Глава VII МАШИНЫ ДЛЯ СТРОИТЕЛЬСТВА

Глава VII
МАШИНЫ ДЛЯ СТРОИТЕЛЬСТВА
АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ ПОКРЫТИЙ
§ 44. КЛАССИФИКАЦИЯ И КОНСТРУКТИВНЫЕ СХЕМЫ
АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ СМЕСИТЕЛЕЙ.
АСФАЛЬТОБЕТОННЫЕ ЗАВОДЫ
Асфальтобетонные покрытия являются наиболее распространенным видом
усовершенствованных дорожных покрытий капитального типа. Для приготовления
асфальтобетонных смесей, из которых строятся покрытия, применяются специальные
асфальтосмесители. Асфальтобетонная смесь состоит из минерального материала
(щебня, песка, порошка) и вяжущего материала (битума, битумной эмульсии). В случае,
если щебень заменяется гравийным материалом, такая смесь называется уже не
асфальтобетоном, а черной гравийной смесью.
Для получения качественной смеси требуется точное дозирование исходных
материалов, строгое соблюдение температурного режима, технологии работ и
тщательное перемешивание минеральных материалов с вяжущими. Поэтому на всех
асфальтосмесителях независимо от типа и конструкции имеются сушильное и
смесительное оборудование, транспортные приспособления, контрольные приборы и
дозаторы.
Асфальтобетонные смесители выпускаются производительностью от 3 до 250 т/ч.
Они подразделяются на смесители малой производительности (до 15 т/ч), средней
производительности (до 60 т/ч) и большой производительности (до 100 и более т/ч).
Смесители могут быть полностью автоматизированные, частично автоматизированные с
диспетчерским управлением и не автоматизированные.
Смесители малой производительности используются на работах по ремонту
покрытий автомобильных дорог и являются большей частью передвижными. Смесители
средней и большой производительности используются на дорожно-строительных
работах и выпускаются полустационарные и стационарные. Полустационарные
смесители эксплуатируются на одном месте 2—3 года, а затем демонтируются и
перевозятся на новый строительный объект.
Стационарные смесители используются на. постоянно действующих
асфальтобетонных заводах, преимущественно в городах.
В зависимости от характера размещения агрегатов смесители разделяются на три
типа: башенный, полубашенный и партерный (рис. 197), В смесителях башенного типа
все агрегаты располагаются по технологической линии один над другим и исходные
материалы, поднятые наверх, далее в процессе производства перемещаются вниз под
действием силы тяжести. В смесителях партерного типа все агрегаты размещаются не
по вертикали, а по площади и обрабатываемые материалы подаются от одного агрегата к
другому транспортными средствами (транспортерами, элеваторами, шнеками и т, п.). В
смесителях полубашенного типа только
319
Рис. 197. Типы асфальтосмесителей: a — башенный; б — полубашенный;
в — партерный:
1 — самосвал; 2 — мешалка; 3 — дозатор каменных материалов; 4 — грохот; 5 —
сушильный барабан; 6 — элеватор; 7 — питатель; 8 — дозатор битума; 9 — форсунка; 10 — бункер; 11— дозатор порошка; 12— скиповый подъемник; 13 — пылеулавливающее устройство; 14 — транспортер
смесительное оборудование размещается по вертикали, остальное — по площади.
Кроме указанной классификации асфальтосмесители разделяются по
технологической схеме на две группы: со свободным и принудительным
перемешиванием. Каждая из этих групп может состоять из смесителей периодического
и непрерывного действия. В смесителях периодического действия приготавливается
определенный по массе замес, и время перемешивания ничем не ограничено. При этом
для приготовления смеси различного состава не требуется каких-либо перестановок
элементов смесителя.
В смесителях непрерывного действия приготовление смесей различного состава
связано с необходимостью перестановки лопастей. Кроме того, время перемешивания
ограничено. Для приготовления нового состава смеси в смесителях непрерывного
действия приходится перестраивать дозаторы. Такие смесители целесообразно
использовать в условиях, где не приходится часто изменять состав смеси. Достоинством
этих смесителей является стабильность состава приготовляемой в них смеси, что,
безусловно, повышает качество продукции. В этих смесителях, как правило,
автоматизированы все операции технологического процесса.
320
Смесители периодического действия со свободным перемешиванием
промышленностью в настоящее время изготавливаются в весьма ограниченном
количестве, однако они распространены в дорожных хозяйствах.
К числу машин полубашенного типа, имеющих принудительное перемешивание,
относятся смесители производительностью 25—30 т/ч. (рис. 198). Здесь, в отличие от
смесителей со свободным перемешиванием, смесительный агрегат отделен от
сушильного барабана. Песок и щебень поступают на двухсекционный качающийся
питатель, а отсюда на холодный элеватор, который подает холодные материалы в
сушильный барабан. Барабан (на рисунке отсутствует) цилиндрической формы имеет
диаметр 1,2 м и длину 4,8 м и вращается с частотой 12 об/мин. Топка расположена со
стороны разгрузочного отверстия барабана, и горючие газы движутся навстречу
движению материалов. Таким образом* здесь осуществлен эффективный
противоточный способ обогрева. Ускорению сушки способствуют также имеющиеся
внутри барабана лопасти, часть которых расположена параллельно, а другая часть —
под углом к оси барабана. Из сушильного барабана материалы, нагретые до 225—250°
С, поступают на горячий элеватор /, который подает их на грохот 2. Отсортированные
на грохоте на три фракции материалы поступают в соответствующие секции бункера 3.
В четвертую секцию бункера по специальному элеватору 5 подается минеральный
порошок. Под бункером находится весовой дозатор 4, из которого материалы в нужных
количествах поступают в лопастную мешалку 6. Битум, нагретый до температуры
.160— 180° С, взвешивают на битумных весах и по битумной системе 8 подают насосом
в мешалку. На смесителе имеется пылеулавливающее устройство. Все агрегаты
смонтированы на одной общей раме 7.
Каменный материал перемешивается вначале без битума в течение 10—20 с, а
затем с битумом до получения качественной смеси. Время перемешивания замеса
массой 600 кг составляет около 90 с. Температура смеси 130—160° С.
Устройство лопастной мешалки периодического действия показано на рис. 199.
Она состоит из сварного корыта, внутри которого расположены два вала с лопастями.
Внутренняя рабочая поверхность корыта оборудована съемными плитами. Валы
вращаются с частотой 75 об/мин. На концах лопастей укреплены броневые
наконечники. Каждая пара лопастей на валу повернута относительно смежной пары на
90°, Плоскость
321
Рис. 198. Асфальтосмеситель переодического действия
полубашенного типа производительностью 25-30 т/ч
Рис. 199. Мешалка переодического действия:
1- редуктор; 2- корпус мешалки; 3- лопасть; 4- наконечник
322
лопаток повернута к плоскости вращения на 45°. Имеются две схемы расположения
лопастей. Пв одной схеме лопасти располагаются так, что материал перемещается от
торцов корпуса к середине, что позволяет интенсивно перемешивать минеральные
материалы с
вяжущими. При расположении лопастей по второй схеме движение материала в корпусе
происходит по окружности, что обеспечивает равномерное распределение минеральных
частиц по всему объему.
Смесители имеют пылеулавливающие устройства, состоящие обычно из двух
циклонов, вентилятора и бункера для сбора пыли.
Смеситель производительностью 8—10 т/ч (рис. 200) относится к смесителям
башенного типа. Он имеет технологическую схему, аналогичную схеме смесителя на
25—30 т/ч, но по компоновке они несколько отличаются. На верхнем ярусе размещены
сушильный барабан с топкой и грохот 3. Сюда подведены также два элеватора: один 2
— для щебня и песка, а второй 7 — для минерального порошка. На первый элеватор
материал подается питателем 1. Со второго элеватора минеральный порошок поступает
в бункер 4. На нижнем ярусе находятся дозаторы 5 для минеральных и вяжущих
материалов, мешалка 6 и топливное оборудование. Здесь имеется также
пылеулавливающее устройство 8.
Сушильный барабан и грохот имеют коническую форму, поэтому при вращении
материал перемещается поступательно. Минеральные материалы проходят весовую
дозировку, а битум — объемную, которая осуществляется в баке с поплавковым
устройством. Бак снабжен паровым подогревом. Масса одного замеса 400 кг.
Образцами машин непрерывного действия являются выпускаемые нашей
промышленностью смесители производительностью 40—50 т/ч и 4,0—6,5 т/ч.
В смесителе передвижного типа производительностью 4,0—6,5 т/ч (рис. 201) все
агрегаты смонтированы на платформе двухосного прицепа на пневмоколесном ходу.
Весь технологический процесс, начиная с приема материала и кончая выдачей готовой
смеси, осуществляется непрерывно. Два ковшовых элеватора подают щебень и песок в
два бункера, из которых качающимися питателями определенные порции материала
подаются в сушильный барабан. Сушильный барабан противо-точного типа
обогревается форсункой воздушного распыления. Топливом служит мазут. Из
сушильного барабана горячие материалы выгружаются в двухвальную лопастную
мешалку непрерывного действия, расположенную под барабаном. Одновременно с
каменным материалом в мешалку непрерывно поступают минеральный порошок и
битум. Порошок подается специальным элеватором и дозируется шнековым дозатором,
а битум подается по битумопроводу и дозируется шестеренным насосом.
Корпус 1 насоса (рис. 202) состоит из трех находящихся в постоянном зацеплении
шестерен (ведущей 5, промежуточной 2 и дозирующей 3), из которых последняя может
перемещаться в осевом направлении, в результате чего длина зацепления зубьев будет
изменяться. С изменением длины зацепления будет меняться производительность
насоса, а следовательно, и количество битума, поступающего в мешалку. При полном
зацеплении производительность будет максимальной.
Установка дозирующей шестерни в требуемом положении производится перед
началом работы насоса специальным регулировочным механизмом 4 винтового типа.
При работе насоса битум поступает по всасывающему каналу 6 и выдается по
нагнетательным каналам 7 и 8, причем регулируемое количество битума выдается
дозирующей шестерней, а постоянное количество — промежуточной шестерней.
323
Рис.200. Асфальтосмеситель башенного типа производительностью 8-10 т/ч
Рис.201. Асфальтосмеситель непрерывного действия производительностью
4,0-6,5 т/ч:
1-форсунка, 2 –топка, 3 – сушильный барабан, 4 – ковшовый элеватор, 5 –
элеватор для заполнения
324
Существенным недостатком рассматриваемого смесителя является то, что все
компоненты смеси дозируются по объему, а не по весу, что снижает точность
дозировки.
В мешалках непрерывного действия лопасти устанавливаются под разными
углами по отношению к соседним лопастям и образуют прерывистую винтовую линию,
перемещающую смесь вдоль потока. В зависимости от расстановки лопастей изменяется
шаг винтовой линии, а с этим, изменяется скорость перемещения смеси вдоль оси и
продолжительность перемешивания. Чтобы уменьшить скорость потока смеси, часть
лопастей наклоняется в обратную сторону по отношению к остальным лопастям. Разное
время перемешивания требуется для получения качественных гравийных, щебеночных
или песчаных смесей.
Рис.202. Насос-дозатор битума
Помимо перестановок лопастей для изменения режима перемешивания в привод
мешалки включают двухскоростные редукторы.
В асфальтосмесителях применяются как объемные, так и весовые дозаторы битума.
В объемном дозаторе (рис. 203) битум поступает через входной кран в рабочую
камеру. При заполнении камеры поднимается поплавок, соединенный посредством
каната с грузом. Груз воздействует на датчик, по сигналу которого автоматически
переключается входной кран и подача битума в камеру прекращается, а спускной кран
открывается, и битум поступает из камеры в смеситель.
В весовом дозаторе (рис. 204) битум через входной кран поступает в бак,
установленный на весах. Масса битума в баке фиксируется указателем на циферблате,
на котором установлен датчик. По сигналу датчика перекрывается входной кран и
открывается спускной, и битум из бака поступает в промежуточный лоток. Из лотка
битум перекачивается насосом в смеситель.
Для взвешивания каменных материалов используются автоматические весовые
дозаторы, применяемые на цементнобетонных заводах.
Вопросу улучшения качества асфальтобетонной смеси уделяется в настоящее
время исключительное внимание. Внедряется новый способ перемешивания
(динамический), заключающийся в следующем. Битум под давлением распыляется в
смесителе в виде тумана из мельчайших капелек. Частицы каменного материала в это
325
время под воздействием быстро вращающихся лопастей мешалки подбрасываются
вверх на
значительную высоту. Во время полета частицы легко и равномерно со всех сторон
обволакиваются тонким слоем битума. При динамическом способе повышается
интенсивность перемешивания и качество смеси и снижается удельный расход битума.
На рис. 205 показана схема устройства для дозирования битума под давлением,
принятая в ФРГ. Циркуляционный насос 2 подает разогретый
Рис. 203. Схема объемного автоматического
дозатора битума:1 — входной кран;
2—поплавок; 3— мер-ная линейка;
4 — датчик; 5 — груз; 6 — блоки;
7 - канат; 8 — рабочая камера;
9 — распределительная труба;
10— смеситель; 11 — насос;
12 — спускной кран;
13 — промежуточный трубопровод
Рис. 204. Схема весового автоматического дозатора битума:
1 — циферблат; 2—указатель;
3— входной кран; 4 — питающий
трубопровод; 5 — бак; Б—
распределительная труба; 7 —
смеситель; 8 — насос; 9 — спускной
кран; 10 — лоток; 11 — датчик
битум из битумохранилища 7 в емкость 5, в которой помещены трехходовой кран 4,
фильтр 6 и счетчик 3. Излишки битума из емкости по возвратному трубопроводу
поступают обратно в битумохранилище. Из емкости битум проходит через трехходовый
кран, фильтр и счетчик и поступает через форсунку в смеситель 9, После прохождения
определенного
количества битума, определяемого весами 8, переходной кран переключается по
сигналу индикатора 7, и подача битума в смеситель прекращается. При этом емкость
326
отсоединяется от распределительной трубы. В настоящее время в практику дорожного
строительства начинает внедряться также метод вибрационного перемешивания
асфальтобетонных смесей. Как показали исследования и опыт эксплуатации
вибросмеснтелей,
при совместном воздействии на асфальтобетонную смесь вибрации и принудительного
перемешивания резко повышается эффект перемешивания.
Интенсификации перемешивания способствуют также увеличение времени
перемешивания, скорости вращения лопастей и введение в смесь поверхностноактивных веществ, понижающих межфазное натяжение на границе битум —
минеральный материал, чем создаются условия для более полного обволакивания
битумом минерального материала. Вместе с тем следует учесть, что с увеличением
времени перемешивания уменьшается производительность смесителя.
Большое внимание уделяется проблеме повышения надежности асфальтобетонных установок путем усовершенствования их конструкции. Опыт показывает,
что ремонтные затраты за срок службы установок превышают в 1,5—2 раза их
первоначальную стоимость, что, безусловно, не рационально.
Помимо мероприятий по повышению качества смеси и надежности машин
ведутся большие теоретические и экспериментальные работы по уменьшению
металлоемкости конструкции, энергоемкости процесса перемешивания и повышению
производительности труда при работе на ас-фальтосмесителях. Развитие техники идет
по пути повышения производительности смесителей, создания компактных машин и
автоматизации управления.
В условиях дорожного строительства особое требование предъявляется к
мобильности асфальтобетонных установок и возможности быстрой передислокации с
одного строительного объекта на другой. Поэтому новые типы асфальтобетонных
установок состоят из отдельных агрегатов, выполняющих определенные
технологические операции и в рабочем положении составляющих одну
технологическую линию. Из этих агрегатов подбором соответствующего количества их
комплектуются установки производительностью 50 и 100 т/ч.
Применение агрегатного метода комплектования установок позволяет для
конкретных типов смесей выбирать только те агрегаты, которые требуются для
приготовления этих смесей. Так, например, при приготовлении эмульсионноминеральных смесей не требуется сушить и нагревать каменный материал, поэтому
отпадает необходимость в сушильном агрегате. При изготовлении черных гравийных
смесей не требуется сортировочного агрегата, а для холодных смесей — ни
сортировочного, ни сушильного агрегатов.
Основными агрегатами, входящими в состав комплекта, являются: агрегат
питания для подачи песка и щебня в сушильный агрегат; сушильный агрегат с
двухступенчатой очисткой от пыли и газов; смесительный агрегат с мешалкой
периодического или непрерывного действия; агрегат минерального порошка;
нагревательно-перекачивающий агрегат для битумохранилища; битумоплавильный
агрегат непрерывного действия. Управление всеми агрегатами полностью
автоматизировано. Общая характеристика комплектов:
а) производительностью 50 т/ч —масса 127·103 кг; мощность 306 кВт;
б) производительностью 100 т/ч — масса 165·10s кг; мощность 415 кВт.
Выпускается также новая автоматизированная асфальтобетонная установка
производительностью 25 т/ч при приготовлении мелкозернистой смеси и 35 т/ч при
приготовлении крупнозернистой смеси. Установка снабжена автоматическим
327
дистанционным и ручным аварийным управлением, В качестве пусковой и защитной
аппаратуры применены магнитные пускатели реле и автоматические выключатели.
Питатель служит для предварительного дозирования каменных материалов и
подачи их в холодный элеватор и далее в сушильный барабан. Он имеет два отсека для
щебня и песка. Дно питателя посредством эксцентрикового механизма приводится в
возвратно-поступательное движение.
Сушильный агрегат состоит из сушильного барабана цилиндрической формы,
топочного и пылеулавливающего устройств. Температура в барабане фиксируется
термопарой. Топочное устройство состоит из топки, форсунки, вентилятора и
топливного насоса. Форсунка снабжена электрозапальным устройством, автоматически
следящим за факелом пламени. Пылеулавливающее устройство имеет сухую и мокрую
очистку.
Грохот цилиндрической формы имеет сита с отверстиями диаметром 6; 18 и 35
мм.
Мешалка двухвальная порционного действия. Валы вращаются с частотой 73
об/мин. На каждом валу 12 лопастей. Масса одного замеса 700 кг. Дозировка битума
объемная посредством поплавка и выполняется автоматически при помощи концевого
ртутного контакта. Дозировка минеральных материалов весовая; в автоматической
схеме использованы бесконтактные датчики.
На установке имеется пневмосистема, состоящая из компрессора, ресивера и
пневмоцилиндров для управления затворами, а также устройство для опрыскивания
кузова самосвала перед загрузкой его смесью.
Система автоматического управления на асфальтобетонной установке должна
обеспечивать: точное дозирование минеральных и вяжущих материалов; строгое и
последовательное выполнение всех операций технологического процесса при разных
составах и типах смесей; соблюдение температурного режима при сушке и
перемешивании материалов; соблюдение заданного времени перемешивания; учет
количества приготовленных замесов.
При автоматизации используются электропневматическая система, разработанная
ВНИИстройдормашем, при которой исполнительными элементами служат
пневмоцилиндры, управляемые электровоздушными клапанами, и электромеханическая
система, предложенная СоюздорНИИ, в которой в качестве исполнительных элементов
использованы электровинты.
Рассмотрим схему автоматического управления с электропневматической
системой (рис. 206). На пульте управления / расположены кнопки управления
автоматической системой, дистанционная система регулирования технологического
процесса, дистанционная весовая головка 2, блок высокочастотных электронных реле
11, световая сигнализация, переключатели бункеров и количества замеров и кнопки
звукового сигнала. Выключение всех двигателей производится также с пульта управления.
Весовая головка 2 учитывает весовое количество минеральных материалов,
поступающих из четырехсекционного бункера. Она имеет пять стрелок, из которых
четыре (дозирующие) устанавливаются в соответствии с заданным составом смеси, а.
пятая указывает отдозированное количество. Затвор каждой секции бункера управляется
пневмоцилинд-' ром 5. Пневмоцилиндры используются также для поворота кранов дозаторов поверхностно-активных веществ 6 и битума 7. Необходимое для одного замеса
количество битума устанавливается по линейке поплавкового устройства в мерном баке
путем соответствующего перемещения ртутного переключателя. При заполнении
заданного объема битумом противовес поплавка размыкает контакт ртутного
328
выключателя. Дозатор поверхностно-активных веществ (петролатума) работает так же,
как и дозатор битума. Для управления пневмоцилиндрами предусмотрен блок
пневмовоздушных клапанов 10, включаемых соответствующими промежуточными реле.
Суммарный вес последовательно дозируемых порций минеральных материалов
учитывается циферблатной весовой головкой 4, соединенной рычажной системой с
весовым бункером. Передача сигналов поворота стрелки весовой головки на
аналогичную головку, размещенную на пульте управления, осуществляется сельсинной
связью, представляющей два синхронных электродвигателя. Продолжительность
открытия весового бункера, перемешивания в мешалке и открытия затвора мешалки 5
обеспечивается командным электропневматическим прибором 3 (марки КЭП-12),
имеющим электродвигатель с постоянной частотой вращения. При включенном
электродвигателе загорается сигнальная лампа. Питание сжатым воздухом
Рис.206. Схема автоматического управления смесителем
пневмоцилиндров и пневмопобудителя для аэрации минерального порошка
осуществляется компрессорной установкой 9 (производительность 0,017 м3/с; степень
сжатия до 7-105 Па).
В процессе сушки и нагрева каменного материала автоматически контролируются:
давление жидкого топлива в трубопроводе и перед форсунками и воздуха,
необходимого для горения; температура газов в разных частях сушильного барабана и
на выходе из него, температура нагретого каменного материала и топлива перед
форсунками.
329
— б — битумопровод
—3— Эмульсионный трубопровод
— Железнодорожный путь
При приготовлении
кроме основных завода:
технологических операций
Рис. 207.асфальтобетона
Типовая схема асфальтобетонного
по1 —приготовлению
смеси
выполнить ряд
вспомогательных
операций,
склад щебня и песка;
2 —требуется
дробильно-сортировочное
отделение
и склад фракционного
связанных
приготовлением
переработкой
материалов,
составляющих
щебня; 3 — сотделение
подачи щебня ии песка;
4 — прирельсовое
битумохранилище;
5—
асфальтобетонную
смесь.эмульгатора;
Для этих целей
сооружаются
специальные
асфальтобетонные
резервуары для раствора
6 — хранилище
эмульсий;
'7 — битумоплавильные
котлы;
* —В'водоумягчительная
установка; 9завода
— электростанция;
10 —
эмульсионное
отделение;
заводы.
состав асфальтобетонного
всегда входят
битумный,
смесительный,
11— склад порошка;
горюче-смазочных
13 —
весовая;дополнительно
14 — склад
транспортный
цехи и12—склад
складское
хозяйство. На материалов;
ряде заводов
имеются
масел;
15
—
пожарный
кран;
16
—
эстакада
для
подачи
порошка;
17
—
смесительное
дробильно-сортировочный цех и цех по приготовлению минерального брошка. В
отделение;
— котельная;
— склад эмульгаторов;
20 —организованы
ремонтно-механическое
отделение;
последнее18время
на ряде 19
асфальтобетонных
заводов
эмульсионные
цехи.
21 — лаборатория;
22 — туалет;
23 —могут
столовая;устанавливаться
24 —душевая и гардеробная;
25 — несколько
контора;
На
асфальтобетонном
заводе
один или
26 — материально-технический склад
асфальтосмесителей.
На рис. 207 показана типовая схема асфальтобетонного завода с двумя
(смеситедями производительностью 25—30 т/ч, на заводе есть также эмуль-юнное
отделение. Территория завода занимает площадь 2—2,5 га. Завод расположен у
железнодорожной магистрали, по которой поступают все исходные материалы. Вдоль
железнодорожного пути размещены склады материалов и битумохранилище. Смесители
установлены параллельно и на близком расстоянии друг от друга, что сокращает пути
перемещения материалов. Эмульсионное отделение размещено на площадке между битумными котлами и асфальтосмесителями. Это сокращает путь перемещения битума из
битумных котлов к эмульсионному оборудованию, а также — эмульсии в мешалки.
Для внутризаводской транспортировки щебня и песка на крупных заводах используются
траншейные ленточные транспортеры, а для минерального порошка — шнеки.
Битум и эмульсия транспортируются по трубам. Все операции на
асфальтобетонных заводах полностью механизированы, а основные операции
технологического процесса имеют дистанционное управление. Имеются также
полностью автоматизированные асфальтобетонные заводы. Вместе с тем не полностью
механизированы работы по разгрузке поступающих по железной дороге или водным
путем минеральных материалов. Не решен также вопрос о механизации приема и
подачи вязких эмульгаторов в эмульсионный цех. Для этого требуется еще создать эффективные средства механизации.
330
§ 45. ТЕОРИЯ АСФАЛЬТОБЕТОННЫХ СМЕСИТЕЛЬНЫХ УСТАНОВОК
И ИХ РАСЧЕТ НА ПРОЧНОСТЬ
Основными агрегатами асфальтобетонных установок, от которых зависит
качество получаемой смеси, являются мешалка и сушильный барабан. Большую роль в
получении качественной смеси и затрате энергии на перемешивание наряду, с
факторами, характеризующими смесь и ее компоненты (вязкость битума, состав смеси,
коэффициенты внешнего и внутреннего трения минеральных частиц и др.), играют
конструктивные и кинематические параметры мешалки и режим перемешивания
(продолжительность перемешивания, последовательность поступления материалов и
др.).
Мешалка. Оптимальные значения параметров мешалки должны обеспечить
возможность
получения
высококачественной
смеси
при
минимальной
продолжительности перемешивания и наименьшем удельном расходе энергии на
единицу продукции. Проектируемая мешалка должна вместе с тем обладать
компактностью, долговечностью и малой металлоемкостью.
Рассмотрим методику расчета сопротивлений, возникающих в мешалке в процессе
перемешивания, и мощности, требуемой для преодоления этих сопротивлений. В
настоящее время нет общепринятой методики расчета мешалок асфальтосмесителей.
Причина этого — сложность процесса перемешивания минеральных материалов с
вяжущими и влияние на этот процесс большого числа факторов. Поэтому в основу
расчета, пригодного для практического пользования, должен быть положен учет
главных факторов, обусловливающих процесс и позволяющих на основе законов
механики получить аналитические расчетные формулы.
Остановимся на методе, предложенном Севровым и Камчатовым, По этому
методу учитываются массовые силы (гравитационные и инерционные) и поверхностные
(силы внешнего и внутреннего трения и сдвига).
Схема сил, действующих на смесь в плоскости вращения, показана на рис. 208, Выберем
систему координат для левой лопасти, как указано на этом рисунке, и найдем проекции
сил, параллельных оси у. Эти проекции в плоскости хОу следующие (в Н).
Рис. 208. Схема сил, действующих на лопасть смесителя
331
1. Силы трения перемещаемой массы смеси о днище под действием силы тяжести
(VII.1)
W1  fm1 g sin 
2. Силы трения перемещаемой массы смеси о днище под действием силы инерции
(VII.2)
W2  fm2 g 2 x
3. Силы трения по нижней грани лопасти при перемещении смеси в сторону
Wa  f
W1  W2
cos   (m1 g sin   m2 g 2 x) f 2 ctg .
sin 
(VII.3)
4. Силы сдвига смещаемой массы относительно смеси под лопастью
(VII.4)
W4  F1 c .
5. Силы трения верхней грани лопасти
(VII.5)
W5  fm3 g sin  .
6. Силы трения смеси по верхней грани при смещении в сторону
W6 
fW4 cos 
 fF1 c ctg .
sin 
(VII.6)
7, Силы тяжести перемещаемой лопастью массы смеси
W2  m2 g cos 
8, Силы трения по лопасти под действием силы тяжести
fW7 cos 
W8 
 fm2 g cos ctg
sin 
9, Силы тяжести перемещаемой кронштейном массы смеси
W9  m4 g cos 
10, Силы трения по лопасти под действием силы W9
W cos 
W10  f 9
 fm4 g cos ctg
sin 
11, Силы сдвига по боковым граням лопасти
W11  F2 c .
(VII.7)
(VII.8)
(VII, 9)
(VII, 10)
(VII. 11)
В формулах (VII. 1)—(VII. 11) приняты следующие обозначения: т1; т2; т3; т4 —
массы соответствующих объемов смеси, кг; Ft и F2 — площади сдвига, м2; f —
коэффициент внешнего трения;  ñ — удельное сопротивление сдвига, Па (  с = 550 Па);
 — угловая скорость, рад/с;  — угол наклона лопасти к плоскости вращения;  —
угол поворота лопасти во времени; g— ускорение свободного падения, м/с2.
Массы смеси (в кг) и площади сдвига (в м2) зависят от геометрических параметров
лопасти (рис. 208):
R
R
m1  b 0 sin   xdx; m2  b 0 sin   xdx
0
r
r
r
0
0
m  (b  c) 0 sin   x1dx1 ; m4 c 0 sin   x1dx1
(VII. 12)
332
F1  (b  c)r sin  ; F2  R 2  r 2
(VII. 13)
Здесь с — толщина кронштейна лопасти, м; b — ширина лопасти, м;  0 — плотность
смеси, кг/м3 (  0 = 22-103 кг/м3).
Мощность, затрачиваемая на вращение одной лопасти,
1
2
2
i
1
1
1
i
E  R  (W1  W2 )d  r  (W4  W5  W6 )d  x  (W7  W8 )d  r1  W11d
После замены значений Wi и интегрирования получим



