Автор: Волосян Л.Я.
Теги: теплопроводность теплопередача железобетонные конструкции бетонные конструкции
Год: 1973
Текст
1ЕПЛ0-
И МАССООБМЕН
ПРИ ТЕРМООБРАБОТКЕ
БЕТОННЫХ
И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
И 3 Д Е ЛИ И
Г
!
' МИНСК.1973
т
АКАДЕМИЯ НАУК БЕЛОРУССКОЙ ССР
ОРДЕНА ТРУДОВОГО КРАСНОГО ЗНАМЕН^
ИНСТИТУТ ТЕПЛО- И МАССООБМЕНА
Л. Я. Волосяи
1ЕПЛ0-
И МАССООБМЕН
ПРИ ТЕРМООБРАБОТКЕ
БЕТОННЫХ
И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
ИЗДЕЛИЙ
Под редакцией
доктора технических наук
В. Г. КАМЕНСКОГО
ИЗДАТЕЛЬСТВО «НАУКА И ТЕХНИКА»
МИНСК 1973
УДК 536.24 : 666.982
Л. Я. В о л о с я н. Тепло- и массообмен при термообра-
ботке бетонных и железобетонных изделий. Минск, «Нау-
ка и техника», 1973, стр. 256.
В монографии излагаются вопросы исследование
основных закономерностей тепло- и массопереноса в про-
цессе структурообразования цементных бетона и раство
ра при термообработке кондуктивным (в переменном
электромагнитном поле) и конвективным способами под-
вода тепла (при пропаривании). Приводятся результаты
аналитических и экспериментальных исследований кине-
тики и динамики процесса тепловлажностной обработки
при различных способах подвода тепла, массообменных,
теплофизических, физико-химических и структурно-
механических свойств, а также критериальные зависимо-
сти процессов массо- и теплопереиоса при термообра-
ботке.
Освещены результаты инженерных разработок про-
мышленных установок для тспловлажцостпой обработки
железобетонных конструкций различных типов в элек-
тромагнитном поле с применением тока промышленной
частоты, а также результаты работ по внедрению на
ряде предприятий страны, выполненных Институтом
тепло- и массообмена АН БССР. Приведены рекоменда-
ции по промышленному применению новой технологии
интенсификации процессов термообработки и ее тех-
нико-экономическая эффективность.
Таблиц 43, иллюстраций 54, библиография — 203
названия.
Предназначена для научных работников, инженеров
и студентов втузов.
0235-029
В------—104-73
М316-73
ПРЕДИСЛОВИЕ
Предлагаемая читателям монография Л. Я. Волосяна
представляет собой большой труд, обобщающий резуль-
таты собственных исследований автора и многолетних
работ ИТМО АН БССР по разработке и внедрению в
производство тепловлажностной обработки железобе-
тонных изделий и конструкций в электромагнитном поле
^ока промышленной частоты. В нем изложены теплофи-
/зические основы этого метода тепловой обработки, при-
(ведены результаты экспериментальных исследований
/температурно-влажностных полей в бетоне конструкций,
подвергаемых тепловой обработке в переменном электро-
магнитном поле и путем пропаривания. Определены ко-
эффициенты переноса тепла и вещества и основные кри-
териальные зависимости твердеющего бетона в процессе
его структурообразования.
На основе этого сделаны обобщающие выводы о за-
кономерностях кинетики и динамики процесса термооб
работки для сравниваемых методов, о механизме массо-
теплопереноса и об изменении форм и видов связи вла-
и с материалом в процессе его структурообразования
\при кондуктивном и конвективном методах подвода
!;епла к твердеющему бетону. Конечным результатом про-
веденных работ явилась разработка новых способов и
’режимов тепловлажностной обработки железобетонных
конструкций в электромагнитном поле тока промышлен-
ной частоты, используемых в настоящее время при кон-
структорских разработках и внедрении в промышлен-
!ости.
При интенсификации твердения бетона путем тепло-
ой обработки физико-химический процесс структурооб-
азования цементного камня и раствора в значительной
3
мере осложнен параллельно нрогскл иип инн |Ми
тепло- и массопереноса. Поэтому туче н iinix и
разработка методов управления ими inuh-i ир-
шенствовать технологию термообрабаг) i • < тон-
ных конструкций в направлении сокр.шп in 1 • • нгель-
ности и одновременного повышения качества и иуч.н мо-
го бетона. Монография Л. Я. Волосяна являт о той
из первых попыток в этом плане. Она предп нои несом-
ненный интерес для научных работников и инженеров-
практиков, занимающихся вопросами строительной те-
плофизики и технологии термообработки бетона.
Публикация настоящей монографии является также
данью памяти молодому талантливому ученому, ушедше-
му от нас в расцвете творческих сил.
Академик АН БССР А. В. Л ЫНОВ
Основные условные обозначения
Й1
т--
;
ве-
U — текущее влагосодержание, кг,/кг сухого вещества;
UQ — начальное влагосодержание, кг/кг сухого вещества;
— равновесное влагосодержание, кг/кг сухого
щества;
VZ7—градиент влагосодержания, кг/кг-слк,
— текущая температура материала, °C;
/с — температура газовой среды, ° С;
/п — температура поверхности материала, ° С;
V t — градиент температуры, ° С/см;
© — потенциал массопереноса, ° М;
V© — градиент потенциала массопереноса, ° М/сл;
q — плотность потока тепла, ккал/м2» час;
qm — плотность потока влаги, кг/м2-час;
а — коэффициент теплообмена, ккал/м2-час-° С;
а — коэффициент температуропроводности, л*2/<шс;
X — коэффициент теплопроводности, ккал/м*час*° С;
• ат — коэффициент диффузии влаги, др/час;
'кт — коэффициент массопроводности, кг/м • час • град;
С — удельная теплоемкость, ккал /кг -°C;
д—термоградиентный коэффициент, 1/°С;
8 — безразмерный коэффициент фазового превращения;
г — удельная теплота испарения, включающая теплоту
смачивания, ккал[кг;
Q — суммарная мощность внутренних источников тепла,
ккал/м3-час;
R — характерный размер, м;
W — количество влаги, вступающей в химическую связь
с цементом в единице объема бетона в единицу
времени, кг/м^час;
I —энтальпия системы, ккал/кг',
у — объемный вес бетона, кг/м*’,
у0 — плотность абсолютно сухого бетона, кг/м?;
ри — массообменный коэффициент, м/час;
А, Лх — постоянные коэффициенты, ° С/час;
В, Вг — постоянные коэффициенты, ° С;
— массообменный критерий Био;
со Wam/Xtn-100 — дополнительное слагаемое, учитывающее внутрен-
ний сток влаги, вступающей в химическую связь,
1/час;
5
h — ct/Л — в \/м\
Nu = al/k — тепловой критерий Нуссельта;
Re = vl/v — критерий Рейнольдса;
r/c&t— критерий изменения агрегатного состояния; ,
Rb = cb/r— критерий Ребиндера;
Lu = ат/а — критерий инерционности поля потенциала массопе-
реноса относительно поля температур;
/(т) 7?
К«т =-------— — массообменный критерий Кирпичева;
^mYo^o
Ко = r&U/cbt — критерий Коссовича;
Рп — 0 — критерий Поснова;
В — относительный температурный коэффициент термо-
* обработки;
^28 — предел прочности бетона (раствора) при сжатии в
возрасте 28 сут, кг)см2\
/?и— предел прочности бетона на растяжение при изгибе,
кг)см1’,
7?Сц — предел прочности сцепления бетона с арматурой,
кг]снР\
Е — модуль упругости бетона, кг/см\
ВВЕДЕНИЕ
Широкое внедрение индустриальных методов строитель-
ства вызывает необходимость развития высокими темпа-
ми отрасли заводского производства различных стро-
ительных материалов на основе вяжущих. Главенствую-
щее место среди этих материалов в отечественной
строительной индустрии занимают монолитный и сбор-
ный бетоны и железобетон.
Особенно большое развитие получило изготовление
сборных железобетонных конструкций, применение кото-
рых обеспечивает высокие темпы возведения зданий и
сооружений, экономию металла, денежных и трудовых
затрат в процессе строительства.
На базе созданной промышленности сборного железо-
бетона производство конструкций из года в год резко
возрастало.
Так, если в 1966 г. производство сборного железобе-
тона составило 64 млн. л/3, в 1968 г.—74 млн. лг3, то в
1971 г. оно достигло 90 млн. лг3, что позволило повысить
удельный вес полносборного строительства в промыш-
ленности до 30%, а в жилищном строительстве до
50%.
