭРОДРОМНОГО ЦЕМЕНТОБЕТОНА ОТ ТЕМПЕРАТУРНЫХ ВОЗДЕЙСТВИЙ. Т.М. Кузнецова, Т.А. Козодаев, В.Н. Макарцев. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация аэродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 106.

В статье анализируются причины разрушения аэродромного цементобетона при воздействии газовых потоков от двигателей новых самолетов. Приведена краткая методика и результаты сравнительных испытаний термоэрозионной устойчивости мелкозернистого (песчаного) и обычного бетонов.

Рекомендуется применять мелкозернистый песчаный бетон для устройства термозащитных слоев. Табл. 5, илл. 5, библ. 10.

ОЦЕНКА ТОЧНОСТИ ТЕХНИЧЕСКОГО ПРОГНОЗИРОВАНИЯ СИЛОВОЙ ДЕСТРУКЦИИ ЖЕСТКИХ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ. Е. И. Кононыхина. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация азродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с.122.

В статье, на основании фактического материала, полученного путей обследования семи аэропортов, устанавливается точность прогнозирующей функции Д = f (КL; N), определяющей процент разрушенных плит на любой год эксплуатации жестких аэродромных покрытий. Табл. 1, илл. 1, библ. 2.

ОСНОВНЫЕ ПРИНЦИПЫ ОПРЕДЕЛЕНИЯ МЕЖРЕМОНТНЫХ СРОКОВ СЛУЖБЫ АЭРОДРОМНЫХ ПОКРЫТИЙ. Труды ГПИ и НИИ Аэропроект. Эксплуатация азродромов гражданской авиации. Выпуск 18, М., 1975, с. 126.

В статье сформулировано определение межремонтного срока службы аэродромного покрытия. Рассматриваются зависимости этого параметра долговечности искусственного покрытия от интенсивности и состава движения самолетов, а также климатических условий района строительства аэропорта. Проанализированы принятые в отечественной и зарубежной практике межремонтные сроки службы и научно обоснована необходимость использования дифференцированных норм межремонтных сроков службы. Показана возможность на основе межремонтных сроков службы определять работоспособность искусственных покрытий различного типа. Табл. 3, библ. 7.

 >>>  ПОИСК ДОКУМЕНТОВ  
  Дополнительные материалы  [ − свернуть ]  
Утвержден: Госстрой СССР (31.12.1982)
Дата введения: 1 января 1984 г.
скачать бесплатно Сборник 7.1 "Объекты гражданской авиации"
Утвержден: ГПИиНИИ "Аэропроект" (01.01.1981)
Дата введения: 1 января 1981 г.
скачать бесплатно "Руководство по проектированию вертикальной планировки аэродромов гражданской авиации"
Утвержден: Федеральное агентство по строительству и жили…
Дата введения: 10 июня 2004 г.
скачать бесплатно "Справочник базовых цен на проектные работы для строительства. Объекты гражданской авиации"

    Лас вегас Фото: каркасный спаренный дом 154 6 4 Каркасный спаренный дом

    Кузьминки Фото: двухэтажный дом кирпича с гаражом 226.7 5 2 1 Двухэтажный дом кирпича с гаражом

    Булатниково Фото: дом из бруса со вторым светом в эркере гостиной 100.5 4 1 Дом из бруса со вторым светом в эркере гостиной

    Уютный Фото: дом 8,7 × 8,8 112 4 1 Дом 8,7 × 8,8

    104/114 Фото: дом с террасами и балконом 104 2 2 Дом с террасами и балконом


 Рейтинг@Mail.ru   По вопросам работы сайта и сотрудничества обращайтесь к администратору adm@stroyplan.ru.
При использовании материалов портала - ccылка, доступная для индексации, на сайт обязательна.
© 2006-2016 "СТРОЙПЛАН"
    Все права защищены.