2x
E  (1  ctga) g  fR m1 (cos 1  cos  3  m2
( 3  1 )  ( xm2  x1 m4 )(sin  2  sin 1  
g



 rfm3 (cos 1  cos  2 ) g  rF1 (1  fctg )  r1 F2 ( 2  1 ) c
(VI1.14)
Здесь 1 — угол входа лопасти в смесь ( 1 = 30°);  2 —угол выхода лопасти из смеси
(  2 = 330°);  3 — угол днища корыта смесителя (  3 = 135°).
В асфальтосмесителях все размеры лопасти принимаются пропорциональными
основному определяющему параметру R: b = 0,427R; с = =0,19R; r = 0,5R. Кроме того, а
= 45° и f = 0,5. Учитывая это, можно упростить формулу (VII. 14).
Для z одновременно погруженных в смесь пар лопастей с учетом коэффициента
наполнения корыта смесью Ки получим (в Вт)
N  75 10 3 znR 3 [ 0 R(0,455  1,4  30 4 n 2 R)  2,74 c ]K н ,
(VII.15)
где п — частота вращения лопастей, об/мин; при Кн = 1 значение z равно половине всех
лопастей.
Для смесителя производительностью 25—30 т/ч при R = 0,326 м; z = 16; п — 73
об/мин;  0 = 2,2·103 кг/м3 и тс = 550 Па расчетная мощность N = 20 кВт.
Для ориентировочных расчетов мощности (в Вт) можно воспользоваться
следующими эмпирическими формулами:
W = 36QM при
QM< 1400 кг;
(VII.16)
N = 30+17,7QM при
QM> 1400 кг,
(VII.17)
где QМ — масса замеса, кг.
Техническая производительность мешалки порционного действия (в кг/с)
находится по формуле
ПП = Q/T,
(VII. 18)
где Т — время на приготовление одного замеса, с.
Время Т зависит от продолжительности отдельных операций:
T = t3 + tП + tB,
где t3 — время загрузки исходных материалов, с; tП — время перемешивания, с; tB —
время выгрузки готовой смеси, с.
Для мешалки производительностью 3,3—4,2 кг/с продолжительность отдельных
операций составляет: t3 = 20÷25 с; tП =120÷150 с; tB = = l0÷12 с;
Т = 150÷190 с.
Меньшее время расходуется при приготовлении крупно и среднезернистых смесей, а
большее — мелкозернистых.
333
Для мешалки непрерывного действия техническая производительность
рассчитывается по аналогичной формуле:
ПП = QМ/tП,
(VII. 19)
где QM — масса смеси в мешалке, кг, QM = V  0 ; V — геометрическая емкость, м3; tП —
время перемешивания, с.
Так как емкость мешалки зависит от площади поперечного сечения F материала,
формула для производительности мешалки непрерывного действия может быть
представлена в виде
П н  FsП  0 ,
(VI 1.20)
где sП — скорость подачи материалов, м/с; F — площадь, равная геометрическому
сечению мешалки, м2.
Изменение скорости подачи достигается изменением шага винтовой линии и
скорости вращения лопастей.
Если необходимо рассчитать эксплуатационную производительность, нужно
величину технической производительности умножить на коэффициент использования
во времени КВ = 0,9.
Рассмотрим
основные
параметры
мешалок.
Исходным
параметром,
определяющим все основные элементы мешалки, является производительность, которая
должна быть задана.
По величине производительности, пользуясь формулами (VII. 18) и (VII. 19),
определяют массу замеса QM, а по массе замеса — геометрическую емкость корпуса
мешалки. Для мешалок периодического
действия рекомендуются следующие эмпирические формулы для определения длины L,
ширины В и высоты Н корпуса (в м):
L = 0,750 + 0,67QM;
(VI1.21)
В = 0,830 + 0,37QM;
(VI1.22)
Н = 0,450 + 0,385QM.
(VI1.23)
Эти формулы представлены в виде графиков на рис. 209. По этим графикам также
могут быть определены размеры корпуса мешалки в зависимости от массы замеса.
Мешалки изготавливаются двухвальными, обеспечивающими более интенсивное
перемешивание, чем одновальные. Валы во всех асфальто-смесителях вращаются в
противоположные стороны.
Радиус лопасти Rn (в м) в зависимости от QM находится по формуле
Rл 3
Qm
11,82 0 K n
(V11.24)
где  0 — плотность смеси, кг/м3; Кв —
коэффициент наполнения корыта смесью.
Величина радиуса определяет и
остальные размеры (в м):
L = 4,25RЛ; (VI 1.25)
bл = 0,42Rл; (VI 1.26)
hл = 0,50RЛ, (VI 1.27)
где L — длина корыта; bл — ширина
Рис.209. Графики для определения
лопасти; hл — высота лопасти.
геометрических размеров мешалки
Расстояние между смежными парами лопастей
s = 0,75Rл.
(VI1.28)
334
Частота вращения лопастей (в об/мин)
nл 
32  45
Rл
(VII.29)
Число пар лопастей на обоих валах изменяется в интервале
z = 14÷20.
(VII.30)
Для мешалки непрерывного действия рекомендуется выбирать все размеры корпуса в
зависимости от радиуса лопасти Rn.
Величина радиуса корпуса RK (в м) в зависимости от массы замеса находится по
формуле (рис. 210)
Qм
(1,21 1,41) 0 zk н
Rк  3
Расстояния между лопастными валами
(VII.31)
l  1,5Rк
(VII.32)
B  l  2 Rk
(VII.33)
Ширина корпуса мешалки
Высота части корпуса над лопастными валом
(VII.34)
h  1,35Rk
Общая высота корпуса H
H    Rk  2,35Rk
(VI 1.35)
Длина корпуса (в м)
L
Qm
0Kk F
(VI 1.36)
где площадь смесительной камеры F (в м2) определяется по формуле

 

F  Rk2   0,5
 sin 2 

 90

(VII.37)
Здесь  — угол наклона плоскости,.проходящей через ось вала и линиюпересечения
цилиндрических поверхностей днища,
к
плоскости (рис. 210). Шаг лопастей (в м)
s = L/z.
(VI 1.38)
В мешалках непрерывного действия
геометрические размеры и кинематические
параметры подбираются такими, чтобы наряду
с заданной производительностью было
обеспечено требуемое время перемешивания
для получения качественной смеси. Это время
зависит от свойств приготавливаемой смеси и
находится лабораторным путем.
Из деталей мешалки расчету и проверке
на прочность подвергаются лопастные валы и
рычаги лопастей. Валы рассчитываются на
сложную деформацию при одновременном действии изгибающего и крутящего
моментов [см. формулу (VII.50)]. Наиболее опасным является случай, когда между
одной из лопастей и стенкой корыта заклинится прочный кусок щебня или посторонний
предмет.
335
Расчет рычагов лопастей производится на максимальный изгибающий момент,
когда большая часть крутящего момента (~0,8Л4кр) передается на лопасть.
Сушильный барабан. Рассмотрим порядок расчета мощности, требуемой для
привода сушильного барабана. Введем обозначения: Q6 — масса барабана, кг; QM —
масса материала в барабане, кг. Тогда, учитывая, что барабан опирается на четыре
ролика, сила нормального давления (в Н) на каждый ролик составит (рис. 211, о)
P
Qб  Qm
g
4 cos 
причем
Qm 
D2
4
L  k  0
где L6 — длина барабана, м; D6 — диаметр барабана, м;  0 — плотность материала в
барабане, кг/м3;  — угол наклона радиус-вектора ролика к вертикали, . . . °;  н —
коэффициент наполнения барабана материалом
(  k = 0,3).
Сопротивление трению бандажей барабана о ролики
W1 
(Q  Qм ) gf k

4r1 cos
(VII.40)
где ri — радиус ролика, м; f к - коэффициент трения качения, м; для
стали f k  (2  5)10 4 .
Сопротивление трению скольжения в опорных подшипниках осей роликов
W2  4 Pf
r2
r1
(VII.41)
где r2 — радиус подшипника, м; f — коэффициент трения скольжения
( f = 0,1).
Кроме рассмотренных двух сопротивлений необходимо учесть еще
сопротивление подъема материала лопастями при вращении барабана. При подъеме
материала сила тяжести создает момент, противодействующий вращению, и центр
тяжести (ц. т.) материала переместится из положения С (рис. 211, а) в положение Ci
(рис. 211, б), высота подъема ц. т. будет равна отрезку СС2 (рис. 211, а).
Рис. 211. Схема сил, действующих на сушильный барабан: а — положение материала
на невращающемся барабане; б — положение материала на вращающемся барабане.
336
Сопротивление, возникающее в этом случае, находится из уравнения моментов
сил относительно оси вращения барабана (в Н  м)
W3R = QMgb,
(VII.42)
где R — радиус барабана, м; b — плечо силы тяжести материала относительно точки О,
м (рис. 211, б).
Угол  , на который поворачивается ц. т., принимается равным 45°. При этом
условии
b~Q,56R.
(VI1.43)
Следовательно,
W3 = 0,56QMg.
(VI1.44)
Мощность (в Вт), необходимая для вращения барабана, равна
(W  W2  W3 ) 
Nб  1
(VI1.45)