В настоящее время, когда задача количественного ро-
ста промышленности сборного железобетона в основном
решена и производственные мощности могут служить
достаточной базой для дальнейшего роста выпускаемой
продукции, главными вопросами дальнейшего развития
этой промышленности должны быть вопросы качества,
надежности и долговечности конструкций, качества бе-
тона, в частности его прочностных и деформативных ха-
рактеристик, агрессиво- и морозостойкости, непрони-
цаемости.
7
Сокращение общего цикла производства бетонных и
железобетонных конструкций является непременным
условием повышения мощности предприятий и снижения
себестоимости продукции.
Поэтому большое значение приобретает проблема
ускорения твердения бетона, решение которой позволит
увеличить выпуск сборных изделий с 1 м2 производствен-
ных площадей, увеличить производительность труда.
Основным способом ускорения твердения бетона на
существующих предприятиях сборных железобетонных
изделий является тепловлажностная обработка, причем
среди различных методов основное место занимает паро-
тепловая обработка при атмосферном давлении (пропа-
ривание). Несмотря на то что длительность процесса
пропаривания в общем цикле производства железобе-
тонных изделий составляет 80—85%, стоимость ее дости-
гает 5—10%( стоимости продукции, а качество изделий
в процессе термообработки несколько ухудшается, нет
такого предприятия, где бы она не применялась в каче-
стве основного средства интенсификации производства.
Становится очевидной важность проблемы сокраще-
ния длительности процесса тепловлажностной обработки
и улучшения технологических свойств бетона при ускоре-
нии его твердения. Особенно актуальной представляется
эта проблема в связи с применением в последнее время
сборного железобетона в качестве основного материала в
таких специальных отраслях строительства, как гидро-
техника, железобетонное судостроение и др., где к
эксплуатации железобетонных сооружений предъявляют-
ся особо жесткие требования (непроницаемость для во-
ды и других флюидов, стойкость к периодическому за-
мораживанию и оттаиванию в зоне переменного уровня
морской воды, содержащей соли, и т. п.). Конструкции
этих сооружений характеризуются тонкостенностью и
повышенным коэффициентом армирования, изготовляют-
ся из высокоплотных бетонов, которые должны обладать
структурой с возможно меньшим содержанием макрока-
пиллярной пористости. Улучшение структурных свойств
бетона особенно важно также для предварительно на-
пряженных и других железобетонных конструкций, при-
меняемых для сооружения аэродромов, мостов, градирен,
нефтеналивных резервуаров, шахтных стволов и прохо-
док, цехов вредных производств и т. п.
8
Однако сокращение времени термообработки при по-
лучении заданных свойств таких бетонов должно опре-
деляться в перрую очередь закономерностями внутренне-
го и внешнего тепло- и массообмена. Поэтому условия и
параметры процесса термообработки бетонов должны
быть выбраны таким образом, чтобы обеспечить получе- _
ние оптимальных^ структурно-механических харакхёЩЬ.
стик^матерщадд—, —
В настоящее время имеются немногочисленные экспе-
риментальные работы, устанавливающие взаимосвязь
тепломассообменных процессов при термообработке це-
ментных бетонов с их конечными структурно-механи-
ческими свойствами. Эти работы относятся в основном к
исследованию влияния различных режимных параметров
на качество бетонов при тепловой обработке в паровой
среде или при помощи электропрогрева. Причем режимы
зачастую подбираются эмпирически, без учета характера
изменения теплофизических свойств материала и законо-
мерностей внутреннего и внешнего тепло- и массообмена.
Поэтому такие режимы бывают необоснованно растяну-
ты или, наоборот, сжаты, а качество изделий оставляет
желдаклучшего.
Работы, в которых изучался бы механизм переноса
/тепла и влаги внутри твердеющего бетона при его термо-
обработке, практически отсутствуют. ____*_______
В *^тго11’^^б^е^зжгж^1ТГ“результаты эксперимен-
тального исследования нестационарного тепло- и массо-
обмена в процессе структурообразования высокомароч-
ных бетонов при тепловлажностной обработке в электро-
магнитном поле тока промышленной частоты. При этом
механизм тепло- и массопереноса при таком способе
геплоподвода, изучаемый при помощи неразрушающего
метода, исследован в сравнении с механизмом тепло- и
массопереноса при структурообразовании бетона в про-
цессе паротепловой обработки.
Проведено экспериментальное исследование зависи-
мости пористой структуры, форм и видов связи влаги с
цементными материалами от способов твердения и влия-
ния их на конечные технологические свойства растворов
и бетонов (прочность, деформативность, водонепроницае-
мость, морозо- и агрессивостойкость и др.).
Полученные экспериментальные данные позволили
установить оптимальные режимные параметры процесса
9
электромагнитной термообработки бетонов, что дает воз-
можность сократить длительность процесса при одновре-
менном улучшении технологических свойств материалов
в широком понимании этого слова.
На основании проведенных исследований выполнены
инженерные разработки промышленных электромагнит-
ны^ установок, которые сооружены и эксплуатируются
на нескольких предприятиях страны. Практика эксплу-
атации этих установок показала эффективность такого
метода термообработки широкой номенклатуры железо-
бетонных конструкций и изделий из различных видов
бетонов.
Г л a s a i
ВЛИЯНИЕ ТЕПЛО- И МАССООБМЕННЫХ
ПРОЦЕССОВ НА СТРУКТУРНО-
МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА БЕТОНОВ
1. ОСНОВНЫЕ СТРУКТУРНЫЕ СВОЙСТВА БЕТОНА
Затвердевший бетон представляет собой сложную гете-
рогенную капиллярнопористую систему, состоящую из
цементного камня и заполнителей (песок, щебень) раз-
личного гранулометрического состава. При этом следует
заметить, что именно цементный камень является той
основной структурной составляющей, которая обеспечи-
вает связывание заполнителей между собой и превраще-
ние всей системы в искусственный камень—конгломерат.
Поэтому физико-технические свойства бетонов определя-
ются свойствами и структурой цементного камня. •
Цементный камень в свою очередь является сложной
системой, состоящей из твердой, жидкой и газообразной
фаз. Твердая фаза представлена гетеропористым телом,
в котором продолжаются постепенно затухающие про-
цессы гидратации клинкерных минералов, сопровождае-
мые вторичными процессами (карбонизация и др.) в за- -
висимости от условий внешней среды и вида новообразо-
ваний. Жидкая фаза представлена, помимо химически
связанной, слабосвязанной и, несвязанной водой; газооб-
разная — паром, воздухом и различными газами (про-
дуктами протекающих реакций).
Технологические свойства цементного камня опреде-
ляются микротвердостью твердой фазы (скелета) и про-
странственным строением ее, обусловленным сочетанием
указанных трех фаз.
В целом структура скелета затвердевшего цементно-
го камня бетонов образована:
1) кристаллическими сростками, преимущественно из
кристаллогидратов гидросульфоалюмината кальция и
11
гидроалюминатов кальция; содержание последних повы-
шается при недостатке гипса;
2) волокнистыми субмикрокристаллами гидросилика-
тов кальция;
3) неполностью прогидратированными зернами исход-
ного цемента.
При твердении бетона в его объеме образуется поро-
вое пространство, обусловленное многочисленными хи-
мическими и физико-механическими изменениями, проис-
ходящими в формирующейся структуре и зависящими от
минералогического состава и дисперсности цемента, во-
доцементного отношения, соотношения составляющих бе-
тона, гранулометрии и формы заполнителей, технологии
приготовления бетона и особенно температурно-влажност-
ных условий его твердения. Пористость затвердевающего
бетона представлена хаотически распределенными капил-
лярами переменного сечения размерами от + (2—4) • 10~7
до 10"2 см и отдельными порами с диаметрами от 10~2 до
0,5 см, образовавшимися в результате вовлечения возду-
ха при перемешивании или укладке бетонной смеси [123,
126, 183—185, 191, 200].