где v6 — окружная скорость барабана, м/с;  — к. п. д. трансмиссии от двигателя к
барабану.
Для сушильного барабана основными параметрами, подлежащими расчету,
являются объем, длина и диаметр. Из существующих методов расчета объема барабана
наиболее распространенным является метод расчета по часовому напряжению по влаге,
т. е. по количеству влаги в кг, которая может быть выпарена в течение 1 ч. Это
напряжение измеряется в кг/(м3-ч) и находится опытным путем.
При расчетах дорожных сушильных барабанов принимается
А =200÷250 кг/(м3  ч). Объем сушильного барабана
VB = W0/A = WП/A,
(VII.46)
где W0 — количество удаляемой из каменного материала влаги, кг/ч; W —
относительная влажность высушиваемого материала; П — производительность
барабанов, кг/ч.
Длина барабана L определяется из условия обеспечения минимального времени,
необходимого для просушки материала. Ось сушильного барабана обычно
устанавливается (рис.212) под небольшим углом к горизонту (  = 3-5°). При вращении
барабана материал, поднятый ребордами до некоторой точки С, падает по вертикали и
при этом перемещается на расстояние АВ = hср tg , где hcp — средняя высота подъема.
Введем обозначения: t — время, необходимое для подогрева материала (t = 120-240 с);
т — число падений частиц материала за один оборот барабана
(т = 2); nc — частота вращения барабана, об/с. Тогда длина барабана (в м)
L6 = mhcptnctga.
Рис. 212. Схема перемещения
материала в сушильном барабане
(VII.47)
Обычно hср = 0,6D6, поэтому по
формуле (VI 1.47) длину барабана
можно найти только в случае, если
будет известен его диаметр D6. Чтобы
исключить D6 из формулы (VII.47),
можно вместо пс ввести окружную
скорость (в м/с)
 б  D nc .
337
Для сушильных барабанов
v = 0,75÷0,85 м/с.
Таким образом, заменив в формуле (VII.47) n c через   и hñð через D6
получим
L  5,7mt  tg
(VII.48)
Диаметр сушильного барабана находится из выражения
D 2
v   l
4
Отсюда
D  1,14 v / L
(VII.49)
В асфальтосмесителях отношение диаметра сушильного барабана к его длине находится
обычно в пределах Dб/Lб = 7/4.
Из деталей сушильного барабана на прочность рассчитываются корпус барабана,
бандажи и ролики. Зубчатый венец рассчитывается на прочность зубьев. Условия
работы корпуса являются неблагоприятными, когда он загружен только на участке
между бандажами и зубчатый венец находится посередине барабана.
Влиянием незагруженных концевых участков можно пренебречь. Принимая
нагрузку от силы тяжести материала массой QM, равномерно распределенной по длине
барабана, находим нагрузку q (в Н/м), приходящуюся на единицу длины c учетом массы
барабана Q6,
q
(Q ì  Q ) g
L
Нагрузка (в Н) между опорными бандажами
Qi  qL0
где L0 — расстояние между бандажами, м.
Максимальный изгибающий момент от этой нагрузки (в Н·м)
M1 
Q1 L0 qL20

8
8
От массы зубчатого венца QB изгибающий момент равен
Q gL
M2  B 0
4
Суммарный изгибающий момент
Миз = М1 +М2.
Крутящий момент (в Н-м), приложенный к барабану при его вращении, находится
по общеизвестной формуле
Мкр = N/  ,
где N — мощность, требуемая для вращения барабана во время работы, Вт;  —
угловая скорость барабана, с-1.
Расчетный момент с учетом одновременного действия изгибающего и крутящего
моментов равен
M p  0,35M из  0,65 M из2  M кр2
(VII.50)
Момент сопротивления сечения, имеющего форму кольца, находится по формуле
W
 Dб4  d б4
32
Dб

Dб2
4
 ст
338
где D6 — наружный диаметр барабана; d6 — внутренний диаметр барабана;  ст —
толщина стенки барабана.
Напряжение материала (в Па) в стенке корпуса барабана
  M p /W   в
(VII.51)
где  в — допустимое напряжение, Па.
Вычисленное по формуле (VII.51) напряжение  получается незначительным
(менее 1,5·107 Па) и всегда меньше допускаемого.
При расчете корпуса барабана нужно помимо прочности обеспечить небольшой прогиб,
определяющий нормальную работу опорных и ведущих устройств барабана. Отношение
стрелы прогиба в мм к длине барабана в м должно быть более 1/30.
Стрела прогиба для этого барабана находится по формуле (в м)
5 qL30 Qв L20
f (

)108
(VII.52)
384 EJ 48EJ
где Е — модуль упругости, Па; J— экваториальный момент инерции, м4:
J

64
( Dб4  d б4 )
Модуль упругости для стали в зависимости от температуры t имеет следующие
значения:
t, ◦С .................100
200
300
400
Е, Па..................2·1011 1,95·1011 1,88·1011 1,79·10"
Если при расчете общий прогиб на всю длину барабана окажется больше нормы,
нужно увеличить диаметр барабана D6.
Бандажи сушильного барабана являются одной из ответственных деталей. От
правильного выбора размеров и материала бандажей зависит нормальная работа других
деталей барабана и степень износа бандажей и опорных роликов.
По степени связи между бандажом и барабаном различают три вида
крепления:
1) бандажи, скрепленные с барабаном в нескольких точках;
2) бандажи, скрепленные с барабаном по окружности;
3) бандажи, одетые на барабан свободно.
Третий вид крепления используется при медленно вращающихся барабанах и
возможном тепловом расширении их, как это имеет
место в сушильных барабанах. Величина зазора между
бандажом и корпусом барабана при свободной посадке
определяется по формуле (в м)
Dб  a л (t  t0 ) Dб
где aл — коэффициент линейного расширения
материала; t — наибольшая температура нагрева
барабана; t0 — температура барабана во время
монтажа.
Внутренний диаметр бандажа в этом случае должен
быть
D0  Dб  Dб  Dб [1  а л (t  t0 )]
Рис. 213. Схема распределения
контактных напряжений в
бандаже и ролике
Бандажи, надетые свободно и воспринимающие
нормальные
нагрузки,
являются
наиболее
экономичными сточки зрения расхода металла.
339
В месте соприкосновения бандажа и ролика возникают контактные напряжения. При
цилиндрической форме этих деталей (рис. 213) ширина полосы смятия (в м) находится
1   2 E1  E2 rR
2b  4 p y
(VII.53)

E1 E2 R  r
по формуле
максимальное давление (в Па)
p0 
E1 E2 R  r
 (1   2 ) E1  E2 Rr
py
(VII.54)
где ру — удельная нагрузка на единицу длины цилиндра, Н/м; Е1 и Е2 — модули
упругости цилиндров, Па;  , — коэффициент Пуассона; г и R' — радиусы цилиндров,
м.,
Ролики изготавливаются обычно из более мягкого материала, чем бандажи, чтобы
обеспечить большую износостойкость наиболее дорогих деталей — бандажей, замена
которых связана с большими трудностями. Следует заметить, что и при одинаковом
материале ролики вследствие более быстрого вращения изнашиваются скорее.
Величина удельной нагрузки принимается в зависимости от частоты вращения
барабана. Практикой установлено, что для медленно вращающихся барабанов (2—3
об/мин) ру = 2 ·106 Н/м, для быстро вращающихся при бандажах из качественной стали
(Ст5 или Стб) ру = 106 Н/м. Максимальное давление р0 не должно превосходить
следующей величины:
p0  1,67 доп .
(VII.55)
При расчетах принимаются следующие нормы допускаемых напряжений: одоп =
8
4·10 Па для стали Ст4; сгдоп = 5· 108 Па для стали Стб; Стдоп = 6·108 Па для стали Стб.
Для определения площади сечения бандажа необходимо знать величину
максимального изгибающего момента Мmах. Тогда необходимый момент сопротивления
(в м3)
W0  M max /  доп
(VII.56)
По величине W0 в зависимости от профиля бандажа находится площадь требуемого
сечения.
Максимальный изгибающий момент для различных случаев крепления бандажа
рассчитывается по различным формулам. При выводе этих формул принимается обычно, что
силы приложены к бандажу симметрично вертикальной плоскости В—В, проходящей через
центр бандажа (рис. 214). Поэтому рассматриваются силы, действующие на одну половину
бандажа, при этом к поверхностям сечения, образованным разрезом, прилагаются момент М0 и
продольная сила N0, эквивалентные силам, действующим в сечении разреза в целой балке.
Порядок расчета рассмотрим на конкретном примере, когда барабан радиусом R = 0,6 м имеет
два бандажа и на каждый из них приходится сила тяжести Q = 30 кН. Барабан крепится к
бандажу в шести точках, расположенных на одинаковом расстоянии друг от друга.' Число точек
крепления для половины бандажа т = 3. Угол между осью роликов и вертикалью равен 30°.
Реакция опорного ролика направлена по радиусу бандажа в точке касания ролика с бандажом и
равна (в кН)
T
Q
2 cos 30
(VII.57)
В каждой точке крепления бандажа действует составляющая Р = Q/6 = 5 кН, а в
ключевом сечении Р/2 = 2,5 кН.
Прежде чем найти интересующие нас моменты в любом сечении бандажа,
находим величины М0 (в кН·м) и N0 (в кН) по формулам:
340
M0 
PR  1
1


 (   )tg ]  ctg  ;
m[ 
  2 cos 
2
2
N0  

Pm 1
[  (   )tg ]
 2
 /3 = 60°;  /2= 30°; ctg  /2 = 1,732;
    рад; (    ) tg  = —0,3; cos  =
В нашем примере (рис. 214): m= 3;
= 150° = 2,61 рад; tg
— 0,866. Следовательно,

= — 0,57;

=
М0 = 2,55кН·м; N0 = — 0,96 кН
Выражения для определения момента в любом сечении бандажа имеют
следующий вид:
0    60 ; M  M 0  N 0 R(1  cos  )  P R sin  ;
2
P
M  M 0  N 0 R(1  cos  )  R sin  
60    120 ;
2
 PR(sin   sin 60);
P
M  M 0  N 0 R(1  cos  )  R sin  
120    150 ;
2
 PR(sin   sin 60)  PR(sin   sin 120)
P
M  M 0  N 0 R(1  cos  )  R sin  
2
 PR(sin   sin 60)  PR(sin   sin 120) 
150    180
 TR(sin   150)
Чтобы найти величину максимального изгибающего момента Мmaxнужно по этим
формулам найти момент для ряда сечений при  =10;20; 30° и т. д. и взять наибольшую
из полученных величин.
В нашем примере при  = 150° (sin 150º = 0,5; cos 150° = —0,867)
Mmax = 2,55 — 2,5·1,2·0,5 — 0,96·1,2·1,87 — 5·1,2 (0,5 — 0,867) — 5·1,2 (0,5 — 0,867) =
3,305 кН·м.
Профиль и размеры балки подбираются по моменту сопротивления W. Ширина
бандажа (в м)
b  T / py ,
(VII.58)
где ру — удельное давление на единицу длины барабана, кН/м. При прямоугольном
сечении балки имеем (в м3)
W  bh 2 / 6 ,
(VII.59)
откуда высота балки (в м)
h  6W / b
(VII.60)
Проверку бандажа на снятие можно не производить, учитывая малую величину
реакции роликов Т.
Диаметр стальных и чугунных опорных роликов d (в м> находится
соответственно по следующим эмпирическим формулам:
341
10 1T
d
;
(VII.61)
(30  40)b1
где Т — реакция, Н; b1 — ширина ролика, м. Ширина ролика принимается на 2—3 см
больше ширины бандажа.
101T
d
;
(15  20)b1
§ 46. ОСНОВЫ ТЕПЛОВЫХ РАСЧЕТОВ МАШИН
И ОБОРУДОВАНИЯ ДЛЯ ПОСТРОЙКИ ДОРОГ
С ПРИМЕНЕНИЕМ ОРГАНИЧЕСКИХ ВЯЖУЩИХ
МАТЕРИАЛОВ
При строительстве усовершенствованных дорожных покрытий широко
используются вяжущие материалы органического происхождения (битумы, каменноугольные
дегти, сланцевое масло, древесная смола и др.). Большинство этих материалов вследствие
большой вязкости не могут применяться без предварительного подогрева до требуемой
температуры.
Некоторые технологические процессы (например, приготовление горячих и теплых смесей из
минеральных материалов с органическими вяжущими, приготовление эмульсий и др.) требуют
соблюдения определенного теплового режима на всех стадиях производства.
При приготовлении асфальтобетона приходится не только разогревать битум, но и производить
сушку и подогрев каменного материала. В качестве теплообменников используются сушильные
барабаны, змеевики (в котлах, хранилищах, резервуарах, мешалках) и обогревательные
рубашки (в насосах, гомогенизаторах, мешалках, дозаторах и т. п,). Теплоносителем служат
водяной пар, газы от сжигания жидкого и твердого топлива, горячая вода, соляровое масло и
электрический ток.
Главной задачей теплотехнических расчетов дорожных машин является расчет требуемого
количества теплоты для данного процесса и на основе этого подбор параметров машин.
Расчет должен обеспечить получение высокого технологического к. п. д. за счет уменьшения
тепловых потерь и рационального использования топлива и тепловой энергии. Под
технологическим к. п. д.
целей (подогрев, сушка):
Т
принимается доля теплоты, используемой для технологических
Т  Q2 / Q1 ,
(VII.62)
где Q2 — количество теплоты, затраченной на технологический процесс в единицу
времени, Вт; Q1 — количество теплоты, подведенной к установке в единицу времени,
Вт.
Сушильные барабаны. Количество теплоты, выделяющейся при полном
P
сгорании 1 кг топлива, называется высшей теплотой сгорания QB и находится по
формуле Д. И. Менделеева (в Дж/кг):
QBP  4,19 103[81C p  300H p  26(O p  S p )]
(VII.63)
Здесь в правой части уравнения приведены составляющие рабочей массы
твердого или жидкого топлива: Ср — углерод; Нр — водород; Ор — кислород; Sp —
сера.
Практически часть теплоты уносится с водяным паром, поэтому вводится
условная характеристика теплоты — низшая теплота сгорания (в Дж/кг)
QНP  4,19 103 (QBP  6 g H2O ) ,
(VII.64)
342
где g = 9НР — Wp — масса водяного пара, кг, образующегося при сгорании 100 кг топлива; Wp—масса воды, кг. Для мазута QНP  4,1  10 7 Дж/кг.
Для возможности сравнения разных видов топлива по их теплотворной
способности вводят понятие «условное топливо» , т. е. такое топливо, которое при
сжигании выделяет 8140 Вт теплоты.
Количество сухого воздуха (в кг), необходимого для сжигания 1 кг топлива,
LT = 0,115Ср + 0,346НР + 0,043 (Sp — Ор).
(VII.65)
Для полного сгорания топлива требуется некоторый избыток воздуха. Под
коэффициентом избытка воздуха понимается отношение
aиз  Lф / LТ
(VII.66)
где Lф — фактическое количество воздуха, кг.
В расчетах принимается аиз = 1,2. Количество пара (в
кг), необходимого для распыления 1 кг жидкого топлива,
находится по формуле
Wф  QHP / i
(VII.67)
где i — теплосодержание 1 кг пара перед форсункой, Дж/кг
(находится по таблицам теплотехнических справочников в
зависимости от давления).
При
Рис.214. Схема определения
максимального изгибающего
момента
Рис.215. Схема теплового процесса в сушильном
барабане
тепловом расчете сушильного
барабана с противоточным
нагревом
барабан
можно
условно разделить на три зоны (рис. 215): зону подогрева материала I, зону испарения
влаги из материала II и зону нагрева материала до требуемой температуры III.
Количество требуемой за 1 ч работы теплоты находится для каждой зоны
следующим образом.
В зоне I материал нагревается от начальной температуры t1 до температуры t2, при
которой происходит интенсивное испарение влаги (t2 — 100° С). Количество теплоты (в
Вт), необходимой для нагрева
каменного материала, составляет
Q'I  см Пб (t2  t1 )
где см — удельная теплоемкость каменного материала, см = 8389 Дж/(кг·°С); Пб —
производительность сушильного барабана, кг/ч.
В этой же зоне в том же интервале изменения температур происходит нагрев влаги,
находящейся в каменном материале. Необходимое для этого количество теплоты (в Вт)
QII"  с BWм П б (t 2  t1 )
343
где сB— удельная теплоемкость воды, сB= 4,19·103 Дж/(кг·°С); Wм — относительная влажность
материала.
Суммарное количество теплоты, расходуемой в зоне I,
QI  QI'  QI"
В зоне II происходит испарение влаги из каменного материала, при этом температура
материала не изменяется и остается равной t2. Количество расходуемой на испарение влаги
теплоты за 1 ч (в Вт)
Q' II  Wм Пб rB
где rв — скрытая теплота парообразования при t2 = 100° С; rв = 2270·103 Дж/кг.
Кроме того, в зоне II происходит нагрев паров воды. Затрачиваемое на это количество
теплоты (в Вт)
QII"  с ПWм П б (t '2 t1 )
где сП — удельная теплоемкость водяного пара, сП = 1930 Дж/(кг·°С); t '2 — температура пара,
уходящего из барабана с горячими газами, °С. Общее количество теплоты, расходуемой в зоне
II,
QII  QII'  QII"
.
В зоне III высушенный каменный материал нагревается от температуры t2 до рабочей
температуры t3. Требуемое для этого количество теплоты (в Вт)
QIII  см Пб (t3  t2 )
где см — удельная теплоемкость каменного материала. Для песка и щебня см = 754÷922
Дж/(кг.°С).
Общее количество теплоты на подогрев влажного каменного материала во всех зонах
сушильного барабана:
Q  QI  QII  QIII
Кроме полезно используемой теплоты в сушильном барабане имеются потери теплоты в
окружающую среду и потери с уходящими газами. Потери теплоты в окружающую среду (в Вт)
QП  kб Fб (tб  tв )
где F6 — площадь наружной поверхности барабана, соприкасающейся с внешней средой, м2;
t б — температура барабана, °С (если барабан без изоляции, то t б = 120÷210° С; при наличии
изоляции t б = 100÷120° С); t в — температура наружного воздуха, °С; kб — коэффициент
теплопередачи через стенку барабана, Вт/(м2·°С), который находится по эмпирической формуле
kб  1,163
2,2(tб  tв ) 5 / 4  4[(
tб  273 4 tв  273 4
) (
) ]
100
1000
tб  tв
(VII.68)
В расчетах можно принять tб = 150° С; tв = 20° С, тогда k6 =23,3 Вт/(м2.°С).
Потери теплоты с уходящими газами рассчитываются по формуле (в Вт)
Q yx  ( g1c1  g 2 c2  ......  g n cn )t yx B ,
344
где g1, g2, . . ., gn — массы составных частей продуктов сгорания 1 кг топлива, кг; с1,с2, .
. ., сn — удельные теплоемкости составных частей продуктов сгорания в Дж/(кг·°С); В
— расход топлива, кг/ч. Значения gi и сi- берутся из теплотехнических справочников.
С учетом этих потерь количество теплоты, затрачиваемой за 1 ч работы
сушильного барабана, равно (в Вт)
Qб  Q1  QII  QIII  QП  Q yx
Это количество теплоты необходимо получить при сгорании топлива,
подаваемого в форсунку сушильного барабана. Для расчета требуемого количества
топлива берется низшая теплота сгорания по формуле (VII.64).
Рассмотрим порядок расчета температуры горячих газов в разных зонах
сушильного барабана.
Количество теплоты, отдаваемой продуктами сгорания в сушильном барабане при
охлаждении их на 1ºС, уменьшится на величину (в Вт/°С)
g0 
Qб
;
t 2'  t yx
где t2— температура в топке; t'2 = 1500÷1600° С; tух— температура уходящих газов, °С.
Перепад температур в зоне III
t  QIII / g 0
и температура нагрева при входе материала в зону II (рис. 215)
t3'  t 2'  t
Из уравнения теплового баланса в зоне II
g 0 (t3'  t 2' )  Wм П б rв  с ПWм П б (t 2'  t 2 )
находим температуру t'2 при входе материала в зону I:
g 0t3'  t 2 c ПWм Пб  Wм Пб rв
t 
g 0  c П Wм П б
'
2
В зоне I уравнение теплового баланса выражается формулой
g0 (t2'  t yx )  сПWм Пб (t2'  t yx )  Q1
откуда находим
t 2' ( g 0  c ПWм П б )  Q1
t yx 
g 0  c ПWм П б
Чем ниже температура уходящих газов, тем эффективнее используется теплота в
сушильном барабане. В современных сушильных барабанах
tух  200° С.
Размеры топки сушильного барабана находятся по результатам теплового расчета,
приведенным выше. Объем воздуха, поступающего вытопку в течение 1 ч, равен (в м3/ч)
Vв озд  Vcp B
где Vcp — объемный расход воздуха на сжигание 1 кг топлива м3/кг; B — расход
горючего, кг/ч.
По этой величине находится площадь поперечного сечения топки (в м2)
345
T 
Vв озд
3600v2
где v2 — скорость воздуха в горловине топки; v2 = 2÷3 м/с.
Так как топка имеет цилиндрическую форму, диаметр топки (в м)
4 T
T
DT 


0,785
Объем топочного устройства (в м3)
VT . П
QHP B

pT .H
где pT . H — тепловое напряжение топочного пространства, Вт/м3; pT . H = (9,3÷14,0)105 Вт/м3; QHP
— низшая теплота сгорания, Дж/кг.
Чтобы найти длину топки lт, необходимо учесть, что объем топочного устройства
VT . П состоит из собственного объема топки VT и части объема сушильного барабана V6,
примыкающей к топке. Длина этой части барабана равна примерно 1/3 длины всего барабана.
Таким образом,
1
3
VT = VT . П  Vб
тогда (в м)
VT
VT

2
DT 0,785 DT2
4
Потеря теплоты топкой в окружающую среду составляет (в Вт)
lT 
QП .Т  kT FT (t 2'  tв )
где FT — площадь поверхности топки, м2; t 2' —температура топки, °С, t 2' = 1500÷1600° С; tB
— температура воздуха, °С; kT — коэффициент теплопередачи, Вт/(м2.°С). Если топка имеет
трехслойную изоляцию и металлический кожух, то
1
;
kT 
1 1  2  3 1
 


a1 1 2 3 a 2
где a1 — коэффициент теплоотдачи от газов к стенке, Вт/(м2 ·ºC) в случае кирпичной стенки а1
= 10,5÷11,6 Вт/(м2·°С);  1 2 3 - толщины изоляционных слоев, м; 12 3 — коэффициенты
теплопроводности изоляционных слоев, Вт/(м-°С); для асбеста Я = 0,186-4-0,198 Вт/(м·°С), для
стеклянной ваты
 = 0,097 Вт/(м·°С); а2 — коэффициент теплоотдачи от
металлического кожуха к воздуху, а2 = 5,35 Вт/(м2·°С).
Теплообменники. Для подогрева жидкостей в металлических сосудах используются
змеевики и обогревательные рубашки.
Змеевики являются одним из простейших теплообменных устройств и представляют собой
прямые трубы, соединенные коленьями, или спирально согнутую трубу, витки которой
расположены по винтовой линии. Недостатком змеевиков является большая их длина и
накапливание в нижней части конденсата, который ухудшает теплообмен. Давление пара в
змеевиках (3÷5) 105 Па. Длина одного витка (в м) l вит  D зм — диаметр витка змеевика, м.
Общая длина змеевика при количестве витков пзм равна
L  n змlвит  Dзм n зм  Fзм d зм
где Fзм — площадь поверхности нагрева, трубы змеевика, м.
346
dзм — наружный диаметр
Уравнение теплоотдачи для змеевика
"
Q  k зм Fзм (tcp'  tcp
)
где
t cp'
— средняя температура пара, равная среднеарифметической
температуре пара и конденсата, °С;
tcp" — средняя температура обогреваемой жидкости,
°С;
k зм - коэффициент теплопередачи, Вт/(м2·°С),
k зм 
1
1  1
 
a1  a 2
Здесь a1— коэффициент теплоотдачи от насыщенного пара к трубам, a1 = 11630
Вт/(м2·°С); а2— коэффициент теплоотдачи от труб к жидкости, для битума при
tcp"
= 10÷110° С

— толщина стенки, м
 — коэффициент теплопроводности,
(обычно  = 0,004 м);
Из уравнения теплопередачи находим (в ма)
 =46÷58,2 Вт/(м.°С).
; a2 = 86,7 Вт/(м2·°С) и при
tcp"
= 110÷150° С, а2 = 97,1 Вт/(м2·°С);
Fзм 
Q
k зм (t cp'  tcp" )
Обогревательные рубашки применяются большей частью в тех случаях, когда внутри аппарата
невозможно установить змеевики. Рубашка представляет собой двойную стенку, во
внутреннюю полость которой подается пар или горячая жидкость. Высота рубашки должна
быть не менее высоты уровня нагреваемой жидкости в аппарате. При расчете обогревательных
рубашек должны быть заданы количество нагреваемой жидкости, ее начальная и конечная
температуры и площадь поверхности рубашки. Расчету подлежат время
жидкости до заданной температуры и коэффициент теплопередачи ko6:
p 
p
(в с) нагрева
Q0
kоб Fp tcp
где tcp — средняя разность температур (средний температурный напор), °С; Q0 — количество
теплоты, затрачиваемой на обогрев жидкости, Дж; Fp — поверхность теплообмена, м2; ko6 —
коэффициент теплопередачи, который находится по формуле, аналогичной (VI I.68).
Причем t cp  ( '   " ) / 2 при  ' /  "  2 ; t cp  ( '   " ) / lg
'
при
"
 ' /  "  2 . Здесь  ' — максимальная разность температур пара и нагреваемой жидкости (в
месте поступления пара);  " — минимальная разность температур (в месте выхода пара).
Обогревательные рубашки с давлением до 16 ·108 Па и температурой нагрева до 200° С
изготовляются из стали марок Ст2 и СтЗ.
Гудронаторы. Тепловой расчет гудронаторов сводится к решению двух задач: 1)
расчету теплоизоляции поверхности цистерны гудронатора, обеспечивающей минимальные
потери теплоты битумом; 2) расчету отопительной системы, обеспечивающей нагрев битума в
цистерне гудронатора до заданной температуры за определенное время.
При расчете теплоизоляции поверхности цистерны принимают, что при температуре
наружного воздуха tв = 10° С температура битума t1 понизится в течение 1 ч до температуры t2.
Тогда количество теплоты, отдаваемой битумом, будет (в Вт)
Q  g б cб (t1  t 2 )
347
где gб — масса битума, кг; сб — удельная теплоемкость битума; при 150—180° С с6 = 2100
Дж/(кг·°С).
Эта теплота проходит через поверхность цистерны, поэтому можно написать
Q  kT Fц (tб  tв )
(VII.69)
Здесь t б — средняя температура битума, °С; kТ — коэффициент теплопередачи,
Вт/(м2.°С); Fц — поверхность цистерны, м2, Fц= F6 +2Fдн. Боковая поверхность при
эллиптической форме цистерны (в м2)
( a  b) 2
Fб  L 2(a  b ) 
4
2
2
где L — длина.цистерны, м; а и и — полуоси эллипса, м; Fб — площадь днища, м2, Fpp =
 ab.
Из уравнения (VII.69) находим
kT 
Q
Fц (tб  tв )
С другой стороны, при многослойной стенке можно написать
1
Q
kT 

1 1  2  3 1
Fц (t б  t в )
 


a1 1 2 3 a 2
где а1 — коэффициент теплоотдачи от битума к стенке, а1 = 97,1 Вт/(м2.°С);
толщина металлической стенки цистерны,
теплопроводности стали,
1
=
3
1 =
0,004 м;
1
= 46,5÷58,2 Вт/(м·°С);
2
изоляционного слоя, м;
и
3
2
2
—
— коэффициент
— искомая толщина
— коэффициент теплопроводности
искомого изоляционного слоя, зависящий от рода материала: для асбеста
0,186÷0,198 Вт/(м·°С); для стеклянной ваты
1
= 0,097 Вт/(м·°С);
3
2 =
— толщина
стенки кожуха,  3 = 0,001÷0,002 м; а2 — коэффициент теплоотдачи от металлического
кожуха к воздуху, Вт/(м2·°С).
Из этого уравнения находим толщину изоляционного слоя.
Коэффициент теплоотдачи от металлического кожуха к воздуху зависит от скорости
движения цистерны и находится по следующей эмпирической формуле:
 2  4,24vц0,805 / Dц0,195
где Dц — средний диаметр цистерны, м; vц — скорость движения цистерны, равная 4—5
м/с.
При расчете отопительной системы, состоящей из жаровых труб, принимают, что
битум, находящийся в цистерне гудронатора, должен нагреваться от температуры t1
(примерно 120° С) до температуры t2 (не более 180° С) за 0,5 ч (при емкости цистерны
до 10 м3) или за 1 ч (при емкости цистерны более 10 м3).
Количество теплоты (в Дж), необходимой для нагрева битума в количестве g6 (в
кг) за 1 ч при указанной разности температур, равно
Q  g б сб (tб  tв )
где сб — удельная теплоемкость битума, с6 = 2100 Дж (кг·°С).
При нагреве за 0,5 ч потребуется в два раза меньше теплоты (0.5Q).
348
В случае использования для подогрева нефтяных форсунок имеют место следующие
потери теплоты (по опытным данным): от химической неполноты сгорания g1 = 2÷3%;
от механической неполноты сгорания g2 = 5%;от лучеиспускания бака g3 = 6÷8%; с
уходящими газами g4 = 15%. Общая сумма потерь составит в %
gП = g1 + g2 + g3 + g4
и в Дж/кг
g П QHP
g 
100
'
п
P
где QH — низшая теплота сгорания, Дж/кг.
Следовательно, полезно используемая на подогрев битума теплота при сгорании 1
кг топлива, будет (в Дж/кг)
g пол  QHP
100  g П
100
Массовый часовой расход нефти (в кг/ч)
B = Q/gnon.
Количество воздуха, требуемого для сжигания топлива, находится по формуле
(VII.65).
Температура горения топлива tr может быть найдена из следующего выражения:
QHP  g П'  QВ  QT 
n
 ( g1c1  g 2 c2  ....g n cn )t r  t r  g i ci
1
де QB — теплота, внесенная в топку 1 кг воздуха Дж/кг; QT — теплота,. внесенная 1 кг
топлива, Дж/кг; gi — массовая доля составных частей продуктов сгорания 1 кг топлива,
кг; сi — удельные теплоемкости этих продуктов, Дж/(кг·°С).
В этой формуле значения gi и сi берутся из теплотехнических справочников, a QB
и QT, определяются по формулам:
QB  aиз сВ t В LT ;
QT  cT tT
где св и tв — удельная теплоемкость и температура воздуха; сT и tT — удельная
теплоемкость и температура топлива; аиз — коэффициент избытка воздуха; LT — масса
воздуха для сжигания 1 кг топлива, кг.
Таким образом,
tr 
QHP  g П'  аиз с В t В LT  cT tT
n
g c
i i
1
Зная температуру горения, можно найти необходимую поверхность жаровых труб
(в м ) по формуле
2
n
g c
t r  tб
kT
t yx  tб
где t6 — средняя температура битума, °С; tyx — температура уходящих газов, tyx =
300÷350° С; kT — коэффициент теплопередачи от жаровых труб к битуму, Вт/(м2·°С),
FTP 
i i
1
lg
349
k зм 
1
1  1
 
a1  a 2
Здесь ai — коэффициент теплоотдачи от горячих газов к железу, ai = 23÷69
2
Вт/(м ·°С);  —толщина стенок жаровых труб,  = 5·10-3 м;  — коэффициент
теплопроводности железа,  = 46÷57 Вт/(м.°С); а2 — коэффициент теплоотдачи от
железа к битуму, а2 = 17,1 Вт/(м2·°С).
Задавшись диаметром труб, можно по приведенной выше формуле определить их
длину.
При расчете геометрической емкости цистерны нужно учесть коэффициент
расширения битума, который равен 6·104.
§ 47. УКЛАДЧИКИ АСФАЛЬТОБЕТОННОЙ СМЕСИ
Асфальтоукладчики предназначены для приема асфальтобетонных или черных
смесей из транспортных средств, распределения по дорожному основанию и
предварительного их уплотнения. Смеси должны распределяться слоем заданной
толщины. Кроме того, должен быть выдержан соответствующий поперечный и
продольный профиль дорожного покрытия.
По принципу перемещения асфальтоукладчики делятся на прицепные и
самоходные. Прицепные укладчики перемещаются за счет тягового или толкающего
усилия автомобиля-самосвала и имеют небольшую производительность, пониженное
качество выполняемых работ и применяются только при небольших объемах работ
(преимущественно ремонтных). Самоходные укладчики могут иметь гусеничный,
пневмоколесный или колесно-гусеничный ход. Иногда они выполняются на специальном гусеничном ходу.
По характеру воздействия на смесь укладчики асфальтобетонной смеси
подразделяются на машины с уплотняющим органом или без уплотняющего органа. В
качестве уплотняющего органа наибольшее распространение получили трамбующий и
вибрационный брусья.
По типу приемного устройства для укладываемой смеси различают
асфальтоукладчики с приемным бункером и без него. В качестве разравнивающего
органа применяются шнеки и разравнивающие брусья.
Основным параметром асфальтоукладчика является его производительность,
выраженная массой укладываемого за 1 ч материала. В нашей стране выпускаются два
типоразмера самоходных асфальтоукладчиков на гусеничном ходу, снабженных
приемным бункером с регулирующей заслонкой, уплотняющим и выглаживающим
брусьями. Тяжелый асфальтоукладчик производительностью 100—200 т/ч (рис. 216)
предназначен для больших объемов работ при повышенных требованиях к их качеству,
легкий — производительностью 25—50 т/ч — служит для производства небольших
объемов работ при пониженных требованиях к их качеству.
Технологическая схема легкого асфальтоукладчика изображена на рис.217, а.
Смесь из автосамосвала 1, перемещаемого во время выгрузки толкающим усилием
роликов 2, выгружается в приемный бункер. Из бункера смесь через разгрузочное
отверстие 4 в дне бункера поступает на полотно дороги. Равномерность поступления
смеси регулируется поворотом днища бункера 3 и положением заслонки 5,
устанавливаемой на различной высоте при помощи регулировочных винтов 6.
Уплотняющий 7 и выглаживающий 8 брусья производят предварительное уплотнение
350
ы
смеси. Кроме того, уплотняющий брус окончательно разравнивает смесь и удаляет ее
излишек.
Технологическая схема тяжелого асфальтоукладчика, представленная на рис. 217,
б, отличается от предыдущей схемы наличием скребкового питателя 12 и
распределительного шнека 10. Основные рабочие органы — уплотняющий брус 7 и
выглаживающая плита 8 — установлены на несущей раме 9, которая шарниром связана
с рамой укладчика.
Рис. 216.
Тяжелый асфальтоукладчик производительностью 100—200 т/ч
вибрационный брусья.
Второй опорой несущей рамы служит выглаживающая плита 8. Шарнирное крепрление
рабочих органов компенсирует некоторые перекосы основной рамы при движении по
неровностям основания.
Приемный бункер имеет опрокидывающиеся боковые стенки. Подъем стенок
осуществляется гидроцилиндрами. Этим обеспечивается большая безопасность работ и
ликвидируется применение ручного труда.
Для изменения ширины укладываемой полосы предусмотрены уширители шнека,
трамбующего бруса и выглаживающей плиты.
В некоторых асфальтоукладчиках выглаживающая плита по длине разделена на две
части (рис. 218), соединенные внизу шарниром 1, а вверху — винтовой стяжкой 2. С
помощью этих механизмов можно получить плоский горизонтальный, односкатный или
двускатный профили. Винтами 3 поднимаются или опускаются края выглаживающей
плиты, благодаря чему производится регулировка толщины укладываемого слоя смеси
по всей ширине укладываемой полосы.
351
Поперечный уклон контролируется
с
помощью
специального
датчика
маятникового типа. Сигналы датчика
через усилитель поступают к механизму
подъема выглаживающей плиты.
Ручная
регулировка
толщины
укладываемого
слоя
осуществляется
Рис.218. Схемы регулирования поперечного винтом или изменением точек подвески
профиля
укладываемого
слоя:
а- тяговых
брусьев
при
помощи
горизонтальный плоский, б- наклонный гидроцилиндров.
плоский, в - двускатный
Схема сил, действующих на
асфальтоукладчик со стороны уплотняемой среды, представлена на рис. 219. При
352
движении машины рабочая поверхность выглаживающей плиты скользит по покрытию,
образуя угол атаки а (рис. 219, а). Для заданной толщины укладываемого слоя h2 угол
атаки определяется равновесием несущей рамы рабочих органов. При движении
укладчика на раму действуют сила .ее тяжести G, равнодействующая нормального
давления смеси на выглаживающую плиту N, сила трения плиты о смесь F, тяговое
Рис.219. Схемы сил, действующих со стороны уплотняемой среды: а – на раму
рабочих органов асфальтоукладчика, б – на выглаживающую плиту
усилие Т и вертикальная реакция шарнира R.
Сумма моментов всех внешних сил относительно точки О (точка шарнирного
крепления рамы рабочих органов к основной раме) при установившемся равновесном
положении (рис. 219, а) равна
gl1  Nl2 cos(a   )  Fl2 sin( a   )  0
(VII.70)
где  — угол наклона линии OB к горизонту;
tg  = (h1 — h2)/l2.
Если  — угол трения плиты при ее движении по смеси, то сила трения
F = N·tg  .
(VII. 71)
После преобразований выражение (VII.70) примет вид
Gl
cos 
N 1
l 2 cos(     a)
(VII.72)
При движении плиты смесь уплотняется и толщина укладываемого слоя
уменьшается с h3 до h2 (рис. 219, б). Нормальное давление рi, со стороны смеси на
выглаживаемую плиту зависит от степени предварительного уплотнения и
увеличивается по мере уменьшения толщины уплотняемого слоя под плитой. В первом
приближении принимается линейный закон распределения нормальных давлений. В
этом случае давление в любой точке под плитой
pi  p1  E0h / h3
(VII.73)
где p1 — давление под передней кромкой плиты; h —деформация укладываемого слоя
смеси; Е0 — модуль деформации слоя смеси. Максимальное давление под задней
кромкой плиты
p2  p1  E0 (h3  h2 ) / h3
(VII .74)
При угле а наклона плиты к горизонту
353
h3  h2  b sin a
(VII.75)
где b — ширина плиты.
Тогда выражение (VII.74) приводится к виду
p2  p1  E0
b sin a
h2  b sin a
(VII.76)
Суммарная реакция уплотняемой среды на выглаживающую плиту
E b sin a
p  p2
N 1
bL1  ( p1  0
)bL
(VII.77)
2
2 h2  b sin a
где L — длина плиты.
Условием равновесия плиты является равенство выражений (VII.72) и (VII.77)
( p1 
E0 b sin a
Gl
cos 
)bL  1
2 h2  b sin a
l 2 cos(     a)
(VII.78)
Откуда