Пористая структура цементного камня исследуется
наиболее подробно. Однако немногочисленные работы,
посвященные этому вопросу, не носят систематического
характера. Т. Пауэрс и Т. Броунярд [201] высказали ,
предположение, что плотная масса частиц геля в процес-
се твердения образуется в местах расположения цемент-
ных зерен и вокруг них, причем она обычно не заполняет
все пространство между границами зерен. Позже
Т. Пауэрс это предположение сформулировал в более
детализированном виде, представив частицы геля в виде
шаров. Еще позднее [202] им же было показано, что
для гидросиликатов кальция частицы геля могут иметь
волокнистую или пластинчатую форму. Подобная модель
структуры цементного камня, состоящая из отдельных
шарообразных частиц с различными диаметрами, спаян-
ными между собой кристаллическими контактами, пред-
ложена А. Ф. Полаком [139]. Определяя теоретически
прочностные характеристики подобной системы, он полу-
чил результаты, хорошо совпадающие с имеющимися
экспериментальными данными. Близкие представления о
микроструктуре цементного камня изложены А. Г. Тур-
кестановым в работе [173].
12
По классификации А. В. Лыкова [92], предложенной
для капиллярнопористых тел в соответствии с их колло-
идно-физическими свойствами, цементный камень можно
отнести к хрупким гелям, так как при удалении жидко-
сти он становится хрупким и может быть превращен в
порошок. Образование пор происходит в процессе твер-
дения затворенного цементного теста, представляющего
собой плотную суспензию частиц в флокулентном со-
стоянии.
Средняя величина пор в свежем цементном тесте, рас-
считанная по гидравлическому радиусу (частное от де-
ления количества воды на площадь смачиваемой поверх-
ности), зависит от начального содержания воды и со-
ставляет по данным [132] при В/Ц=0,25 — 2,5 мк и
В/Ц = 0,7—7,5 — 15 мк.
В течение основного процесса гидратации, начинаю-
щейся на границах цементных зерен, цементный гель
растет одновременно внутрь и наружу цементных зерен.
Несвязанная вода проникает к зерну через гелевые поры,
а компоненты гидратированного цемента предположи-
тельно в состоянии насыщенного раствора диффундиру-
ют в противоположном направлении к внешним грани-
цам геля. По данным Пауэрса, цементный гель занимает
почти в 2,2 раза больший объем, чем цемент, из которо-
го он образуется. Это значит, что 1 см? (45%;) геля обра-
зуется в прежних границах цементного зерна и 1,2 см?
(55%) —вне их, в пространстве, ранее заполненном во-
дой. Диффундирующие наружу образования отлагаются
в порах цементного камня, тем самым уменьшая со вре-
менем их эффективный радиус и величину пористости.
Поры геля могут быть от мономолекулярных размеров до
таких, где возможно образование зародышей. Поры геля
имеют гидравлический диаметр порядка 18 А, а его пори-
стость составляет около 28%; [132]. Вода в порах геля
находится в особом состоянии и не переходит в лед даже
при температуре до —70 °C. Цементный гель — это один
из компонентов цементного камня. Другим компонентом
цементного камня бетонов является остаточное прост-
ранство, состоящее из сплошной взаимосвязанной сетки
капилляров, связанных между собой порами геля, и не-
прогидратированные остатки цемента. Вода из капилля-^
ров способна испаряться при постоянной низкой внешней
влажности и данной температуре. Изменение условий.
13
влажностного и температурного режима хранения це-
ментного камня вызывает соответствующее изменение
кажущегося отношения — твердое : поры. Таким образом,
выбор условий твердения зависит от пространства, зани-
маемого порами и твердым веществом, и если цементное
тесто хорошо уплотнено (воздушная пористость состав-
ляет не более 1—2%), то поры в твердеющем цементном
камне образуются вследствие испарения воды. Средний
диаметр пор в цементном камне изменяется от 4- 10~5
до (8—10) • IO"4 см [47, 126, 169, 183].
По данным [185, 191], 70—80% объема пор цемент-
ного камня при В/Ц = 0,3—0,4 приходится на капилляры
с диаметром меньше 1 мк. Общий объем пор в затвер-
девшем цементном камне по разным источникам состав-
ляет 8—35%, [43, 184, 185], в плотном бетоне—6-—20%
[43, 123, 126, 200], а в бетонах с искусственной пористой
структурой может доходить до 75—85% [43].
Наименьший объем всех видов пористости имеет рас-
творная часть бетона. Наибольшее значение интеграль-
ной микро- и макроцористости имеет затвердевшее це-
ментное тесто. Основным дефектом структуры плотно
уложенного бетона являются переходные и макрокапил-
лярные поры (по классификации А. В. Лыкова [92]).
Они благоприятствуют впитыванию и миграции влаги
внутри бетона.
Расчет и выбор оптимальных режимов процесса тер-
мообработки метонов, теплотехнический расчет процесса,
оценка теплозаЩИтйЫх свойств бетона и тепловой расчет
ограждающих конструкций зданий должны определяться
закономерностями внутреннего тепло- и массообмена, так
как внутренний теплообмен во влажных капиллярнопо-
ристых телах органически связан с массопереносом, т. е.
с перемещением влаги, а также воздуха, Характер и ин-
тенсивность тепло- и массообмена в свою очередь зави-
сят как от режимных параметров процесса, так и от
структурных свойств и теплофизических характеристик
материала. Причем в связи с тем, цто преимущественное
количество капилляров в бетоне имеет радиус г< 10 5 см
механизм массопереноса должен подчиняться закон)
молекулярной диффузии Фика в пластичном цементном
тесте или происходить в виде кнудсеновского (молеку-
лярного) потока в затвердевшем цементном геле. В теле
с хаотическим расположением капилляров, что имеет ме-
14
сто в цементном камне, значительный процент капилля-
ров не участвует в фильтрации.
Теплопроводность бетона зависит от многих факто-
ров: от типа, расхода и теплопроводности цемента, от
расхода воды затворения, от типа и теплопроводности
заполнителя, так же как и от размера его частиц, пори- г
стости бетона и цементного камня и, наконец, условий
твердения бетона. (
По данным [56, 57, 125], коэффициент теплопровод-
ности тяжелых плотных бетонов на плотных заполните-
лях в зависимости от их плотности находится в пределах
0,7—1,6 ккал/м* час • град, коэффициент температуро-
проводности соответственно имеет значения 15— .
20 м2!час, теплоемкость воздушно-сухого бетона 0,19—
0,25 ккал!кг • град. Наиболее существенно теплопровод-
ность плотного бетона зависит от теплопроводности
цементного камня и заполнителя.
Что особенно важно, на величину коэффициента те-
плопроводности влияет не только величина пористости,
но и размер пор и структура материала. Объясняется
это тем, что передача тепла происходит не только через
твердый скелет цементного камня, но также и через ве-
щество, заполняющее поры, благодаря массопереносу.
Процессы внутреннего тепло- и массопереноса при тер-
мообработке цементных материалов в кинетике их за-
твердевания должны быть организованы так, чтобы
сформировавшаяся структура имела возможно меньшую
интегральную пористость, минимальный объем макрока-
пиллярной пористости (г< 10~5 см), а объем сообщаю-
щейся пористости был сведен к минимуму. Регулирова-
ние этими процессами может быть осуществлено выбо-
ром соответствующего способа подвода тепла.
2. АНАЛИЗ СУЩЕСТВУЮЩИХ СПОСОБОВ
ТЕПЛОВЛАЖНОСТНОЙ ОБРАБОТКИ В СВЯЗИ
С ХАРАКТЕРОМ ТЕПЛОПОДВОДА
К ТВЕРДЕЮЩЕМУ БЕТОНУ
В заводской технологии производства сборных элементов
железобетонных конструкций благодаря применению про-
цессов термообработки достигается рациональное ис-
пользование производственных площадей, повышается
15
оборачиваемость форм и другого дорогостоящего обору-
дования, увеличиваются съем продукции с основных
производственных площадей и темпы монтажа сборных
элементов железобетонных конструкций на строитель-
стве.
В настоящее время разработаны и освоены следую-
щие основные методы термообработки, которые пред-
ставляется возможным сгруппировать по способам те-
плоподвода к твердеющему бетону.
I. Теплообмен конвекцией: а) паротепловая обработ-
ка (пропаривание) при атмосферном давлении и темпе-
ратуре до 100 °C; б) автоклавная обработка при темпе-
ратуре выше 100 °C и давлении 9—17 ат\ в) термообра-
ботка отходящими газами котельных или продуктами
сгорания природного газа.
II. Теплообмен радиацией: а) термообработка инфра-
красными лучами в камерах; б) бескамерный электро-
прогрев инфракрасными лучами; в) термообработка в
радиационно-конвективных камерах.