E0
h2  
 1b sin a
cos 
 2( Gl1

 bl L cos(     a)  p1 ) 
2


(VII.79)
Этим выражением определяется зависимость толщины укладываемого слоя h2 а
от угла наклона выглаживающей плиты. При    и    , что всегда практически
имеет место, выражение (VII. 79) приводится к виду
h2 = с b sin a,
(VII.80)
где с — коэффициент, зависящий от геометрических параметров асфальтоукладчика и
свойств укладываемой смеси,
c
E0
1
Gl1
cos 
2(
 p1 )
bl 2 L cos(     a)
(VII.81)
\ Таким образом, с повышением угла а увеличивается толщина укладываемого
слоя и, наоборот, снижение а приводит к уменьшению толщины слоя до тех пор, пока не
наступит равновесие действующих сил. Расчеты показывают, что чем меньше угол у,
тем чувствительнее регулировка толщины слоя, т. е. следует возможно ниже
располагать шарнир рамы О. При средней толщине укладываемого слоя для
асфальтоукладчика производительностью в 100 т/ч a = 0°15"÷0°40" и  = З÷6°.
Масса несущей рамы с рабочими органами выбирается из условия создания
среднего удельного давления плиты на смесь рср = 1÷2 Па, причем
Gl
pcp  1
(VII.82)
l 2 bL
Для уменьшения давления часть веса несущей рамы может передаваться на
основную раму укладчика через специальную канатную подвеску. Таким образом,
толщина слоя зависит от передаваемого через плиту веса и угла ее установки. Поэтому
заранее установленные параметры позволят во время работы укладчика при постоянной
скорости его движения автоматически поддерживать постоянной толщину
укладываемого слоя смеси независимо от местных неровностей дорожного основания.
Следует заметить, что на толщину укладываемого слоя, которая определяется
354
свойствами укладываемой смеси и степенью уплотнения ее трамбующим брусом,
существенное влияние оказывает величина давления под передней кромкой плиты р1.
Степень уплотнения при прочих равных условиях зависит от частоты ударов
трамбующего бруса и скорости передвижения укладчика. При постоянной частоте
колебаний бруса общее количество ударов, приходящихся на каждую точку
поверхности, а следовательно, и плотность асфальтобетона зависят от скорости
движения укладчика. Поэтому при изменении этой скорости во избежание изменения
толщины укладываемого слоя следует проводить регулировку угла наклона плиты.
Привод асфальтоукладчиков осуществляется от двигателей внутреннего сгорания.
Кинематическая схема укладчика с механическим приводом производительностью 100 т/ч приведена на рис. 220. Коробка передач обеспечивает
шесть скоростей вперед и три — назад. От коробки передач вращение передается на
главный трансмиссионный вал и далее на все рабочие органы. Независимый привод
правого и левого питателей, разравнивающих шнеков и гусеничного хода, наличие
Рис. 220. Кинематическая схема тяжелого асфальтоукладчика с механическим приводом:
1 — трамбующий брус; 2 — эксцентриковый вал; 3 — шнеки; 4 — привод гусеничного хода; 5 -» бортовые
фрикционы гусеничного хода; 6 — двигатель; 7 — муфта привода трамбующего бруса; 8 — коробка
передач; 9 — топливный насос; 10 — воздуходувка; 11 — фрикционы привода шнеков и питателя; 12 —
предохранительная муфта обратного хода питателя; 13 - привод питателя; 14
привод шнеков
регулировки шиберных заслонок бункера обеспечивают качественное регулирование
подачи смеси на укладываемую полосу.
Тяговое усилие, необходимое для работы асфальтоукладчика, расходуется на
преодоление следующих сопротивлений.
1. Сопротивление перемещению укладчика как тележки
W1  (GМ  GCM )( f П  i)
(VII.83)
где GM — сила тяжести укладчика, Н; GCM — сила тяжести асфальтобетонной смеси,
равная грузоподъемности автосамосвала, Н; f П — коэффициент сопротивления
перемещению машины, при движении по основанию покрытия или нижнему слою
асфальтобетона, f П = 0,03÷0,07; i — наибольший продольный уклон покрытия, для
дорог третьей категории i = 0,07.
355
2. Сопротивление силам трения рабочих органов по укладываемой смеси
W2 = Gp·fl
(VII.84)
где Gp — сила тяжести рабочих органов, Н; f1 — коэффициент трения скольжения
рабочих органов по укладываемой смеси, f1 = 0,5÷0,6.
3. Сопротивление перемещению призмы смеси, увлекаемой уплотняющим
брусом,
W3 = Gпp·fв,
(VII.85)
где Gnp — сила тяжести призмы смеси, Н; fв — коэффициент внутреннего трения
укладываемой смеси, fв = 0,7÷0,8.
4. Для укладчиков с бездонным бункером необходимо учесть сопротивление,
возникающее при перерезывании поступающего из бункера потока смеси:
W4 = KCF,
(VII.86)
где кс — удельное сопротивление перерезыванию призмы асфальтобетонной смеси, кс =
75000 Па; F — площадь выходного сечения бункера, ма.
5. Разгрузка смеси из автосамосвалов в укладчик производится, как правило, на
ходу. При этом самосвал подталкивается укладчиком, вследствие чего возникает
дополнительное сопротивление W5 перемещению груженого самосвала как тележки,
определяемое обычным методом.
6. При возобновлении движения после вынужденных остановок преодолеваются
сопротивления силам инерции укладчика и автосамосвала с распределяемой смесью:
Wв 
GМ  GCM  Ga v p
g
tp
(VII.87)
где Ga — сила тяжести автосамосвала, Н; g — ускорение свободного падения, м/с2; vp —
рабочая скорость передвижения машины, м/с; tP — время разгона, tp = 1÷2 с.
Общее сопротивление перемещению W является суммой всех отдельных
сопротивлений, имеющих место в данной машине. Кроме того, необходимо проверить
возможность передвижения укладчика по условиям сцепления. Условие отсутствия
пробуксовки для гусеничных укладчиков имеет вид
GМ  сц  W
(VII.88)
где  сц — коэффициент сцепления гусениц с покрытием,  сц = 0,3÷0,5.
При определении мощности двигателя асфальтоукладчика кроме мощности,
идущей на преодоление сопротивлений перемещению, необходимо учесть мощность
привода отдельных механизмов укладчика: пластинчатого питателя, шнека,
трамбующего бруса, вспомогательных механизмов и механизмов управления.
Мощность привода пластинчатого питателя NПрасходуется на цере-мещение и
подъем материала, а также на преодоление сил трения нижних слоев смеси, увлекаемых
полотном питателя по верхним слоям, находящимся в бункере. При горизонтальном
положении питателя мощность (в кВт) может быть определена по формуле
aПП
NП 
(VII.89)
370 П
где П — производительность асфальтоукладчика, т/ч; L — максимальный путь
перемещения смеси, м; а — коэффициент, учитывающий расход
356
смеси через распределитель, для скребкового питателя а = 1;  — коэффициент,
характеризующий свойства смеси; для асфальтобетонной смеси  = 2÷3;
 П — к. п. д.
привода питателя.
Уточненное значение мощности привода питателя можно определить большему
сопротивлению на приводной звездочке питателя.
Мощность привода распределительного шнека Nш также может быть посчитана по
формуле (VI I.89). При этом принимают а = 0,6; L = 0,5В, где В — ширина укладываемой
полосы, и  = 5.
Мощность привода трамбующего бруса N6p расходуется на преодоление сил трения от
действия давления поджимной пружины Sпр и сопротивления перемещению призмы смеси W3
перед трамбующим брусом
(рис. 221), а
также на преодоление сил Р сопротивления среды при ее
уп-лотнении подошвой трамбующего бруса.
Сила
трения
трамбующего
бруса
о
выглаживающую плиту равна
FTP'  (S пр  W3 ) f 2
(VII.90)
где Snp — усилие поджатия пружины, Н; W3 —
сопротивление перемещению смеси перед брусом,
определяемое по формуле (VII.85); f2 — коэффициент
трения трамбующего бруса о плиту, f2 = 0,2÷0,3.
Сила трения трамбующего бруса при его
возвратно-поступательном
движении
об
асфальтобетонную смесь равна
FTP"  W3 f1
Рис.221. Схема сил, действующих
на
трамбующий
брус
асфальтоукладчика
(VII.91)
где fi — коэффициент трения бруса по бетонной смеси, f1 =0,5÷0,6
сопротивление силам трения
Суммарное
FTP  FTP' FTP"
(VII.92)
Удельное сопротивление со стороны смеси при движении бруса вниз при малой ширине
бруса можно принять постоянным и равным р1.т. е. равным давлению под передней кромкой
выглаживающей плиты. Тогда суммарная сила давления бруса на смесь при его движении вниз
P = pl F6p,
(VII.93)
где F6p — площадь контакта трамбующего бруса со смесью, ма. Работа суммарной силы трения
за один оборот вала привода
ATP = 4rFTP,
(VII.94)
где r — эксцентриситет вала привода трамбующего бруса, м. Работа уплотнения смеси за один
оборот вала привода
Aуп = 2rР.
(VII.95)
Суммарная работа
357
А = Атр + АУП.
(VII.96)
Мощность привода трамбующего бруса
N бр  An /  бр ,
(VII.97)
где п — частота вращения вала привода бруса;  бр — к. п. д. трансмиссии привода;  —
коэффициент, учитывающий неравномерность нагрузки за счет сил инерции и веса
самого бруса,  = 1,3÷1,4.
Мощность привода вспомогательных механизмов (топливного насоса, воздуходувки,
мешалки и т. п.) не превышает 1,5—2,0 кВт.
Мощность двигателя находится как сумма мощности, расходуемой на преодоление
тяговых сопротивлений, и мощности, необходимой для привода всех механизмов.
Транспортная скорость укладчика определяется по выбранной мощности двигателя.
Производительность укладчиков непрерывного действия определяется по формуле (в
т/ч)
П1  hBv p  к В ,
(VII.98)
или (в ма/ч)
П 2  Bv p к В ,
(VII.99)
где h — толщина укладываемого слоя, м; В — ширина слоя, м; vp — рабочая скорость
укладчика, м/ч;  — плотность укладываемого материала, т/м3;
кв - коэффициент
использования рабочего времени, кв = 0,7÷0,95. Необходимая емкость приемного бункера (в
м3)
П
q 1 0 ,
60к
(VII.100)
где τ0 — время паузы в разгрузке самосвалов (при хорошей организации работ τ0= 2÷2,5 мин); к
— коэффициент наполнения бункера, к = 0,6÷0,7.
Производительность пластинчатого питателя (в т/ч)
ПП  60bhvП к П
(VII.
101)
где b — ширина питателя, м; h — высота щели питателя под шиберной заслонкой, м; vП —
скорость ленты питателя, м/мин; кп — скоростной коэффициент; при 0  hlb  0,3 кп = (1÷2,3)
h/b.
Суммарная производительность питателей должна быть равна 1,5 П1 Отсюда при
выбранной скорости vП высота щели питателя
h
1,5 П1
60bhv П к П i
(VII.102)
где i — число питателей, i = 2.
Производительность шнека (в т/ч)
П Ш  3600
D 2
4
  tnШ к1к 2
(VII.
103)
358
где D — диаметр шнека, м; t — шаг шнека, м; пш — частота вращения шнека, об/с; к1 —
коэффициент заполнения поперечного сечения;
к2
—
коэффициент, учитывающий снижение производительности за счет проскальзывания и
прессования смеси, к2 = 0,9÷0,95.
Наибольшая производительность шнека должна быть не меньше производительности
одного питателя: П Ш  1,3П П . Обычно D = t; D = 300÷400 мм. Тогда (в об/с)
ПШ
nш 
(VII.
675D 3к1к 2
104)
§ 48. САМОХОДНЫЕ КАТКИ ДЛЯ УПЛОТНЕНИЯ ДОРОЖНЫХ ОСНОВАНИЙ
И ПОКРЫТИЙ
К числу материалов, которые подлежат уплотнению при устройстве
дорожных оснований, относятся пески, песчано-гравийные смеси и щебень. Все эти
материалы являются несвязными, состоящими из отдельных частиц, крупность которых
находится в пределах от 0,05 до 2 мм у песков и от 2 до 60—80 мм у гравийных смесей
и щебня. При уплотнении происходит сближение частиц и их взаимное заклинивание.
Уплотнению препятствуют развивающиеся в местах контактов частиц силы трения и
силы сцепления. Благодаря тому, что таких контактов множество и силы сопротивления
взаимному смещению частиц различны, при действии нагрузки такие смещения не
происходят во всех местах одновременно, а устанавливается какая-то их очередность.
При этом в первую очередь смещения происходят там, где сопротивления минимальны.
После возрастания нагрузки смещения появляются в новых местах. Такой характер
деформации создает впечатление наличия между частицами вязких связей, хотя на
самом деле они отсутствуют. Поэтому уплотнение слоев этих материалов не происходит
за однократное приложение циклической нагрузки. Для завершения процесса нагрузка
должна прикладываться многократно.
Для
дорожных
покрытий
применяются
асфальтобетонные
смеси,
битумоминеральные смеси и цементобетон. Наличие такого вяжущего материала, как
битум, коренным образом изменяет свойства щебня и гравия, являющихся в составе
асфальтобетона и битумоминеральных смесей тем скелетом, который воспринимает
нагрузки.
Наличие битума приводит к образованию между частицами минерального
материала достаточно прочных и вместе с тем вязких связей. Поэтому эти материалы
относятся к упруго-вязко-пластичным материалам и для уплотнения требуют
многократного приложения циклических нагрузок. Свойства асфальтобетонных и
битумоминеральных смесей в сильной степени зависят от температуры. Обычно укладка
и уплотнение горячих смесей происходит при температуре 60°—110°С. Укладка теплых
смесей, приготовленных на менее вязких и жидких битумах, производится при более
низких температурах. По мере уплотнения ввиду падения температуры вязкость смесей
повышается на несколько порядков, и поэтому особенно важно до значительного
охлаждания смеси успеть уплотнить ее до требуемой плотности. В противном случае
уплотнение вообще становится невозможным. При выборе параметров машин,
служащих для уплотнения этих материалов, особенно важно иметь в виду быстрое
возрастание сопротивлений смесей внешним нагрузкам, которое происходит не только
ввиду сближения отдельных частиц и образования более плотной структуры, но и из-за
непрерывного охлаждения смеси.
359
Применяемые при устройстве дорожных покрытий цементобетоны могут иметь
разную жесткость. Следовательно, связи между частицами будут разной прочности.
Однако все цементобетоны при встряхивании или вибрации обладают
ярковыраженными тиксотропными свойствами. В результате таких воздействий связи
между частицами этих бетонов полностью разрушаются и сами бетоны по своим
свойствам приближаются к свойствам тяжелой жидкости. Поэтому для уплотнения
цементобетонов вибрационный метод становится не только пригодным, но и
единственным технически целесообразным и экономически выгодным.
В настоящее время ввиду высоких скоростей движения автотранспорта
предъявляются повышенные требования к ровности поверхности дорожных покрытий,
что в значительной мере зависит от качества уплотнения покрытия. Следовательно,
машины для уплотнения должны отвечать определенным требованиям. Эти требования
в первую очередь касаются интенсивности воздействия рабочих органов машин на слой
уплотняемого материала. При излишне высоких удельных давлениях на поверхности
контактов рабочих органов с материалом будет иметь место его пластическое течение
(выдавливание) из-под рабочих органов, что при укатке влечет за собой еще и
волнообразование, значительно ухудшающее
ровность поверхности. Следует отметить, что все дорожно-строительные материалы
укладываются и уплотняются слоями, толщины которых иногда весьма незначительны.
Поэтому развивающиеся под рабочими органами напряжения не локализируются
внутри слоя, а передаются на его основание, которое может быть слабым. В этих
случаях излишне интенсивные воздействия повлекут за собой неровности уже не только
поверхности уплотняемого слоя, но и его основания, что значительно ухудшит качество
работы. Вместе с тем при незначительных удельных давлениях не будет достигнута
требуемая плотность уплотняемого слоя. Отсюда можно сделать вывод, что при
уплотнении дорожных оснований и покрытий давления под рабочими органами машин
должны быть оптимальными. Ввиду того, что сопротивляемость материалов в процессе
их уплотнения возрастает, должны также возрастать и удельные давления. Поэтому еще
даже в большей степени, чем в случае грунтов, становится актуальным предварительное
уплотнение материалов более легкими средствами.
Уплотнение дорожных оснований и покрытий может осуществляться укаткой и
вибрационными методами. Применяемые для этого средства механизации могут быть
разделены на катки и вибрационные машины. Катки устраивают только самоходными.
Они могут быть с гладкими вальцами и на пневматических шинах. На некоторых
гладких катках один из вальцов при помощи специального механизма вводится в
состояние колебательных движений. Такие катки называются вибрационными в отличие
от обычных, называемых катками статического действия. Последнее название
условно, так как при работе этих катков на поверхности уплотняемых материалов
развиваются циклические нагрузки с высокой скоростью изменения напряженного
состояния. Поэтому, строго говоря, эти катки никак нельзя назвать статическими.
Вибрационные машины главным образом применяются для уплотнения
покрытий, устраиваемых из цементнобетонных смесей. Часто вибрационными
агрегатами снабжают машины, которые служат не только для уплотнения, но и для
выглаживания бетонной поверхности, а иногда и для распределения бетона.
Катки на пневматических шинах для уплотнения асфальтобетонных и черных
смесей стали применять недавно. В отличие от катков с гладкими вальцами эти катки не
дробят щебень и поэтому могут уплотнять смеси, составленные из слабых каменных
360
материалов. Кроме того, при движении пневмокатков уплотняемый материал получает
более равномерное обжатие, поэтому склонность его к волнообразованию меньше, чем
при катках с гладкими вальцами, что допускает более высокие скорости движения.
Особенно эффективны эти катки при уплотнении асфальтобетонных смесей с высоким
содержанием щебня.
Катки на пневматических шинах с успехом применяют также при уплотнении
щебеночных и гравийных дорожных оснований. Песчаные основания могут быть
уплотнены этими катками при пониженных давлениях в шинах.
Несмотря на то, что катки с гладкими вальцами статического действия являются
самыми старыми машинами для уплотнения дорожных оснований и покрытий, они и до
сего времени имеют наибольшее распространение. Так, годовой выпуск этих катков в
передовых в техническом отношении странах составляет около 62%, тогда как выпуск
катков на пневматических шинах только 18%, а вибрационных катков —20%.
При движении катков поверхность уплотняемого материала подвергается
воздействиям циклических нагрузок. Развивающиеся при этом
максимальные напряжения могут быть рассчитаны по формулам (1.49) и (1.52). При
таком расчете модули деформаций щебеночных и гравийных оснований можно
принимать равными 30 МПа в начале уплотнения и 100 МПа в конце процесса.
Асфальтобетонные смеси укладываются тонким слоем 4—8 см, вследствие чего при
перекатывании вальцов катка деформируется не
Таблица
32.
Допускаемые
только сам слой, но и его основание. Поэтому при
значения контактных давлений в
расчете развивающихся на поверхности контакта
МПа
при
укатке
слоев
напряжений
следует
принимать
какой-то
различных материалов
эквивалентный модуль деформации, который
меньше модуля основания и несколько больше
Вид
В
В конце
модуля горячего асфальтобетона. Эквивалентный
уплотняемого начале
модуль деформации вначале уплотнения равен 20—
материала
уплотнения
25 МПа, а в конце — 50—80 МПа.
уплотнеВыше отмечалось, что для получения ровного
ния
и плотного дорожного покрытия контактные
Щебеночное 0,6—0,7 3,0—4,5
давления на поверхности не должны превышать
основание . .
допускаемых пределов. Эти пределы для катков с
Гравийное 0,4—0,6 2,5—3,0
основание
..
гладкими жесткими вальцами даны в табл. 32.
При уплотнении дорожных оснований и Асфальтобетон 0,4—0,5 3,0—3,5
горячий .
покрытий катками на пневматических шинах
Грунт,
0,3—0,4 4,0—5,0
давление в них в начале укатки устанавливается
укрепленный
равным 0,2—0,3 МПа, а в конце укатки — 0,5—0,6
цементом
МПа.
Грунт,
0,3—0,4 1,0—1,5
По мере уплотнения слоя материала его
укрепленный
сопротивляемость внешней нагрузке постепенно
битумом
повышается, а следовательно, снижается с каждым проходом глубина погружения
вальца катка. Это, с одной стороны, ведет к
Таблица 33. Оптимальные толщины непрерывному повышению развивающегося
укатываемых слоев в см
на поверхности контакта контактного
Линейное ЩеБитумоще- Асфаль- давления, а с другой — снижает глубину
бень
беночные
тобетон активной зоны. Последняя определяется
давление,
и
и битумоминимальным
поперечным
размером
Н/м
гравий гравийные
поверхности контакта вальца с уплотняемым
смеси
материалом. Таким минимальным размером
200—400 8—12
6—7
4—5
410—600 12—15
610—800 15—20
8—10
10—12
5—6
6—8
361
является полухорда, стягивающая ту часть окружности вальца, которая погружена в
материал. Величина этой полухорды снижается по мере уплотнения. Оптимальную
толщину уплотняемого слоя следует выбирать по глубине активной зоны. Здесь в связи
с большой жесткостью уплотняемых материалов оптимальные толщины слоев меньше,
чем при уплотнении грунтов. В зависимости от линейного давления они могут
ориентировочно определяться по табл. 33.
По величине линейного давления катки разделяются на легкие (с давлением
менее 400 Н/см, массой 5 т и двигателем мощностью до 25 кВт); средние (с линейным
давлением 400—600 Н/см, массой 6—10т и двигателем мощностью 25—30 кВт);
тяжелые (с линейным давлением свыше 600 Н/см, массой более 10 т и двигателем
мощностью свыше 35 кВт).
Легкие катки применяются для предварительной подкатки оснований и покрытий,
а также для уплотнения тонкослойного песчаного асфальтобетона на тротуарах,
велосипедных дорожках и т. п. Средние катки служат для промежуточного уплотнения
оснований и покрытий, а также для окончательного уплотнения усовершенствованных
покрытий облегченного типа. Тяжелые катки служат для окончательного уплотнения
гравийных и щебеночных оснований и асфальтобетонных покрытий.
При уплотнении покрытий, устраиваемых из битумоминеральных смесей, весьма
важно установить правильные границы перехода от уплотнений легким катком к
уплотнению более тяжелым. Главным фактором, который оказывает влияние на
прочность и сопротивляемость деформированию битумоминеральных смесей, является
их температура. Ввиду
Рис.
222.
Зависимость
температуры t начала (1) и
конца (2) укатки горячих
битумоминеральных смесей от
параметров катка
Рис.223. Схемы распределения вальцов катков в плане
снижения температуры предел прочности и модуль деформации этих смесей в процессе
уплотнения повышаются в несколько раз. В начале работы катка температура
относительно высока и предел прочности невелик, в связи с чем при неправильном
подборе катка или ошибке в выборе времени начала работы усилие, действующее на
покрытие, будет излишне большим, что повлечет за собой образование практически
неустранимых неровностей поверхности. В процессе укатки смесь остывает и
эффективность уплотнения постепенно снижается, но кроме снижения температуры
значительное влияние также оказывает возрастающая плотность и упрочнение смеси. От
прохода к проходу возрастают контактные давления. Если продолжительность процесса
362
не ограничить, то вследствие больших контактных давлений на поверхности покрытия
образуются мелкие трещины, снижающие его прочность и долговечность. Поэтому
каждому типу катка соответствует какой-то наиболее благоприятный температурный
интервал укатки.
Как следует из формулы (I. 49), контактные давления зависят от отношения
линейного контактного давления q к радиусу R вальца катка. Поэтому в зависимости от
этого отношения, которое является критерием силового воздействия катка на
уплотненный материал, и следует находить рациональный температурный интервал
укатки.
Полученная опытным путем такая зависимость представлена на рис. 222. Укатка
смесей при температурах более высоких, чем те, которые обусловлены кривой 1,
приводит к значительным неровностям поверхности, которые уже не исчезают при
дальнейшей работе катка. Продолжение укатки уже после того, как температура стала
ниже значений, обусловленных кривой 2, эффекта не дает, но может привести к
появлению поверхностных трещин. График служит не только для определения
рационального температурного интервала укатки одним каким-либо катком, но может
быть использован и для определения рациональной их смены. Так, на этом графике
ломаной линией и стрелками показано, что легким катком, у которого q/R^0,65, следует
вести укатку в температурном интервале 100—80 °С, а затем надо переходить на другой
более тяжелый каток и т. д. Такая смена катков обеспечит хорошее уплотнение и
высокую ровность поверхности.
По числу и расположению вальцов катки разделяются на следующие (рис. 223):
1) одновальцовые (рис. 223, а), а также одновальцовые с поддерживающими
вальцами (рис. 223, б) или колесами (рис. 223, в);
2) двухвальцовые с одним (рис. 223, г) или двумя ведущими вальцами;
3) трехвальцовые двухосные (рис. 223, д);
4) трехвальцовые двухосные с дополнительным вальцом малого диаметра (рис.
223, е);
5) трехвальцовые трехосные с одним (рис. 223, ж) или тремя (рис. 223, з)
ведущими вальцами.
Одновальцовые катки относятся к легкому типу. При отсутствии поддерживающих
вальцов или колес двигатель и трансмиссия расположены внутри вальца, а рычаги
управления вынесены на рукоятку дышла, при помощи которого вручную производятся
повороты катка. Поддерживающие вальцы или колеса делают управляемыми; с их
помощью и производятся повороты катка.
Двухвальцовые катки (тандем) имеют вальцы одинаковой ширины и бывают
легкого, среднего и тяжелого типов. Наиболее совершенным типом является каток с
двумя ведущими вальцами. В этом случае ведущие вальцы иногда выполняются
несколько большего диаметра, чем ведомый. Один из вальцов при помощи
специального механизма может поворачиваться вокруг вертикальной оси, чем
достигаются повороты катка. В связи с поворотами ширина вальцов не может быть
выбрана излишне большой, так как в противном случае на поверхности покрытия
появятся дефекты, обычно ширина вальцов не более 1300 мм. Катки этого типа удобны
в эксплуатации и поэтому получили большое распространение.
Трехвальцовые двухосные катки выполняются среднего и тяжелого типов. Задние
ведущие вальцы имеют диаметр примерно в 1,5 раза больше, чем передний, и через них
передается 2/3 веса катка. Поэтому удельное линейное давление здесь в два раза больше,
чем перед передним вальцом. Уплотнение материала производится в основном задними
вальцами, а воздействие переднего вальца, который является направляющим, в расчет
363
не принимается. Задняя ось снабжена дифференциалом, что позволяет легко проходить
по кривым малого радиуса без повреждения уплотняемого покрытия. Ширина переднего
вальца делается такой, чтобы при движении катка его след перекрывался задними
вальцами. Каток имеет хорошую поперечную устойчивость, и, кроме того, такое
расположение вальцов способствует удачной компоновке отдельных агрегатов,
благодаря чему доступ к ним облегчается. Крупным недостатком катков этого типа
является большая сложность в организации работы. Здесь при максимальном количестве
проходов весьма трудно обеспечить необходимую и одинаковую плотность слоя по всей
ширине дорожного основания или покрытия; обычно количество проходов здесь
больше, чем при катках типа тандем. Поэтому эти катки постепенно вытесняются
катками типа тандем.
Кроме того, существуют катки с дополнительным вальцом малого диаметра для
повышения ровности поверхности дорожного покрытия. При наезде этого вальца на
неровность последняя заглаживается ввиду передачи через валец значительной части
веса катка. В случае необходимости этот валец может быть поднят и выключен из
работы. По соображениям компоновки он не может быть выбран достаточно большого
диаметра, вследствие чего постановка вальца часто не достигает цели. Поэтому этот тип
катка не нашел распространения.
Трехвальцовые трехосные катки имеют вальцы одинаковой ширины и
выполняются тяжелого и реже среднего типов. Наиболее совершенным является каток
со всеми ведущими вальцами. Здесь качество работы является наиболее высоким, и
поэтому они находят все большее применение.
Многолетний
опыт эксплуатации
катков позволил
выработать техникоэксплуатационные требования к их конструкции:
1) они должны обеспечивать получение необходимой плотности и ровности
поверхности;
2) должны быть приспособлены к перевозке на трейлерах;
3) необходимо иметь возможность регулировать вес катка;
4) оператор должен иметь хороший обзор при движении как вперед, так и назад;
5) обороты двигателя должны регулироваться на всех режимах работы, а сам
двигатель должен быть приспособлен к работе при большой запыленности воздуха и
температуре до + 50°С;
6) необходимо предусмотреть одинаковое количество скоростей движения катка как
вперед, так и назад;
7) необходимо иметь возможность торможения катка с выключенным двигателем
на уклоне i = 0,25;
8) каток должен быть поворотлив; трогание с места, остановка и реверсирование
движения должны быть плавными;
9) усилие на рычагах управления не должно быть более 60 Н. Поверхность вальцов
катков, предназначенных для уплотнения асфальтобетона, должна быть высокого
качества и во избежание налипания на них асфальтобетонной массы смазываться
смесью мазута с керосином или нефтью. Конусность вальцов и разность их диаметров
допускается не более 3 мм.
Общая конструктивная схема катка и примерная компоновка его агрегатов
приведены на рис. 224. Передний направляющий валец 1 обычно делают сдвоенным,
364
что облегчает его поворот в горизонтальной плоскости. На задние вальцы катка 6
обычно приходится несколько большая нагрузка чем на передний валец, поэтому они
имеют больший диаметр. Для очистки вальцов от налипшего материала служат скребки
2 и 5. Вальцы могут быть литыми из стали или чугуна или сварными. По своей
конструкции они могут быть цельными или разборными. Для повышения веса катка к
дискам разборных вальцов обычно прибалчивают литые чугунные секторы. Передний
валец обычно имеет возможность наклоняться в вертикальной плоскости на угол до
30—35°, что достигается введением в конструкцию крепления вальца к раме катка 12
охватывающей вилки, которую шарнирно (при помощи пальца) соединяют со шкворнем
3. Это позволяет наезжать одной стороной вальца на неровности покрытия. В качестве
двигателя 4 обычно служит дизель, ось которого перпендикулярна или параллельна оси
катка. Поперечное расположение двигателя характерно для двухосных двухвальцовых
катков.
Трансмиссии катков выполняются механическими или гидромеханическими.
Последние могут быть гидростатическими и с турботрансфор-
Рис.224. Трёхвальцовый двухосный каток
маторами. Наличие турботрансформатора обеспечивает плавное реверсирование
движения, что способствует получению ровной поверхности и постоянству режима
работы двигателя. Кроме того, здесь облегчается управление и сокращается число
ступеней в коробке передач 8.
Двигатель обычно снабжают муфтой сцепления 11, что облегчает его запуск, особенно
при холодной погоде. Все катки имеют коробку передач 8, реверсивный механизм 9 и
бортовые передачи 7. На катках, где двигатель имеет муфту сцепления, реверсивный
механизм может устанавливаться как до коробки передач, так и после нее. При
отсутствии муфты сцепления реверсивный механизм устанавливается перед коробкой.
Вообще реверсивный механизм предпочтительнее размещать после коробки передач,
так как в этом случае трансмиссия лучше защищена от перегрузок.
Реверсивный механизм обычно снабжается двумя фрикционными дисковыми
муфтами и состоит из конических или цилиндрических шестерен. Управление
365
Рис.225. Силы, действующие на ведомый и
ведущий вальцы катка
производят одним рычагом, причем имеются три положения: нейтральное и включение
правой или левой муфты.
Бортовая передача предназначена для передачи крутящего момента на ведущие вальцы
катка.
Наибольшее распространение
получили
передачи с цилиндрическими
шестернями. Крутящий момент от двигателя к коробке передач передается муфтой 10.
Рулевое управление служит для поворотов катка. Для осуществления поворота
приводится во вращение шкворень. В результате связанный с этим шкворнем валец
поворачивается в горизонтальной плоскости. Привод рулевого управления может быть
ручным, механизированным и гидравлическим. При ручном и механизированном
управлениях передача вращательного движения шкворню от штурвала или привода осуществляется через червячную пару. Иногда в кинематическую цепь дополнительно
включается еще коническая пара. При гидравлическом приводе шкворень через
насаженный на него рычаг соединяется со штоком гидравлического цилиндра. Выбор
привода рулевого механизма зависит от сил, развивающихся при повороте переднего
вальца. Если эти силы настолько велики, что несмотря на постановку механизма с
большим передаточным отношением необходимое усилие на штурвале все же
превышает допустимый предел (50—80 Н),то рулевое управление требуется механизировать.
Силы, действующие на ведомый и
ведущий вальцы катка, показаны на
рис. 225. Воздействие на уплотняемый
материал ведомого и ведущего вальцов
различно.
На поверхность материала со
стороны ведомого вальца действуют
силы тяжести вальца и вертикальная
нагрузка G1;a также передаваемое
рамой толкающее усилие Т1. Эти силы
вызывают реакцию грунта, которая
может
быть
разложена
на
вертикальную и горизонтальную F1
составляющие. Очевидно, что G1 = R1 и
Т1 = F1. Реактивная сила F1 действует на валец со стороны материала. Следовательно, со
стороны вальца будет действовать какая-то равная ей и направленная в
'
противоположную сторону сила F1 , которая будет сдвигать материал, т. е.
способствовать волнообразованию. Поэтому ведомый валец не может обеспечить
хорошую ровность поверхности.
На ведущий валец действует вертикальная нагрузка и сила тяжести вальца G2,
крутящий момент М, а также реакция со стороны рамы катка Г2. Здесь, как и в
предыдущих случаях, реакция грунта может быть разложена на вертикальную R2 и
горизонтальную F2 составляющие. Причем G2 = R 2 и
Т2 = F2.
Уплотнение материала происходит под воздействием вертикальных сил G1 и G2.
Ведущий валец отличается от ведомого тем, что здесь горизонтальная составляющая
'
силы, действующей со стороны вальца на уплотняемый материал ( F2 ), направлена в
сторону, обратную движению катка, т. е. воздействует на уже хорошо
сопротивляющийся сдвигу уплотненный материал. Поэтому волнообразование перед
366
ведущим вальцом практически отсутствует. Таким образом, высокая ровность
поверхности будет соответствовать ведущему вальцу катка, а не ведомому. Ввиду этого
в настоящее время стремятся к исключению из конструкции катков ведомых вальцов.
Практика применения катков без ведомых вальцов показывает, что им соответствует
высокая ровность поверхности, в несколько раз превышающая ту, которая имеет место
при укатке катками с ведомыми вальцами.
На ровность поверхности оказывает также влияние число вальцов катка, расстояние между ними, их диаметр, а также распределение силы тяжести между вальцами.
Самая высокая ровность поверхности соответствует трехвальцовым каткам типа
тандем, т. е. каткам с последовательным расположением вальцов, особенно если все они
являются ведущими. Такие катки обычно называют катками безволновой укатки. Если в
конструкции имеются ведомые вальцы, то для повышения ровности покрытия нагрузка
на них должна быть меньше, чем на ведущие вальцы. Ровность повышается при росте
базы катка, т. е. при увеличении расстояния
между осями вальцов, однако при чрезмерно
большой базе ввиду повышения радиуса
поворота ухудшается маневренность катка.
На рис. 226 показано процентное
перераспределение силы тяжести между
вальцами трехвальцового катка при наезде на
неровности. Как видно из приведенной
схемы, при наезде на неровность нагрузка на
валец повышается, что особенно относится к
среднему вальцу. Повышение давления
способствует устранению этой неровности.
Выше, при рассмотрении процессов
укатки грунта, было показано, что вальцы
должны выбираться возможно большего
диаметра. Это правило относится также и к
укатке дорожных покрытий. Чем больше
диаметр вальцов, тем большей может быть
выбрана
толщина
уплотняемого слоя
материала и тем меньше глубина колеи, что
уменьшает сопротивление движению, а
следовательно, и волнообразование. Это
правило должно особенно распространяться
на катки, предназначенные для уплотнения щебеночных и гравийных материалов, где
толщина уплотняемого слоя значительна. Верхний предел диаметра вальца ограничен
конструктивными соображениями. Обычно диаметры вальцов выбирают в зависимости
от массы катка и принятой при его конструировании схемы расположения вальцов в
плане. Для двухосных и трехосных катков типа тандем (рис. 223,
г, ж, з) при их общей массе 5—10 т диаметры вальцов выбирают в пределах 1000—
1300 мм, а при массе 10—18 т диаметры вальцовРис.226.
обычно
равны
1300—1600 между
мм. В
Схема
распределения
случае двухосных трехвальцовых катков (рис. 223,
д) диаметры
задних
вальцов
вальцами
силы тяжести
катка
при
соответственно выбирают в пределах 1100— 1500 и 1500—1800
наездемм.
на препятствие
367
Во избежание волнообразования первые проходы по еще рыхлому материалу
должны производиться на малой скорости (2,0—2,5 км/ч), а последующие (для
повышения производительности) —
Таблица 34. Коэффициенты сопротивления на более высокой скорости (4—12
км/ч). Такой скоростной режим
перемещению катка f
особенно должен выдерживаться
Уплотняемый материал
f
при уплотнении асфальтобетона.
Рыхлый щебень ....
0,15—0,20
При
перемене
направления
движения образуется неровность.
Плотный щебень ....
0,06—0,08
Поэтому к устройству реверсов
Асфальтобетон (первый проход)
0,12—0,15
катков,
предназначенных
для
Асфальтобетон (последние проходы) 0,05—0,06
уплотнения
асфальтобетона,
предъявляются
повышенные
требования. Реверсивные механизмы
должны обеспечивать быстрое, но
плавное изменение направления движения катка. Для улучшения ровности поверхности
повышают скорости укатки до 8—12 км/ч. Это позволяет удлинить одновременно
обрабатываемые участки и тем самым снизить число реверсирований.
Обычно коробкой передач предусматриваются три скорости движения катков.
При этом по рекомендации В. Н. Анисимова для более полного использования мощности двигателя скорость движения на первой передаче должна составлять 25—35% от
скорости на последней передаче.
Катки, кроме предназначен-ныхтолькодля уплотнения асфальтобетона, должны
быть рассчитаны на укатку того материала, который требует затраты наибольшего
тягового усилия.
Таким материалом является рыхлый щебень. При этом общее
сопротивление движению
W  W1  W2  W3 ,
(VII. 105)
где W1 — сопротивление передвижению катка как тележки с учетом преодоления
уклонов, рассчитываемое по формуле (VII.31), коэффициенты сопротивления
перемещению / могут быть выбраны по табл. 34, а уклон принимается в пределах i =
0,05—0,08; W2 — сопротивление от преодоления сил инерции при трогании с места,
рассчитываемое по формуле (1.74), для учета инерционных сопротивлений
вращающихся масс полученное значение следует повысить на 10—15%; W3—
дополнительное сопротивление, развивающееся при движении катка на криволинейных
участках:
W3  к1G1
Здесь G1 — сила тяжести катка, приходящаяся на направляющие вальцы;
— коэффициент сопротивления, в случае рыхлого щебня к1= 0,3, для плотной
поверхности к1 = 0,2.
В некоторых случаях на катке устанавливается кирковщик, который служит для
рыхления старого щебеночного или гравийного основания или покрытия. Здесь
возникает добавочное сопротивление
W4  nFк 0
(VII. 106)
где п — число кирок; F — лобовая площадь одной кирки; к0 — удельное сопротивление
киркованию, к0 = (1,5÷2,5) 105 Па. Необходимая сила тяги катка должна быть
Т W
(VII. 107)
368
Необходимо проверить возможность ее реализации по условиям сцепления:
Т  Gсц сц
где Gсц — сцепной вес катка, т. е. сила тяжести, приходящаяся на ведущие вальцы; срсц
— коэффициент сцепления,  сц = 0,5 ÷0,6.
Анализ большого числа моделей существующих конструкций катков, выпускаемых в
разных странах, позволил установить, что между массой катков и мощностью
установленных на них двигателей имеет место линейная зависимость. При этом
мощности двигателей катков, выпускаемых в США, превышают мощности двигателей
европейских катков в 1,7—2,0 раза. Это объясняется применением в США для
устройства асфальтобетонных дорожных покрытий смесей с высоким содержанием
щебня, которые, обладая большим сопротивлением сдвигу, допускают значительно
более высокие скорости движения катков. При изменении общей массы европейских
катков от 5 до 20 т установленная мощность двигателя линейно возрастает в среднем от
12 до 45—50 кВт.
При уплотнении слоя любого материала коэффициент сопротивления движению
катка от прохода к проходу непрерывно снижается, а затем стабилизируется.
Стабилизация коэффициента указывает на то, что деформация слоя материала стала
постоянной, т. е. практически обратимой. Следовательно, стабилизация указывает на
бесполезность дальнейшего процесса укатки. На этом принципе основаны приборы для
определения момента окончания укатки. Большим недостатком этих приборов является
их малая чувствительность. Ленинградскими Политехническим и Электротехническим
институтами разработан прибор, где критерием для определения моментов начала и
окончания укатки горячих смесей является их температура. Прибор, установленный в
кабине катка, основан на непрерывном дистанционном измерении температуры по
инфракрасному излучению смеси и обладает высокой точностью. Зная рациональный
температурный интервал укатки, определяемый по рис. 222, и имея сведения о текущем
значении температуры, можно уверенно осуществлять контроль процесса укатки. Надо
отметить, что этими приборами устанавливается момент, когда дальнейшая укатка
неэффективна и ввиду появления на поверхности покрытия мелких трещин может быть
даже вредной. Факт достижения требуемой плотности материала может быть
установлен лишь непосредственным ее измерением. Если плотность окажется недостаточной, то окончательное уплотнение материала следует произвести уже более
тяжелым катком.
Производительность самоходных катков может быть найдена по формуле (в м2/ч)
П
1000( B  a)vcp
n
,
(VII. 108)
где В — ширина укатываемой полосы, м; а — величина перекрытия следа предыдущего
прохода, а = 0,20 ÷0,25 м; vcp — средняя скорость движения катка, км/ч; п —
необходимое число проходов катка; при уплотнении асфальтобетона п = 25 ÷30, при
уплотнении щебеночных оснований и покрытий п = 40 ÷60.
Средняя скорость должна определяться с учетом реверсирования, на которое
затрачивается 1—2 с.
При повороте направляющего вальца в месте контакта его с поверхностью
развиваются силы трения, которые преодолеваются механизмом рулевого управления
369
(рис. 227). Если P1— часть силы тяжести катка, приходящаяся на передний валец, GB —
сила тяжести самого вальца, то общая реакция поверхности
R1= P1 +GB.
При разрезном вальце момент сил трения, препятствующий повороту вальца,
равен
M TP  F
B G1 B