III Теплопередача кондукцией (теплопроводностью):
а) термообработка через разделительную стенку в кас-
сетах и матрицах; б) электропрогрев при непосредствен-
ном пропускании электрического тока через бетон;
в) предварительный электроразогрев бетонной смеси;
г) тепловлажностная обработка в электромагнитном по-
ле с использованием тока высокой частоты; д) тепло-
влажностная обработка в электромагнитном поле с ис-
пользованием тока промышленной частоты.
В настоящее время в СССР и за рубежом автоклав-
ная обработка применяется в основном только при изго-
товлении изделий из ячеистых бетонов (газобетона, га-
зосиликата, пенобетона и др.) и силикатных бетонов.
Известны только единичные случаи применения авто-
клавной обработки при изготовлении стеновых камней
из тяжелых и легких бетонов в США [111, 198], при из-
готовлении мачт и опор для них из предварительно на-
пряженного железобетона в ГДР [111], а также при
изготовлении бетонных камней для сооружения тунне-
лей метрополитена в СССР [32]. Обширные исследова-
ния процессов автоклавной обработки бетонов были вы-
полнены С. А. Мироновым в 1937—1939 гг. [НО].
В связи с тем что преимущественное распростране-
ние среди конвективных методов тепловой обработки
16
получило пропаривание, остановимся на нем несколько
подробнее.
Указанный метод достаточно хорошо изучен, и в этой
области наиболее широкое признание и известность по-
лучили работы отечественных и зарубежных ученых
А. В. Саталкина, Е. М. Пороцкого, О. А. Гершберга,
С. А. Миронова, Л. А. Малининой, А. Б. Виткупа,
О. П. Мчедлова-Петросяна, И. Б. Заседателева, Л. А. Се-
менова, Н. И. Подуровского, Э. Фрейсине, Р. К. Малинов-
ского, 3. Рейнсдюрфа, Т. Пауэрса и Т. Броунярда и др.
[28, 43, 61, 62, 102, 103, 105, 108, 114, 115, 116, 117, 128,
147, 158, 160, 178, 201].
При конвективном способе тепловлажностной обра-
ботки ввод тепловой энергии внутрь бетона осуществля-
[ ется через поверхность изделий. Следовательно, темпе-
I ратура поверхностных слоев превышает температуру цен-
' тральных слоев бетона, что усугубляется с увеличением
толщины изделий. В периоде подъема температуры в
толще бетона устанавливается неравномерное темпера-
турное поле. Перепад температуры по сечению изделий
достигает 10—30° и более [29, 72] (в зависимости от тол-
щины изделия, экзотермичности и расхода цемента). На
открытой поверхности изделий образуется пленка кон-
денсата водяного пара, который, проникая внутрь бетсн
на вследствие явления термовлагойроводности, “увеличив
вает объем поверхностных слоев, вызывает необратимые
деформации расширения, расклинивающе действует на
компоненты бетона, препятствует их «срастанию», скле-
иванию.
При большой интенсивности нагрева изделий наблю-
дается, как впрочем и при других методах тепловой об-
работки, нарушение структуры свежеотформованного бе-
тона, проявляющееся в появлении большого количества
горизонтальных трещин, особенно в поверхностных сло-
ях. Это явление, иногда именуемое «вспучиванием» [111,
192], возникает вследствие резкого расширения жидкой
и газообразной (защемленный воздух) фаз в том пе-
риоде, когда цементный камень еще пластичен, малопро-
чен и не может противостоять растягивающим напряже-
ниям.вследствие этого, а также неравномерного испаре-
ния воды физико-механической связи из различных сло-
ев изделий протекание физико-химических процессов
твердения, изменение теплофизических и структурно-ме-
2. Зак. 24
17
ханических свойств бетона происходит неравномерно по
толщине изделий. В поверхностных слоях значения те-
плофизических характеристик бетона уже в начале про-
цесса меньше, чем во внутренних.
При таких условиях передача тепла внутрь материала
и поддержание необходимых термодинамических пара-
метров процесса осложняются. Поэтому на практике с
целью увеличения плотности потока тепла на поверхно-
сти бетона, поддержания высокой относительной влаж-
ности среды и тем самым увеличения коэффициента те-
плообмена а приходится подавать в камеры гораздо
большее количество пара [63, 176], чем это в состоянии
воспринять бетон.
При нагреве в пропарочных камерах имеет место !
большой перепад температуры по их высоте и в штабеле
железобетонных изделий. Зачастую перепад температу-
ры между нижним и верхним изделиями достигает 30—
40 °C, а перепад значений относительной влажности сре-
ды по высоте камер достигает 20—30%.
Таким образом, при таком способе подвода тепла ]
протекание процессов структурообразования, фазовых и /
химических превращений в различных слоях бетона в /
единичном изделии и в различных по высоте штабеля из-у
делиях происходит неравномерно. —
Вследствие практической невозможности создания
герметичных камер, а также вследствие того, что пар
подается под давлением, несколько превышающем ат-
мосферное, наблюдается так называемое явление «ды-
хания» таких устройств [160]. В процессе «дыхания»
происходит попеременное засасывание холодного возду-
ха в камеру с последующим выбрасыванием из нее паро-
воздушной смеси в атмосферу. Колебания парциального
давления пара в паровоздушной среде камеры приводят
к колебаниям внутренних избыточных давлений в бето-
|не и тем самым к расшатыванию еще не сформировав-
|шейся, относительно слабой капиллярнопористой струк-
туры бетона.
На долю различных сечений железобетонных изде-
лий при пропаривании приходится неодинаковое количе-
ство тепла, что является причиной неравнопрочности бе-
тона отдельных участков данного изделия и различных
изделий [29, 192]. Так, по данным Г. Д. Вишневецкого,
в плите толщиной 18 см разница в прочностях поверхно-
18
стных и срединных слоев бетона к коццу периода прогре-
ва превышает 40%.
Образование гидратов цементных минералов при та-
кой тепловой обработке происходит неодинаково в раз-
личных слоях, тепло- и массообменные характеристики
бетона по сечению изделий также имеют аномальный ха-
рактер.
В конечном счете вышеуказанное приводит к возник-
новению объемно-напряженного состояния в материале,
развитию касательных напряжений, микротрещинообра-
зрванию и как результат к снижению прочности и дол-
го.^чности конструкций^Структура-затвердевшего таким
<ббразом бетона отличается большей по сравнению с нор-
мально-влажным твердением интегральной пористостью
и определенной направленностью капилляров (перпен-
дикулярно слоям бетона, расположенным по толщине
изделия).
Указанные недостатки возможно частично устранить*
применением для термообработки бетонов так называе-
мых безнапорных камер, когда относительная влажность
среды поддерживается во всем их объеме близкой к
100% [160], однако повышение в таких камерах темпе-
ратуры до 100 °C приводит к увеличению температурных
деформаций изделий.
Любые попытки интенсификации процесса при кон-
вективном теплоподводе неизбежно приводят к увеличе-
нию температурных перепадов, что усугубляется суве^
личением толщины пропариваемых изделий.
При конвективном способе теплоподвода интенсив-
ность нагрева бетона зависит от коэффициента а, зна-
чение которого определяется величиной парциального
давления воздуха в паровоздушной среде. В существую-
щих устройствах парциальное давление воздуха в паро-
воздушной среде достигает 15—20% от номинального,
что значительно снижает коэффициент сс. Так, по данным
С. Д. Кронгауза [82], при содержании воздуха в коли-
честве 4—5% в парогазовой смеси коэффициент а сни-
жается в 2—5 раз. Снижение интенсивности прогрева
изделий вследствие значительного уменьшения значе-
ний а при пониженных значениях ср показано И. Б.
Заседателевым [62, 63]. Как следует из работы [63],
основная часть тепла передается в процессе конденсации
пара на поверхности бетона. При высокой относительной
2*
19
влажности среды (<р = 90—100%) Для начального перио-
да прогрева бетона может быть записано критериальное
уравнение теплообмена в виде:
/ / \3,76 / г \о,з
Nu-23,6Re0’36 • — I . (1.1)
Как видно, здесь показатель степени и = 3,76 парамет-
рического критерия I | довольно высокий. По этой
Vcyx /
причине становится очевидным нецелесообразность при-
менения при конвективном теплоподводе беспаровых
методов прогрева изделий как при непосредственном
соприкосновении теплоносителя с бетоном, так и без
этого (прогреваемый пол камер, применение закрытых^
паровых регистров в туннельных камерах и т. п.).
Методы термообработки бетонов отходящими газами
котельных или продуктами сгорания природного газа
вследствие значительного ухудшения качества бетона
широкого применения не получили. Известны только
отдельные попытки применения таких методов для термо-
обработки бетонов с большим начальным влагосодержа-
нием (более 18%), когда необходимо совместить про-
цесс термообработки с сушкой [48].
При конвективном способе теплоподвода недоисполь-
зуются возможности пополнения энергии в общем балан-
се процесса от внутреннего источника тепла, ^гйГ~~как
нагреванию подвергаются преимущественно периферий-
ные слои, особенно в периоде нагрева изделий.
При пропаривании длительность цикла термообработ-
ки в зависимости от состава бетона, толщины изделий,
параметров теплоносителя и т. п. колеблется в пределах
8—20 час при расходе пара 0,2—1,0 т/ж3 бетона.
Термообработка бетона радиацией начала находить
распространение в строительной технике в основном
в последние годы [50, 51, 176]. При температуре излуча-
ющей поверхности ниже температуры 250 °C имеет место
фактически радиационно-конвективный нагрев, темпера-
тура окружающей бетон среды при этом равна 120—
150 °C [23, 109, 157, 164].
g / Метод тепловой обработки изделий инфракрасными
лучами в камерах различных типов, применяемый
в СССР и за рубежом, описан в работах [48, 168, 175,
176]. Достоинством такого метода является возмож-
20
кость получения более упорядоченного, чем при конвек-
тивном теплоподводе, теплового потока, большей его
плотности на поверхности материала [17] и отсутствие
конденсации влаги на поверхности изделия.
К преимуществам такого метода следует отнести
возможность совмещения процессов твердения и сушки
изделий. Поэтому такой метод находит применение
в основном при тепловой обработке легких бетонов, обла-
дающих большим начальным влагосодержанием. По дан-
ным Н. Б. Марьямова, при наличии влагосодержаний
легких бетонов менее 17% тепловую обработку в таких
камерах производить не рекомендуется, а обработку тя-
желых бетонов производить вообще технически нецеле-
сообразно. Указанное определяется пересушиванием
периферийных слоев бетона и действием недостатков,
присущих методу пропаривания при нагреве «снаружи—
вовнутрь».
Нагрев бетона инфракрасными лучами благодаря ра-
ботам Н. Н. Данилова и В. И. Бочарова [50—52] нахо-
дит применение также при бескамерном нагреве моно-
литных железобетонных конструкций, т. е. там, где дру-
гие методы почти неприменимы. К недостаткам такого
метода следует отнести нецелесообразность тепловой
обработки изделий с б> 100 мм при одностороннем про-
греве и сравнительно большой расход электроэнергии
(130—150 квт-ч!мг бетона).
Способ подвода тепла кондукцией используется боль-
^-ше всего по количеству применяемых на практике мето-
дов. Термообработка через разделительную стенку пред-
ставлена методами термообработки бетона в матрицах и
кассетах, когда отсутствует непосредственный контакт
между теплоносителем и бетоном. Преимуществом тако-
го метода является отсутствие конденсатообразования на
открытой поверхности бетона; недостатки те же, что и
при применении других способов при нагреве по схеме
«с на ружи—в ов нутр ь».
Однако и здесь на скорость нагрева бетона влияет вид
применяемого теплоносителя. Например, применение
водяного пара с температурой 100 °C позволило [77]
создать тепловой поток через разделительный стальной
лист кассеты <7™ = 5450 ккал)м2 • час, в то время как при
применении нагретого воздуха с температурой 200 °C
<7в = 1О35 ккал!м2-час. Указанное объясняется большим
21
различием в значениях коэффициента теплообмена па-
ра, конденсирующегося на поверхности разделитель-
ной стенки, и неконденсирующегося газа — аПара-=
= 6000 ккал]м2-час-град, в то время как аГаза=-
= 6 ккал]м2 - час • град. По этой же причине нецелесо-
образно производить тепловую обработку изделий путем
обогрева их электронагревательными элементами, рас-
положенными в тепловых отсеках кассет [189], или по
методу фирмы «Камю» во Франции [49] — с располо-
женными в отсеках кассет регистрами, по которым про-
пускается перегретая вода с температурой 130—140 °C.
Более ^)ф.екти.вщ1-как одна из разновидностей мето-
дов электропрогрева метод термообработки бетона в кас-
сетах с использованием в каче ектродов самих
разделительных стенок кассет [64]. К недостатку такого
йГёТОДЯ'Следует отнести сложность электроизоляции раз-
делительных стенок друг от друга и расход электроэнер-
гии, составляющий 70 квт-ч]м? бетона, при достижении
после термообработки только 40—50% прочности от ма-
рочной.
Как известно, так называемые методы эдектропр^
грева основаны на принципе преобразования электриче-
ского тока в тепловую энергию: бетон как сопротивление
включается в цепь переменного тока промышленной ча-
стоты с помощью металлических электродов.
Впервые электропрогрев был предложен в Швеции
инженерами Брундом и Волиным в 1931 г. [19]. Однако
наибольшее развитие этот способ получил в работах со-
ветских ученых С. А. Миронова, П. И. Боженова, В. П.
Ганина, В. Я. Гендина, Б. А. Крылова, Р. В. Вегенера
[15, 26, 39, 40, 83, 84, 113], а также в ряде работ зару-
бежных исследователей А. Д. Росса [154], Халлера
[179], Я- Ичики.
Преимуществом этих методов является непосредствен-
ное без дополнительных термических сопротивлений вы-
деление тепла внутри материала. Как указывали Б. Т.
Скрамтаев и др. [192], при одинаковом температурно-
влажностном режиме электропрогрев обеспечивает такое
же ускорение твердения бетона, как и пропаривание.
Однако наличие стальной арматуры и закладных частей
приводит к искажению равномерности электрического и
теплового полей и к перегреву бетона в местах соприкос-
новения с металлом. Насколько это влияние велико, мож-
22
но судить по тому, что удельные электрические сопротив-
ления бетонной смеси и стали отличаются приблизительно
в 2—4- 107 раза. Поэтому даже если процент армирова-
ния составляет 0,5—1, то через бетон (за исключением
защитного слоя) протекает в 1—105 раз меньше электри-
чества, чем через арматуру, а следовательно, и тепла
в нем вы и я ся меньше. Возникновение локальных пре-
вышений температуры в отдельных слоях и участках
железобетонных изделий увеличивает в них скорость 1
гидратации цемента и местное внутреннее тепловыделе-
ние, которое способствует увеличению температурных
перепадов. Поэтому такие методы могут быть наиболее
эффективными при тепловой обработке неармированных
изделий или в случаях, когда арматурные сетки запроек-
тированы в виде «плаваю чиг> ;сше> т. е. не объеди-
ненных друг с другом в один каркас. Одним из недостат-
ков этих методов следует считать также необходимость
непрерывного регулирования напряжения электрического
тока при помощи специальных трансформаторов по мере
увеличения удельного электрического сопротивления
твердеющего бетона и невозможность применения сете-
вогонапряжения при прогреве армированного бетона.
Расход'элекТ’роэйерггшмно дШГЙым [118] при электродном
прогреве составляет в среднем 80—120 квт-ч/м3 бетона.
В последнее время находит применение метод пред-
варительного электроразогрева бетонных смесей в бун-
керах при помощи электродов с последующей укладкой
в формы [1, 85, 135, 172]. Несмотря на ряд недостатков
(необходимость в утеплении форм и в увеличении началь-
ного водоцементного отношения бетонной смеси, ухуд-
шение санитарно-гигиенических условий в цехах вслед-
ствие обильного испарения влаги при укладке бетона
в формы, необходимость дополнительного подогрева тон-
костенных изделий вследствие быстрого их охлаждения
в формах при перепаде температуры по сечению изделия,
достигающем 25—30 °C), метод следует считать наиболее
эффективным среди других методов электропрогрева,
как позволяющий осуществлять более равномерное про-
текание реакций гидратации в объеме бетона. Расход
электроэнергии на электроразогрев 1 м* бетонной с^еси
по данным разных авторов колеблется от 50 до 118 квт-ч
[1, 78], что определяется, очевидно, величиной требуемой
прочности после термообработки.