f ,
2
4
(VII.109)
где G1 = R1 — общая нагрузка со стороны вальца на поверхность; F — сила трения,
развивающаяся на поверхности контакта вальца с поверхностью;
fкоэффициент трения скольжения, f = 0,5 ÷0,6.
Момент на шкворне, развиваемый поворотным механизмом, будет равен моменту
сил трения, т. е.
M пов  M TP
При разрезном вальце, т. е. когда он собран на оси из
двух независимо друг от друга вращающихся частей,
при повороте будет преобладать не трение
скольжения, а трение качения. Поэтому этот момент
будет примерно в два раза меньше.
Момент на штурвале ручного управления
M шт  M TP /(i )
(VII.110)
где i — передаточное отношение механизма ручного
управления;  — к. п. д. этого механизма.
Усилие на штурвале
Pшт  M шт / r ,
(VII. 111)
где r — радиус штурвала.
Вал рулевого управления рассчитывают на
Рис.227. Схема для
кручение,
а
передаточные
механизмы
—
определения момента сил,
общепринятыми методами.
необходимого для поворота
направляющего вальца
Расчет на прочность деталей подвески
направляющего вальца производится в предположении
наезда краем этого вальца на препятствие. При этом передаваемое на валец толкающее
усилие определяется в предположении полной отдачи мощности двигателя при
движении катка на первой передаче. Тогда это усилие окажется равным (в кН)
T  N / v ,
(VII.
112)
где N — мощность двигателя, кВт; v — скорость движения катка на первой передаче,
м/с; т)  — к. п. д. трансмиссии катка.
Согласно схеме на рис. 228 реакция препятствия на направляющий валец
R = кдT,
где кд — коэффициент динамичности, кд  1,5.
Шкворень подвергается совместному действию кручения и изгиба. Опасным
сечением будет место его заделки в раму. Здесь изгибающий и крутящий моменты
соответственно равны:
M из  R(hшк  hпр );
M кр  RС
370
где С — расстояние от края препятствия до оси катка (рис. 228); размеры hmin и hnp
приведены на рис. 228.
Суммарный момент, действующий в опасном сечении шкворня, найдется по
формуле
M  M из2  M кр2 ;
Шкворень должен быть проверен также на срез от силы
Т.
Вилка
направляющего шкворня подвергается изгибу. Опасным
сечением здесь будет сечение I—I (рис. 228).
Рис.228. Схема сил, действующих
на валец при наезде на
препятствия
Рис.229. Самоходный каток на
пневматических шинах
Изгибающий момент в этом сечении
M из  R(hв  hпр );
где размер hB см. на рис. 228.
Муфты, детали коробки передач, реверса и бортовых передач рассчитываются
обычными методами. К этим узлам и деталям предъявляются те же требования, что и к
деталям автомобилей и тракторов.
Самоходные катки на пневматических шинах (рис. 229) более производительны,
так как обладают более высокими скоростями движения, и для окончательного
уплотнения битумоминеральных смесей требуют меньшего числа проходов, чем катки с
гладкими вальцами. Однако получаемая ровность поверхности как в продольном, так и в
поперечном направлениях значительно хуже, поэтому при уплотнении дорожных
покрытий эти катки применяются всегда совместно с катками, имеющими гладкие
вальцы.
Рабочими органами катков на пневматических шинах являются колеса,
оборудованные шинами с гладким протектором. Самоходные катки обычно устраивают
371
двухосными. Каждая ось несет на себе от четырех до семи колес. Зазоры между
колесами должны быть минимальными и не превышать 0,5В, где В — ширина профиля
колеса. Общая масса таких катков обычно находится в пределах от 15 до 35 т. Масса
может меняться в зависимости от балласта катка.
Для уплотнения дорожных покрытий, устраиваемых из битумоминеральных
смесей, обычно применяют катки с массой до 18—20 т. Более тяжелые модели находят
применение при уплотнении конструктивных слоев дорожных одежд, устраиваемых из
укрепленных цементами грунтов и гравийных материалов.
Cкорости движения катков обычно изменяются в пределах от 3 до 25 км/ч.
Расположение колес на осях принимается таким, чтобы при одном проходе катка без
пропусков перекрыть всю укатываемую полосу. Для этого продольные оси колес
передней и задней осей в плане несколько сдвинуты относительно друг друга; поэтому
колеса второй оси движутся по полосам, которые оказываются в промежутках между
колесами первой оси.
Современные катки позволяют на ходу изменять давление в шинах. Для этого они
оборудованы системой централизованной подкачки шин, управление которой
производится из кабины оператора. Давление в шинах меняется от 0,25—0,35 до 0,55—
0,60 МПа. Возможность изменения
колес. Если колеса закреплены на осях так, что их смещения друг относительно друга
оказываются невозможными, то при наезде одного колеса даже на незначительное
препятствие оно будет перегружено. В этих случаях шины обычно не выдерживают
перегрузки и выходят из строя. Поэтому подвеска отдельных колес должна быть
независимой. Это
требование
осуществляется
различными
способами.
Заслуживает
внимания применение
гидравлической
системы
подвески
(рис.
230),
которая
обеспечивает
постоянный
контакт
всех
колес катка с
поверхностью.
372
Рис.230. Независимая подвеска колёс самоходного катка на
пневматических шинах
Невозможность перераспределения силы тяжести между его осями и колесами изза опасности перегрузки последних и является одним из факторов получения менее
ровной поверхности дорожного покрытия, чем при уплотнении его катками с гладкими
вальцами. Вторым фактором, ухудшающим ровность поверхности, являются колебания
катка, которые возбуждаются работой двигателя и при наезде на различного рода даже
малые препятствия. В этом случае шины служат как упругим, так и демпфирующим
элементом, так как никаких других амортизаторов на катке не имеется. Частоты
собственных колебаний таковы, что при некоторых оборотах двигателя может иметь
место явление резонанса. Поэтому установленные на катках шины должны обладать
высокой демпфирующей способностью, которая, в частности, зависит от их
динамической жесткости и жесткости слоя уплотняемого материала. Демпфирующая
способность системы может изменяться регулированием давления воздуха в шинах.
Поэтому особенно важно иметь на катках надежную систему такого регулирования.
Ввиду высокого давления в шинах делает каток универсальным в смысле
использования его на уплотнении различных материалов и, главное, позволяет в
процессе уплотнения постепенно повышать удельное давление на поверхности, тем
самым создавая условия для получения плотного, прочного и ровного дорожного покрытия.
Передняя ось катка обычно устраивается управляемой, а задняя несет на себе
ведущие колеса. Часто ведущими являются не все колеса задней оси, а всего лишь два.
Большое значение имеет подвеска
Вввиду высокого расположения центра тяжести слабым местом катков является
их поперечная устойчивость, которая у некоторых моделей недостаточна. Поперечная
устойчивость зависит от ширины колеи, измеряемой по установленным на осях крайним
колесам. Поэтому устойчивость улучшается с увеличением числа колес. Вместе с тем
увеличение числа колес повышает необходимую массу катка, так как для достижения
требуемых плотности и глубины уплотнения нагрузка на колеса не должна быть меньше
какой-то определенной величины. При уплотнении дорожных покрытий, устраиваемых
из битумоминеральных смесей, толщины уплотняемых слоев невелики. Поэтому
возможно применение сравнительно небольших колес. Это позволяет устраивать катки с
числом колес на ведущей оси, равным четырем, пяти и даже шести. Число колес на
ведомой оси в этих случаях выбирают соответственно равным трем, четырем и пяти.
Такая схема расстановки колес обеспечивает удовлетворительную поперечную
устойчивость катков.
§ 49. ВИБРАЦИОННЫЕ МАШИНЫ ДЛЯ УПЛОТНЕНИЯ
ДОРОЖНЫХ ПОКРЫТИЙ
Для уплотнения дорожных покрытий в последнее время широкое применение
находят вибрационные машины. К ним относятся виброкатки, поверхностные вибромашины,
бетоноотделочные машины и глубинные вибраторы. Эти машины применяются при
уплотнении цементнобетонных и асфальтобетонных покрытий, щебеночных и гравийных
оснований дорог, а также слоев грунта, укрепленного цементом или битумом.
Вибромашины могут быть самоходными, прицепными навесными и переставляемыми.
Прицепные и самоходные вибрационные катки применяются при уплотнении как
асфальтобетонных покрытий, так и различного рода оснований дорог. Поверхностные
вибромашины служат для уплотнения грунтов, щебеночных и гравийных оснований и
покрытий дорог. Для уплотнения цементнобетонных покрытий применяются специальные
373
бетоноотделочные машины (финишеры). При толщине покрытий свыше 25 см для уплотнения
бетонной смеси используются глубинные вибраторы.
Привод вибрационной машины осуществляется как от двигателей внутреннего сгорания,
так и от электродвигателей. В настоящее время находит применение также комбинированный
привод: дизель-электрический, дизель-гидравлический и электропневматический.
Для придания рабочему органу машины колебательных движений устанавливается
специальный возбудитель колебаний — вибратор. Колебания от вибратора через рабочую
плиту, валец или корпус вибратора передаются уплотняемой среде.
По принципу действия различают центробежные, инерционные и вибраторы ударного
действия. В центробежных вибраторах возбуждающая сила создается за счет вращения
неуравновешенных масс. Возбуждающая сила инерционных вибраторов развивается в
результате возвратно-поступательного движения масс. В вибраторах ударного типа
возбуждающая сила возникает при соударении подвижных масс.
Все механические вибраторы можно разделить на регулируемые и нерегулируемые,
одночастотные и поличастотные, направленного и ненаправленного действия.
Основные принципиальные схемы дебалансов вибраторов показаны на рис.231. Сечение
неуравновешенных частей — дебалансов — чаще всего имеет форму кольцевого сектора, круга
или прямоугольника. Оптимальная форма и размеры дебалансов выбираются из условия минимума веса дебаланса и его момента инерции при заданной величине возбуждающей силы.
В гл. IV было показано, что возбуждающая сила виброэлемента в каждый момент
времени равна проекции на вертикальную ось той центробежной силы, которая
развивается при вращении дебаланса, а амплитудное значение возбуждающей силы Р
равно центробежной силе, т. е.
P  mz 2
(VII. 113)
где т — масса дебаланса, кг;  — угловая скорость вращения, с-1; z — эксцентриситет,
т. е. радиус вращения центра тяжести массы дебаланса, м.
Для удобства расчетов из уравнения (VII.113) обычно выделяют величину
Mc = mz,
(VII. 114)
которую условно называют статическим моментом дебаланса.
Статический момент секторного дебаланса (рис. 231, а) равен
Рис.231. Основные принципы схемы дебаланса вибровозбудителей: а – секторный дебаланс, б
– дебаланс в виде эксцентричного диска, в – виброэлемент с раздвижными дебалансами, г и д
– регулируемые стержневые виброэлементы, е – схема двухвального вибратора
направленного действия, ж – схема одновального вибратора направленного
374
Mc 
2
a
b( R32  R13 ) sin ,
3
2
(VII. 115)
где b—толщина дебаланса, м; R2 — наружный радиус дебаланса, R1 — внутренний
радиус дебаланса, м; а — центральный угол сектора;  — плотность материала
дебаланса, кг/см3.
Для дебаланса, выполненного в виде эксцентрично установленного диска (рис.
231, б), статический момент равен
D 2
Mc 
bz ,
(VII.116)
4
где D — диаметр диска, м; z — эксцентриситет ц. т. диска, м.
Статический момент вибратора, выполненного в виде уравновешенного диска с
дебалансными массами, установленными с постоянным шагом а (рис. 231, г ид), равен
геометрической сумме статических моментов отдельных дебалансных масс.
В вибраторах направленного действия вектор центробежной силы Q вращается с
угловой скоростью со, тогда проекции этого вектора на оси координат х и у составляют
Px  Q sin t ; Py  Q cos t
(VII. 117)
В регулируемых вибраторах величина центробежной силы при постоянной
частоте вращения вала вибратора может регулироваться изменением эксцентриситета
или массы дебаланса. Для раздвижных дебалансов (рис. 231, в) суммарная
возмущающая сила равна
P  2Q cos