23
Г
К категории этих методов термообработки бетонов
относится также метод термообработки при помоши-тока
высокой.частоты, _ предложенный Н. Н. Долгополовым
p58J^ Недостатками метода’ следует считать высокую
стоимость специального оборудования (генераторы, ко-
аксиальные кабели, электроды), относительно высокий
расход электроэнергии (на 30—35% превышающий рас-
ход энергии при обычном электронагреве), а также
возможность применения только для отдельных видов,
преимущественно легких бетонов.
В последнее время (с 1966 г.) находит применение
Метод индукционного нагрева каркасных железобетонных
конструкций, предложенный Н.П. Даниловым и Б. М.
Красновским ]~53, 80, 81]. Метод был применен в основ-
ном для ускорения твердения бетона колонн и их стыков
при отрицательных температурах окружающего воздуха.
В зависимости от длительности режима тепловой обра-
ботки расход энергии составлял НО—200 квт-ч на 1 м3
бетона. Применение метода позволяет исключить сущест-
венные при электропрогреве таких конструкций расходы
стали на электроды (до 15 кг/м3) и металлов коммутаци-
онных проводов. В отличие от рассмотренных методов
данный метоА г ^воляет достичь равномерности темпера-
турного поля по сечению нагреваемых конструкций. При
этом после окончания цикла тепловой обработки дли-
тельностью 28—40 час достигается прочность бетона
60-70% от Я28.
По данным Б. М. Красновского, индукционный про-'1
грев каркасных железобетонных конструкций является
значительно экономичнее электропрогрева [81].
/
3. ВЛИЯНИЕ ПРОЦЕССА ТЕПЛОВЛАЖНОСТНОИ
ОБРАБОТКИ НА СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЕ
БЕТОНА
Термообработка железобетонных конструкций является
завершающей технологической операцией, направленной
на ускорение твердения бетона и получение необходимых
структурно-механических свойств. Среди многочислен-
ных факторов, определяющих основные механические и
физико-химические свойства бетона, большое значение
имеет его структура.
24
Изменение пористой структуры дисперсных тел, форм
и видов связи поглощенной ими влаги находится в непо-
средственной зависимости от закономерностей кинетики
и динамики тепломассообменных процессов, протекаю- ,-/
щих при тепловой обработке коллоидных капиллярно-
пористых тел.
В процессе термообработки влажных материалов
изменяются их технологические свойства. Во всех случа-
ях оптимальный режим термообработки должен опреде-
ляться технологическими свойствами материала и зако-
номерностями их изменения при удалении влаги и воз-
^лсйствии тепла. Конечные технологические свойства
материала в самом широком понимании этого слова (фи-
зико-химические, структурно-механические и др.) зави-
сят от формы и вида связи влаги с веществом и от меха-
низма переноса влаги и тепла в процессе термообработ- _
ки.у^Для^такого сложного Вещества^"как цементные
бетоны, в которых происходят,. кроме фазовых, еще и
химические превращения, указанное приобретает особый
смысл. Процесс тепловлажностной обработки бетонов
является процессом тепло- и массообмена в системе ди-
сперсной среды при наличии фазовых и химических
превращений.
Прикладная физико-химия бетона, развивающаяся на
основе химии цементов и физико-химической механики,
разрабатываемой П. А. Ребиндером и его сотрудниками,
имеет своей задачей обосновать новую технологию бето-
нов и создать научные основы ее дальнейшего развития
[121, 142, 143]. Новая, или «оптимальная», технология I
производства бетонов предусматривает научно обосно- i
ванное управление структурообразованием путем введе- !
ния поверхностно-активных добавок, применения вибра- '
ционных, температурных и других воздействий.
Основой познания бетона является изучение процес-
сов структурообразования цементного камня, качество
которого в первую очередь определяет технические свой-
ства бетона [74, 186].
Конечный результат различных воздействий на твер-
деющую бетонную смесь зависит от момента приложения,
<их интенсивности и длительности, определяется согласо-
ванностью момента приложения воздействия с процес-
сами, протекающими в цементном тесте [129], и хорошо
описываемыми кривыми структурообразования [120,
25
\ с ’'
146]. Тепловлажностная обработка оказывает сложное,
противоречивое влияние на процесс твердения [12, 13].
Повышение температуры, увеличивая скорость гидрата-
ции цементов, одновременно приводит к удалению из из-
делия части воды физико-механической связи, что оказы-
вает отрицательное действие на ход последующих про-
цессов гидратации и твердениядКроме того, при тепловой
обработке бетонов в их структуре образуются микро- (а
иногда и макро-) дефекты вследствие возникновения
опасных напряжений в процессе тепло- и массообмена,
что особенно явно проявляется в случаях преждевремен-
ного и интенсивного воздействия повышенными темпера-
турами. Начало приложения температурных воздействий
должно сочетаться с кинетикой структурообразования
цементного теста.
Как показано в работах Е. Е. Калмыковой и Н. В.
Михайлова [74, 75], процесс структурообразования мож-
но разделить на два периода. Период пластичного состо-
яния цементного теста, названный периодом форми-
рования структуры, характеризуется преобладанием
коагуляционной структуры и тиксотропнообратимыми
свойствами.^ этом периоде структура материала состо-
ит из коллоидных частичек продуктов гидратации цемен-
та и негидратированных цементных зерен.уПериод упро:
чения структуры характеризуется быстрым нарастанием
наибольшей предельной (ньютоновской) вязкости но»
пределом текучести Рь и интенсивным кристаллообра-
зованием с появлением сростков, создающих ухке доста-
точно прочный кристаллический каркас. Цементное тесто
в^э.том периоде* теряет пластичность и приобретает свой-
ства твердого тела.
Поэтому приложение температурных воздействий в пе-
риоде формирования структуры, когда она еще недоста-
точно прочна, неизбежно приводит к значительным де-
структивным процессам вследствие температурного рас-
ширения компонентов бетонной смеси и защемленного
воздуха, миграции влаги и т. п.^Начало тепловой обра-
ботки целесообразно производить во время развития
кристаллизационной структуры [86]. Кроме того, тепло-
влажностную обработку нецелесообразно начинать сра-
зу же после изготовления бетона и в связи с тем, что
любая интенсификация процесса твердения наталкива-
ется на противоречие между термодинамической харак-
26
теристикой процесса и его кинетикой. В соответствии
с принципом Ле-Шателье, действительным и для необра-
тимых процессов при бесконечно малом секундном изме-
нении энтропии, полноте протекания процессов, сопро-
вождающихся выделением тепла (как при гидратации
цемента), способствует охлаждение. Поэтомуповышение
температуры в иериод.формирования структуры неизбеж-
но приводит к нарушению ее сплошностями снижению
конечной прочности. Особенно опасно это повышение
в период максимального собственного тепловыделения.
Известно, что при термообработке свежеуложенной
бетонной смеси протекают два диаметрально противопо-
ложных процесса: а) положительный конструктивный
процесс структурообразования, кристаллизации и уплот-
нения геля вяжущего; б) отрицательный деструктивный
процесс образования в формирующейся структуре «де-
фектов», вызываемых объемными изменениями, внутрен-
ними деформациями, капиллярным давлением и миграци-
ей влаги. Конечный эффект термообработки бетонов за-
висит от преобладания одного процесса над другим, т. е.
от соотношения кристаллической и коагуляционной
(условно упругой и вязкий) фаз в кристаллизационно-
коагуляционной структуре материала.
По мнению Л. А. Малининой и В. А. Федорова [105],
а также Н. И. Подуровского [136], деформацию бето-
на при пропаривании влияет главным образом тепловое
расширение составляющих бетон материалов в периоде
нагрева и температурно-влажностная усадка в периоде
охлаждения. "Совместным воздействием миграции влаги
и температурных перепадов в объеме изделий образуются
дефекты структуры в периоде нагрева, которые фиксиру-
ются физико-химическими процессами твердения в пери-
оде изотермической выдержки.
Повышение температуры интенсифицирует ход кон-
структивных процессов твердения, что приводит к обще-
му упрочению структуры. Однако повышение температу-
ры приводит также к усилению деструктивных процес-
сов, так как к происходящим контракционным явлениям
добавляются температурно-влажностные деформации.
Как установлено Н. А. Поповым [140] и неоднократно
подтверждено исследованиями С. А. Миронова и Л. А.
Малининой [104, 105, ПО, 111], Б. А. Крылова и В. Д.