2
(VII. 118)
где  — угол между осями дебалансов.
Различают регулируемые вибраторы с плавным и ступенчатым изменением
центробежной силы. Наиболее совершенными являются регулируемые вибраторы с
плавным изменением, осуществляемым на ходу машины.
В вибраторах направленного действия возбуждающая сила имеет определенное направление и
изменяет только свою величину. Направление
колебания можно получить установкой двух дебалансных валов, вращающихся в противоположные
стороны с равными угловыми скоростями. При этом
горизонтальные составляющие центробежных сил
взаимно уравновешиваются (рис. 231, е). Вертикальные
составляющие создают суммарную возмущающую
силу, изменяющуюся по закону
P  2Q sin t .
(VII. 119)
Направленные колебания можно осуществить и
при одновальном вибраторе, установив его на
специальной маятниковой подвеске (рис. 232). На
вибромашину в этом случае передается только
составляющая центробежной силы Р, действующая по
оси подвески у. По оси х центробежная сила
уравновешивается силами инерции маятниковой
подвески и на вибромашину не передается. Для
полного уравновешивания горизонтальных сил длина
Рис.232. Схема
вибровозбудителя с 375
маятниковой подвеской
подвески I, равная расстоянию между осью подвеса О и осью вибратора O1 выбирается
из условия
l
J
ma
где J — момент инерции вибратора с подвеской относительно оси подвеса О, кг·м2; т —
суммарная масса вибратора с подвеской, кг; а — координата ц. т. вибратора с
подвеской, м.
Одновальный вибратор направленного действия показан на рис. 231, ж. Здесь два
дебаланса вращаются в противоположные стороны с одинаковой угловой скоростью  .
Суммарная возмущающая сила Р равна геометрической сумме вертикальных
составляющих центробежных сил Q. По сравнению с двухвальными такие вибраторы
более компактны и имеют меньшие габариты, однако они более сложны по
конструкции.
В дебалансных вибраторах центробежная сила дебалансов полностью передается
на подшипники вала вибратора. С целью разгрузки подшипников предложена
конструкция бегункового вибратора (рис. 233, а). Здесь дебаланс 1, выполненный в виде
цилиндрического ролика радиусом
r, катится по внутренней поверхности беговой дорожки 2. Движение к ролику от водила
3 передается через специальный поводок 4. Центробежная сила Р1 возникающая при
вращении водила, передается непосредственно на корпус виброэлемента. Подшипники
ролика нагружены только тем усилием, которое необходимо для преодоления
сопротивления перекатыванию его по беговой дорожке.
В случае применения дебалансных роликов (рис. 233, б) возникают две
центробежные силы различной частоты. Одна возбуждающая сила развивается
вследствие вращения ц. т. ролика относительно оси О, а вторая — ввиду вращения
ролика относительно своей оси O1 Движение ролика в этом случае можно представить
состоящим из поступательного вместе с центром ролика и вращательного относительно
этого центра.
При поступательном движении центробежная сила изменяется с частотой
вращения водила ω0 (рис. 233, б). Ее амплитудное значение определяется из выражения
376
P1  P1'  P1"  ( M  m) R02
(VII.120)
где P — составляющая центробежной силы ,от массы М, сосредоточенной в точке О1 Н;
P1" — составляющая центробежной силы от массы т, приложенной в ц. т. дебаланса (в
точке А), Н; М — масса уравновешенной части ролика, кг; т — масса дебаланса ролика,
кг; R — радиус вращения центра ролика, м.
Вторая сила, изменяющаяся с частотой сор, возникает вследствие вращения
неуравновешенного ролика вокруг своей оси:
'
1
P2  me p2 ,
где е — эксцентриситет дебалансной части ролика, м;  р
скорость вращения ролика, с-1:
p 
R
0 .
r
(VII. 121)
— абсолютная угловая
(VII. 122)
При установке нескольких дебалансных роликов различного диаметра
результативная возмущающая сила равна геометрической сумме составляющих
возмущающих сил. Большое значение при этом имеют начальные углы установки
дебалансных роликов.
В существующих конструкциях поличастотных бегунковых (поводковых)
вибраторов дебалансные ролики свободно перекатываются по беговой
дорожке только за счет сил трения. Уменьшение сил трения при вибрации, чему
способствует наличие масла в корпусе вибратора, силы инерции при спуске, а также
противодействующий момент дебалансной части создают условия для проскальзывания
ролика относительно беговой дорожки. Это вызывает уменьшение частоты вращения
ролика и в некоторых случаях его остановку. Наличие скольжения изменяет характер
результативной возмущающей силы, делает ее переменной и не позволяет иметь
стабильный режим вибрации. Параметры бегунковых поличастотных вибраторов
необходимо выбирать с учетом отсутствия отрыва и скольжения ролика. При заданных
параметрах необходимо создавать
377
Рис.234. Конструкция вибратора с
выдвижным дебалансом:
1- выдвижной дебаланс, 2 – обойма,
3 – стержень, 4 – пружины, 5 –
втулка, 6 – регулировочное кольцо
Рис.235. Принципиальные схемы
вибраторов планетарного типа
условия, при которых коэффициент трения ролика по беговой дорожке корпуса
вибратора будет больше минимального.
В ряде вибромашин широко распространено применение выдвижных дебалансов.
Последние рекомендуются для вибромашин, подвергающихся частому включению,
особенно тех, где приводом служит двигатель внутреннего сгорания. При этом
выдвижные дебалансы значительно уменьшают пусковой момент двигателя.
Принципиальная схема их устройства приведена на рис. 234.
Для возбуждения колебаний вибромашин применяются также планетарные
бесподшипниковые одночастотные и поличастотные вибраторы. Принципиальные
схемы их изображены на рис. 235. Различают вибраторы с наружной и внутренней
обкаткой. В виброэлементе с наружной обкаткой (рис. 235, а) дебаланс, приводимый во
вращение двигателем, обкатывается своей наружной поверхностью внутри втулки,
закрепленной в корпусе вибратора. В вибраторах с внутренней обкаткой (рис. 235, б)
пустотелый ролик обкатывается своей внутренней поверхностью вокруг стержня,
укрепленного в корпусе виброэлемента.
Наличие дебалансного ролика позволяет получить поличастотный режим
вибрации. Низкая частота равна частоте вращения вала привода,
высокая — частоте обкатываний бегунка. При заданной частоте вращения приводной
штанги 0 частота обкатываний бегунка с внешней обкаткой
1 
dp
DВ  d p
0 .
(VII.123)
а при обкатке ролика вокруг центрального стержня (рис. 235, б)
378
2 
Dp
Dp  dc
0 ,
(VII.124)
где dp — наружный диаметр ролика; DB — внутренний диаметр втулки; Dp — диаметр
внутренней поверхности ролика; dc — наружный диаметр стержня.
При малой разнице диаметров обкатывающихся поверхностей высокая частота
стремится к бесконечности. Сейчас уже достигнуты частоты до 300—350 Гц.
В некоторых вибрационных машинах находят применение виброударные
механизмы. Во время работы вибромашины подвижная часть сообщает плите
вибрационные колебания (через опорные пружины) и ударные импульсы (через шабот).
Таким образом, виброударный механизм оказывает одновременно как ударное, так и
вибрационное воздействия. Устойчивый режим работы имеет место в тех случаях, когда
отношение частоты вращения виброэлемента к числу ударов представляет собой целое
число. Устойчивость работы ударного механизма зависит от соотношения масс
подвижной части и плиты, жесткости опорных пружин и начального зазора.
Ударный режим работы оказывает более интенсивное воздействие на
уплотняемую среду и значительно повышает эффективность уплотнения дорожностроительных материалов по сравнению с обычным вибрационным режимом.
Виброударные механизмы применяются в машинах для изготовления железобетонных
изделий, в вибромолотах для погружения свай и шпунта, а также в ручном инструменте.
Кроме механических нашли распространение гидравлические, пневматические,
электромагнитные и электродинамические вибраторы.
Все уплотняемые материалы представляют собой упруго-вязко-пластические системы,
свойства которых в настоящее время недостаточно изучены. Нет также и обоснованной
теории деформирования таких сред. Поэтому при выборе мощности двигателя,
определении амплитуд колебаний и т. д. лучше всего руководствоваться опытными
данными. Вместе с тем в настоящее время разработаны методы расчета, основанные на
предположении, что уплотняемый материал обладает только упругим или только вязким
сопротивлением, а иногда учитываются как упругие, так и вязкие свойства. Однако во
всех случаях исходные зависимости упрощаются, так как в противном случае задача
становится неразрешимой. Результатами решения таких задач можно пользоваться
главным образом для относительного сопоставления различных вариантов при
проектировании вибрационных машин.
Предполагая колебания гармоническими, а уплотняемую среду — абсолютно
упругой и имеющей вязкое сопротивление, находят ту мощность двигателя, которая
необходима для работы вибратора. Эта мощность расходуется на сообщение
колебательного движения уплотняемой среде, а также на преодоление трения в
подшипниках виброэлементов.
Мощность, необходимая для сообщения уплотняемому материалу колебательных
движений при наличии вязкого сопротивления и направленных
колебаний вибратора, в общем виде может быть определена по следующей формуле:
a 2 2  Pa
N1 

sin 
(VII.125)
2
2
379
где а — амплитуда колебаний вибромашины, м;  — круговая частота колебаний, с-1;
 — коэффициент вязкого сопротивления уплотняемой среды, Н • с/и; Р —
амплитудное значение возбуждающей силы вибратора, Н;  — угол сдвига фаз,
который может быть определен из выражения
tg 

c  m 2
(VII.126)
где с — условная жесткость уплотняемого материала, Н/м; т — масса вибромашины, кг.
Коэффициент вязкого сопротивления зависит от площади рабочей плиты
вибромашины. Удельное сопротивление  0, т. е. сопротивление плиты, площадь
которой равна 1 м2, по данным М. П. Зубанова равно: для асфальтобетонной смеси  0 =
800 Н>с/м3; для жесткой цементно-бетонной смеси  0 = 400 ÷600 Н · с/м3.
Если площадь плиты равна F, то коэффициент вязкого сопротивления
 =  0 F.
(VII.127)
Для вибромашин с ненаправленными колебаниями, например для глубинного
вибратора, необходимо суммировать мощность, расходуемую на колебания во взаимно
перпендикулярных плоскостях.
Мощность, расходуемая на преодоление сил трения в опорах,
N2  f Pr  ,
(VII. 128)
где r — радиус вала подшипника, м;  — угловая скорость вала вибратора, с-1; / —
условный (приведенный к валу) коэффициент трения подшипников. При расчетах
можно принять для всех типов подшипников качения f= 0,005 ÷ 0,010.
Общая мощность привода виброэлемента
N  ( N1  N 2 ) / 
где  — к. п. д. трансмиссии привода.
Общий расчет деталей и узлов вибромашины на прочность производится с учетом
динамических нагрузок. При расчетах необходимо учесть, что в случае резонанса
отдельных деталей, т. е. при совпадении их соб-енных частот колебаний с
вынужденными, в них возникают большие олнительные напряжения. Поэтому при
проектировании следует опре-ять собственные частоты колебаний основных деталей
машины. При этом в первом приближении все детали и узлы вибромашины можно
представить в виде балок, пластин или мембран с определенным характером
распределения масс.
Так, собственная частота поперечных колебаний ненагруженной Ьалки на двух
жестких опорах определяется по формуле
a2
П  2
l
EJ
m0
(VII. 129)
где Е — модуль упругости материала балки, Па; J — момент инерции сечения
относительно оси, перпендикулярной к плоскости изгиба, м4; l- длина балки, м; т0 —
масса единицы длины балки, кг/м.
Коэффициент а зависит от характера опор балки и от распределения
сосредоточенных масс. Для балки с равномерно распределяемой массой
на двух шарнирных опорах a   ; при одном жестко заделанном, а другом свободном
конце а = 1,9; при обеих жестко заделанных опорах а = 4,7 и т. д.
Частота собственных колебаний прямоугольной пластины определяется по
формуле
380
П 
a
a2
c
m0
(VII. 130)
Здесь а — длина пластины, м; т — масса единицы площади, кг/м2; с — жесткость
пластины при изгибе, Н·м,
E 2
(VII. 131)
c
12(1   2 )
где  — толщина пластины, м; Е — модуль деформации материала пластине, Па;  —
коэффициент Пуассона,  =0,3.
Коэффициент а в этом случае зависит от характера закрепления краев пластины.
Для пластины, опирающейся по всему контуру,
a  9,87(1  a 2 / b 2 ) ;
(VII.132)
для пластины, защемленной по всему контуру,
a2 a4
a  22,37 1  0,6 2  4 ,
b
b
(VII.133)
где b — ширина пластины, м.
Для надежной безопасной работы узла или детали должно выполняться условие
1,3  П  0,7
(VII. 134)
При уплотнении гравийных, щебеночных и асфальтобетонных покрытий широкое
применение нашли самоходные вибрационные катки. Виброкатки имеют меньшую
металлоемкость и энергоемкость, большую маневренность и транспортабельность по
сравнению с невибрационными катками и в то же время обеспечивают требуемую
степень уплотнения и необходимую ровность покрытия.
Асфальтобетон, уплотненный виброкатками, при правильном подборе параметров
катка и режимов вибрации имеет большую плотность и механическую прочность, а
следовательно, меньшую водонасыщаемость, чем при уплотнении обычными катками.
Важным является и то, что при виброуплотнении не происходит дробления скелетного
материала, что позволяет использовать местные слабые горные породы.
Однако при уплотнении виброкатк'ами верхнего слоя асфальтобетонного покрытия
происходит выдавливание битума на поверхность, что недопустимо при устройстве
шероховатых покрытий. Для самоходных катков наблюдаются потери тяговой
способности или управляемости, что налагает определенные ограничения на выбор
параметров. Значительный шум, возникающий при работе катка, и передача вибраций
окружающим сооружениям и коммуникациям ограничивают применение вибрационных
катков в городских условиях и на промышленных площадках. Важную роль играет
также амортизация механизмов катка и рабочего места оператора. Все эти причины
ограничивают использование вибрационных катков.
Виброкатки для уплотнения дорожных покрытий выполняются самоходными
одно-, двух- и трехвальцовыми. В последнем случае третий валец является
дополнительным (прицепным или навесным). Наибольшее распространение получили
двухвальцовые самоходные вибрационные катки. Вибрационным может быть как
ведущий, так и управляемый валец.
При наличии вибрации резко уменьшаются условные коэффициенты трения и
сцепления вальца с уплотняемой смесью, что резко снижает определяемую по
сцеплению силу тяги катка в тех случаях, когда вибровалец является ведущим. Если
вибровалец является ведомым, то это явление приводит к потере управления. Для
381
ликвидации этих недостатков в некоторых случаях в качестве вибрационного
применяется третий (навесной или прицепной) валец.
В нашей стране выпускаются самоходные виброкатки массой 700, 1400, 4000 и
8000 кг. Самоходный вибрационный каток показан на рис. 236. Он отличается от
обычного моторного катка наличием дебалансного вибратора ненаправленного дей-
Рис.236. Принципиальная схема вибрационного двухвальцового самоходного катка:
1- двигатель внутреннего сгорания, 2 – рама катка, 3 – вибровалец, 4 – механизм привода,
5 – управляемый валец, 6 – механизм управления
ствия, установленного в заднем приводном вальце, упругой подвески вибровальца и
механизма привода вибратора, выполняемого обычно в виде клиноременной передачи.
В настоящее время теория уплотнения дорожных покрытий виброкатками еще не
разработана, поэтому выбор основных параметров следует производить исходя из
опытных данных.
При проектировании катков следует обеспечивать возможность регулирования частоты
колебаний и величины возмущающей силы в более или менее широких пределах. Это
позволит применять каток для уплотнения различных материалов и каждый раз
выбирать наиболее выгодный режим работы.
В последнее время имеет место тенденция к повышению частот колебаний. Для
самоходных виброкатков рекомендуется частота 50—70 гц. Дальнейшее увеличение
частоты ограничивается техническими возможностями создания надежной и
долговечной конструкции вибратора катка.
Характер колебаний не оказывает существенного влияния на степень уплотнения.
Поэтому в виброкатках, за редким исключением, используются вибраторы с круговым
колебаниями.
Возбуждающая сила выбирается в пределах
Р = (4 ÷6)G,
(VII. 135)
382
где G — сила тяжести колеблющихся частей катка, Н.
При таком соотношении между Р и G амплитуда колебаний вальца самоходного
катка находится в пределах а = 0,3 ÷ 0,7 мм. Следует заметить, что при а = 0,3 ÷ 0,4 мм
вибровалец работает практически без отрыва от уплотняемой среды, а при большей
амплитуде наблюдается отрыв катка и переход в режим вибротрамбования. При
излишне больших амплитудах колебаний наблюдается потеря тяговой способности и
боковой устойчивости.
Рекомендуемые рабочие скорости перемещения 1,2 ÷2,2 км/ч. В некоторых
случаях рабочая скорость движения катка достигает 6 км/ч. При этом необходимое
число проходов по одной полосе несколько повышается. Предварительная подкатка
уплотняемого материала производится обычным катком или виброкатком с
выключенным вибратором.
Выбор геометрических параметров, тяговый и прочностные расчеты, определение
мощности и т. д. производятся теми же методами, что и для обычных прицепных и
самоходных катков.
Глубинные вибраторы применяются для уплотнения бетонных смесей при
строительстве дорожных и аэродромных покрытий повышенной толщины, а также при
изготовлении железобетонных изделий и массивных бетонных строительных
конструкций.
По частоте различают вибраторы нормальной (50 Гц) и повышенной (150—300
Гц) частоты. В качестве привода используются асинхронные двигатели нормальной и
повышенной частоты, портативные двигатели внутреннего сгорания, пневматические и
гидравлические двигатели. По передаче мощности от двигателя к вибромеханизму
различают вибраторы со встроенным двигателем и вибраторы с гибким валом. По характеру перемещения глубинные вибраторы' можно разделить на ручные и перемещаемые в
пакетах с помощью кранов или других транспортных средств.
В СССР производятся электромеханические и пневматические вибраторы.
Конструкция электромеханического вибратора представлена на рис. 237, а. Внутри
круглого корпуса на подшипниках качения установлен дебалансный вал. Привод вала
вибратора осуществляется от асинхронного двигателя, вмонтированного в тот же самый
корпус. Мощные подвесные глубинные вибраторы со встроенным двигателем имеют
планетарный бесподшипниковый вибромеханизм с внутренней обкаткой.
Вибраторы с гибким валом (рис. 237, б) применяются при уплотнении бетонной
смеси в густоармированных конструкциях. В этих вибраторах двигатель соединяется с
вибромеханизмом гибким валом длиной около 3,6 м. В качестве возбудителя колебаний
используются дебалансные и планетарные вибромеханизмы с внешней и внутренней
обкаткой. Конструкция рабочей части (наконечника) с внутренней обкаткой приведена
на рис. 237, в.
Планетарный пневматический вибратор показан на рис. 237, г. Он состоит из
цилиндрического наконечника, внутри которого смонтирован планетарный возбудитель
с внутренней обкаткой. Сжатый воздух поступает к двигателю по внутреннему шлангу.
Частота колебаний регулируется изменением давления воздуха. Применение
дебалансного бегунка позволяет получать поличастотный режим вибрирования с
частотой до 350 Гц.
Производительность глубинного вибратора можно определить по формуле (в
м3/ч)
383
П  R 2 H
3600
к п кв
t1  t 2
(VII.136)
где R — радиус действия вибратора, м; Я — глубина уплотняемого слоя, равная высоте
активной части корпуса вибратора, м; t1— время вибрирования на одном месте, t1 = 60
÷120 с; t2 — время перестановки вибратора, t2 = 5÷10 с; кп — коэффициент перекрытия
Рис.237. Основные типы глубинных вибраторов
уплотняемой зоны, при перестановке вибратора в шахматном порядке кп = 0,82; кв —
коэффициент использования вибратора во времени.
Радиус действия вибратора определяется опытным путем или на основе закона
распространения кольцевых волн в среде с вязким сопротивлением.
Мощность привода вибратора можно определить по формуле (VII. 125). При
проектировании ручных глубинных вибраторов следует обратить внимание на
размещение вибромеханизма в корпусе вибратора. Оно должно быть таким, чтобы
обеспечивать равномерную амплитуду колебаний по длине виброэлемента. Вместе с тем
рукоять вибратора не должна подвергаться колебательным движениям.
Список литературы
1. Баркан Д. Д. Виброметод в строительстве. М., Госстройиздат, 1959, 316 с.
2. Быховский И. И. Основы теории вибрационной техники. М.,
«Машиностроение», 1969. 364 с.
384
3. Вейцман М. И., Волков А. Е., Левицкий Е. Ф. Строительство автомобильных
дорог. Ч. 3. М., Автотрансиздат, 1961. 319 с.
4. Вибрационные машины в строительстве и производстве строительных
материалов. Справочник под ред. В. А. Баумана, И. И. Быховского и Б. Г. Гольдштейна,
М., «Машиностроение», 1970, 546 с.
5. Гезенцвей Л. Б. Асфальтовый бетон. М., Госстройиздат, 1964. 445 с.
6. Гольдштейн Б. Г., Петрунькин Л. П. Глубинные вибраторы для уплотнения
бетона. М., «Машиностроение», 1966. 172 с.
7. Гончаревич И. Ф., Сергеев П. А. Вибрационные машины в строительстве. М.,
Машгиз, 1963. 312 с.
8. Дорожные машины. Атлас конструкций под ред. проф. А. А. Бромберга. Изд. 3е. М., «Машиностроение», 1969. 152 с.
9. Дорожные машины и оборудование. М., Машгиз, 1960. 559. с. Авт.: Я- М. Пиковский, С. Н. Полосин-Никитин и др.
10. Дорожностроительные машины. М., «Машиностроение», 1965. 384 с. Авт.: КП. Севров, Д. А. Лозовой и др.
11. Зубанов М. П. Вибрационные машины для уплотнения бетонных смесей и
грунта. М.—Л., «Машиностроение», 1964. 196 с.
12. Канторович 3. Б. Основы расчета химических машин и аппаратов. М.,
Машгиз,
1960. 743 с.
13. Касаткин А. Г. Основные процессы и аппараты химической технологии. М.,
«Химия», 1973 . 750 с.
14. Климец М. В. Смесители асфальтобетона. М., Машгиз, 1952. 148 с.
15. Колышев В. И. Автоматизация асфальтобетонных заводов. М.,
Автотрансиздат,
1961. 143 с.
16. Машины для строительства дорог. М., «Машиностроение», 1971. 623 с. Авт.:
К. Ф. Абросимов, А. А. Бромберг и др.
17. Наумец Н. И., Жиркович С. В. Основы теории строительных машин.
Куйбышев, изд-во КИСИ, 1960. 447 с.
18. Севров К- П., Камчатнов Л. П. Установки для приготовления
асфальтобетонных и битумоминеральных смесей. М., «Машиностроение», 1971. 129 с.
19. Строительство автомобильных дорог. Под общ. ред. проф. Н. Н. Иванова. Ч.
2. М., «Транспорт», 1970. 488 с.
20. Современные отечественные и зарубежные дозаторы битума для
асфальтосмеси-тельных установок периодического действия. М., ЦНИИТЭстроймаш,
1973. 37 с. (Серия I. Строительные и дорожные машины. Раздел 4. Дорожные машины.)
385