Копылова [83] и др., общим физическим признаком пре-
27
обладания деструктивных процессов является накопление
необратимых деформаций расширения. Однако в периоде
упрочения структуры усадка увеличивается незначитель-
но [182], что еще раз подтверждает положение, что де-
струкция происходит в периоде формирования структуры.
Весьма важное значение в процессе формирования
структуры имеют режимные параметры тепловой обра-
ботки. Скорость подъема температуры и механизм пере-
мещения тепла и влаги будут определяться в основном
кинетикой и динамикой переноса тепла и влаги. Повыше-
ние скорости нагрева изделий лимитируется нарушения-
ми структуры твердеющего бетона.
Небезынтересно отметить, как показано в работе
[104], что отрицательное влияние газообразной и жидкой
фаз на процесс структурообразования может быть значи-
тельно уменьшено (особенно в периоде нагрева) при
правильном рыборе метода тепловой обработку. Так, ве-
личина внутреннего давления парогазовой смеси в бетоне
при пропаривании выше вследствие миграции конденсата
внутрь бетона, чем при беспаровом прогреве.-
Величины максимальных деформаций с понижением
скорости подъема температур!, уменьшаются, что требует
применения режимов с медленным прогревом или со сту-
пенчатым подъемом температуры.
Большое влияние на формирование структуры бетона
при его твердении оказывает величина температурных
градиентов. Влияние температурных градиентов в перио-
де разогрева особенно велико (так как структура бетона
еще не сформировалась, а прочность его невелика) и про-
является в микронарушениях сплошности структуры це-
ментного камня и на границе его контакта с заполнителя-
ми.^ периоде остывания изделий, когда бетон приобрел
основные свойства хрупкого тела, неравномерная усадка
по слоям и вызываемые ею напряжения (как результат
действия температурных градиентов) могут приводить к
образованию макродефектов—поверхностных и сквозных
трещин.
Перепад температуры между поверхностью и центром
изделия тем больше, чем больше толщина изделий, мень-
ше расход цемента и величина экзотермии цемента,
больше интенсивность подъема температуры.
^~~Так, при толщине плит 40 см и более даже при 6—7- 1
часовом нагреве до 80° величина М достигает 40°, а при
28
скорости нагрева 30—40° в час (в течение 1,5—2,0 час)
максимальная величина \t достигает 60°. Роль экзотер-
мического эффекта для таких плит выражается в сниже-
нии максимального \t на 5—10° [72]. В тонких плитах
(5—10 см) влияние перепада температур на структуро-
образование бетона существенно уменьшается.
Таким образом, выбор режимов термообр. и и ол-
жён основываться на”у^ёте приведенных обстоятельств.
Структурно-механические свойства бетона определя-
ются в конечном случае не столько фазовым составом
новообразований, сколько физической структурой бетона
в целом. Так, по данным [196], различный характер
дифференциальной пористости при одинаковой величине
общей пористости может изменить проницаемость мате-
риала от 5 до 10 раз. Миграция влаги в твердеющем
бетоне способствует образованию сообщающейся пори-
стости и возникновению внутренних избыточных давле-
ний. Мигрирующие в бетоне между глубинными и по-
верхностными слоями жидкость и воздух соединяют
между собой поры и пустоты, увеличивают эффективный
радиус капилляров, разрушают еще не окрепшие связи
в местах контакта сращивающихся кристаллических сро-
стков, создаюК^ап^авленную^ (перпендикулярно поверх-
ности изделий) nQmdcqrocTb. Так, согласно результату
исследований А. Е. ТПейкина и Н. И. Олейниковой [187],
тепловлажностная обработка понижает плотность це-
ментного камня по сравнению с нормально-влажным
твердением. |Н. А. Попов и А. В. Чуйко [141] получили *
данные, согласно которым пропаривание увеличило про-
ницаемость бетона в 3—4 раза по сравнению с нормаль-
но-влажным твердением. Ф. М. Иванов [65] зафиксиро-
вал увеличение объема макропор и проницаемости
цементных растворов с увеличением температуры термо-
обработка И. Н. Ахвердовым с сотрудниками [4] было
показано, что минимальная пористость для портландце-
мента достигается после 6-часового пропаривания, а для
пуццоланового портландцемента — после 8-часового про-
паривания при 95 °C. В. А. Федоровым отмечено [174],
что пористость прямо пропорциональна остаточным де-
формациям, возникающим в результате увеличения объе-
ма изделия после пропаривания.
Интенсивность нагрева также влияет на проницае-
мость бетона. Так, по данным В. Я. Гендина [41], при
29
применении электропрогрева скорость подъема темпера- .
туры не должна превышать 10—20° в час. При превыше-
нии указанной скорости подъема температуры проницае-
мость бетона возрастает по сравнению с бетоном нор-
мально-влажного твердения.
Рядом авторов [66, 169, 187] отмечается снижение
морозостойкости, агрессивостойкости бетонов вследствие
увеличения макрокапиллярной пористости в цементном
камне при пропаривании с одновременным снижением
объема микро- и переходной пористости. При применении **
предварительной выдержки изделий до прогрева и «мяг-
ких» режимов тепловой обработки возможно увеличить
морозостойкость бетона в процессе термообработки [45,
111, 141] по сравнению с нормально-влажным тверде-
нием.
Анализ влияния различных факторов на структуре-
образование бетонов показывает, что деструктивные про-
цессы в твердеющем бетоне могут быть сведены к мини-
муму вследствие применения комплекса мероприятий..
Прежде всего в зависимости от требований, предъявляе-
мых к готовому материалу (прочность, трещиностой-
кость, морозостойкость, проницаемость и т. п.) на основе
знания механизма тепломассопереноса, должен быт>
выбран рациональный метод термообработки. Учет всех
отрицательных воздействий на структурообразование
цементного камня позволяет управлять ими, направленно
изменяя, с целью получения бетона заданных свойств.
4. ВЗАИМОСВЯЗЬ ТЕПЛОМАССООБМЕННЫХ
ПРОЦЕССОВ С физико-химическими
ИЗМЕНЕНИЯМИ
Управление процессом твердения дисперсных структур
для получения высокопрочных и долговечных материа-
лов, в частности бетонов, составляет основное содержа-
щие физико-химической механики, развиваемой П. А. Ре-
биндером и его школой.
Большое значение для развития теории твердения
имеют исследования фазового равновесия, кристаллохи-
мии и термодинамики силикатов, проведенные О. М..
Астреевой, Н. В. Беловым, Д. С. Белянкиным, С. Бру-
науэром, Дж. Берналом, К. Келли, О. М. Мчедловым-
Петросяном, Н. А. Тороповым, В. И, Бабушкиным,,
30
X. Тейлором и др. Значительная роль в этой области зна-
ний принадлежит также исследованиям по кинетике гид-
ратации вяжущих веществ, проведенным Ю. М. Буттом,
С. Д. Окороковым, В. Б. Ратиновым, А. Ф. Полаком, Т. М.
Беркович, К- Шиллером и др.
Технологический анализ процессов твердения и синте-
за прочности бетона на различных вяжущих материалах
дан в многочисленных работах ряда исследователей.
Как известно, имеется несколько основных теорий
о механизме образования новых соединений и твердения
вяжущих веществ при их взаимодействии с водой.
Современные представления о механизме образова-
ния и твердения цементного камня возникли нд основе
общей теории твердения вяжущих веществ, предложен-
ной А. А. Байковым [9], объединившим кристаллизаци-
онную теорию Ле-Шателье [197] и коллоидную теорию
В. Михаэлиса [199], а также новые исследования в этой
области. Продукты гидратации должны выделяться, по
А. А. Байкову, в виде очень раздробленной системы в ре-
зультате прямого присоединения воды к зернам вяжуще-
го. Эти представления о механизме твердения получили
название топохимических.
По воззрениям Е. Е. Сегаловрй и П. А. Ребиндера
[159], процесс гидратации вяжущего и развития струк-
туры твердения сводится к растворению в воде первичной
твердой дисперсной фазы твердого вещества с образова-
нием раствора, пересыщенного по отношению к кристал-
лам гидратного новообразования и к выкристаллизовы-
ванию из этого раствора новой фазы кристаллического
гидрата с образованием пространственной структуры
твердения, т. е. искусственного камня. При этом сначала
возникает каркас, а затем он обрастает частицами гид-
рата.
Как показывает А. Ф. Полак [138], теория кристалли-
зационного структурообразования [159] должна быть до-
полнена в той части, что процессу срастания частиц дол-
жен предшествовать процесс коагуляции частиц на близ-
ком расстоянии.
Таким образом, процесс гидратации и возникновения
структуры может быть построен по следующей схеме.
При соприкосновении с водой вяжущее вещество раство-
ряется и образуется пересыщенный (по отношению
к гидрату) раствор. В пересыщенном растворе выделя-
31
ются зародыши гидрата. Растущие кристаллики гидрата
сближаются и соединяются, образуя камневидную струк-
туру- Учитывая это, целесообразно процесс твердения
разделить на элементарные: растворение исходного ве-
щества, образование зародышей новой фазы (гидрата),
рост кристаллов гидрата, образование коллоидной и кри-
сталлизационной структур.
По И. Н. Ахвердову [2, 3], конечные физико-техни-
ческие свойства цементного камня обусловливаются
коагуляционным структурообразованием. Первая стадия
процесса связана с уменьшением количества свободной
воды, увеличением концентрации раствора электролита
до начала схватывания (момент времени Ti) с последую-
щим уменьшением ее по экспоненте. Одновременно про-
исходит интенсивный процесс перераспределения воды и
связывания ее твердой фазой до тех пор, пока она пол-
ностью не вступит в адсорбционную связь. Перечислен-
ные процессы обусловливают конец формирования коагу-
ляционной структуры цементного теста.
Физически момент времени ti будет определять нача-
ло истинного твердения цементного теста. С этого вре-
мени начинается процесс кристаллизационного структу-
рообразования цементного камня. Происходит интенсив-
ное уменьшение количества свободных молекул в
пересыщенном растворе (геле) из-за возникновения
центров кристаллизации, обусловливающих формирова-
ние субмикрокристаллической структуры вокруг непро-
гидратированных зерен цемента. Одновременно с этим
возрастает количество связей между кристаллическими
новообразованиями, что ведет к росту их интегральной
прочности с течением времени. При этом имеет место
«наследственность», при которой чем большей плотности
достигает коагуляционная структура, тем больше конеч-
ная прочность цементного камня.
Рядом работ [20, 24, 111] показано, что повышение
температуры твердеющего вещества качественно не из-
меняет механизма твердения. С ростом температуры
ускоряется взаимодействие цемента с водой, что харак-
терно для всех химических реакций. И. В. Кравченко и
М. Т. Власовой [79] было установлено, что по сравниш ।
с процессами гидратации при 20 °C пропарип нпч i >н
80 °C ускоряет реакции гидратации в 6 раз, а при I
в 10 раз. Тепловая обработка резко сокращав п< -ри «д
32
формирования структуры. Так, по данным [47], если при
нормальном твердении при температуре 20 °C период
формирования составляет 4 час 15 мин, то термообработ-
ка при 40 °C сокращает период формирования до 1 час
50 мин, при 60 °C — 1 час 15 мин, при 80 °C —30 мин.
Фазовый состав продуктов гидратации цемента нормаль-
ного твердения и подвергнутого тепловой обработке при
температуре до 100 °C примерно один и тот же [9, 10, 14].
Как известно, портландцементный клинкер представ-
ляет собой конгломерат, состоящий в основном из четы-
рех минералов: C3S, C2S, С3А, C4AF.
Физико-технические свойства затвердевших изделий
зависят от степени гидратации вяжущего, фазового со-
става и микроструктуры гидратных новообразований.
Скорость взаимодействия клинкерных минералов с во-
дой зависит как от их индивидуальных особенностей, так
и от количества воды затворения, тонкости помола, тем-
пературы гидратации. Как показано в работе [24], ме-
дленнее всех гидратируется C2S, а быстрее — C3S. По
приобретаемой прочности в 28-суточном (марочном) воз-
расте [111] минералы нормально-влажного твердения
располагаются в следующей последовательности: C3S,
C4AF, С3А, C2S, то же самое после термообработки при
80 °C — C3S, C4AF, C2S; минерал С3А практически ника-
кой прочностью не обладает, однако он является катали-
затором твердения основного минерала C3S.
Гидросиликаты, образующиеся при твердении в раз-
личных температурно-влажностных условиях, отличаются
друг от друга структурой, содержанием воды различных
форм связи, степенью кристаллизации. Чрезвычайно ма-
лые размеры их, а также переменное количество воды
в ячейках придают гидросиликатам кальция свойства
коллоида. В силикатных гелях, кроме химически связан-
ной воды, имеется большое количество адсорбционной
воды, которая может находиться между пакетами сло-
истых решеток, на поверхности, в порах и трещинах.
Содержание адсорбционной воды непостоянно и зависит
от технологических факторов: температуры твердения,
водовяжущего отношения (или начального влагосодер-
жания По), дисперсности цемента и т. п.
Эффективное ускорение твердения изделий должно
осуществляться с учетом кинетики физико-химических
процессов, сопровождающих гидратацию вяжущих в ус-
s. Зак. 24
33
ловиях тепловой обработки. Накопленный в настоящее
время материал позволяет утверждать, что кинетика пре-
вращения вяжущих характеризуется ступенчатым гетеро-
генно-диффузионным характером [13] и лимитируется
скоростями внутреннего массообмена через оболочки
гидратированных продуктов вокруг зерен исходных ком-
понентов. Макроскопическая (суммарная) скорость гете-
рогенного процесса гидратации может быть выражена
полуэмпирическим уравнением
de
= (1.2)
dx
где С — содержание негидратированного цемента; т —
время; К — кажущаяся константа скорости.
С увеличением длительности процесса т его скорость
dc/dx снижается, что связано с уменьшением «действую-
щей массы» С и соответственным увеличением толщины
гидратированных оболочек. Уравнение (1.2) в интеграль-
ной форме имеет вид
— lg С = 0,4343 Кх + const. (1.3)
Процесс гидратации разделяется на основные перио-
ды, причем во втором из них скорость замедляется зна-
чительно быстрее, чем в первом, так как константа про-
цесса К во втором периоде оказывается в 10—15 раз
меньше, чем в первом.
Первый основной период характеризуется наличием
на зернах вяжущего сравнительно незначительных обо-
лочек коллоидной дисперсности, достаточно неустойчи-
вых и рыхлых. Скорость диффузии воды достаточно ве-
лика, чтобы обеспечить сравнительно высокую скорость
гидратации. В этот период происходит схватывание це-
мента и конец периода, по-видимому, совпадает с истин-
ным концом схватывания и характеризуется абсолютным
максимумом на кривой экзотермии цемента.
Второй период охватывает дальнейшую гидратацию
цемента и характеризуется образованием плотных, устой-
чивых оболочек на зернах цемента и соответственно ма-
лыми скоростями диффузии воды и обратной диффузии
гидратированных ионов в раствор.
Диффузионные явления протекают как в области
внешней массопередачи в жидкой фазе за пределами
34
зерен исходных компонентов, окруженных оболрчкамд
тонкодисперсных новообразований, так и в области внут-
ренней массопередачи, т. е. через указанные оболочки.
Прямолинейно-ступенчатый характер функций в коорди-
натах у7 т— (100—С) %; свидетельствует о том, что в каж-
дом из* основных периодов скорость процесса лимитиру-
ется не внешним, а внутренним массообменом, т. е.
кинетика процесса определяется диффузионным сопро-
тивлением (1/Р) указанных оболочек. При этом
В =
6
где ат — коэффициент диффузии, 6 — толщина диффу-
зионного слоя.
Скорость гетерогенно-диффузионного процесса гидра-
тации растет с повышением температуры Т по уравне-
нию Аррениуса.
__ /1 4)
dT RT*
В интегральной форме уравнение (1.4) имеет вид
р
——+ 1пВ, (1.5)
RT
где Е — кажущаяся условная энергия активации; В —
постоянная.
Весьма важным является то обстоятельство, что при
повышении температуры большее количество исходного
вяжущего подвергается превращению в гидраты при по-
вышенных скоростях. Большое интенсифицирующее
влияние температуры в более раннее время гидратации
связано, по-видимому, с тем, что при небольших степенях
гидратации и соответственно небольших толщинах рых-
лых гидратированных оболочек действие температуры на
значение кажущейся константы скорости К достаточно
существенно влияет на величину диффузионного потока.
При увеличении сроков тепловлажностной обработки
и соответственном росте диффузионного сопротивления
интенсифицирующее влияние температурного фактора
на скорость гидратации вяжущих снижается. В целях
эффективного ускорения твердения цементов и изделий
3
35
на их основе необходимо подбирать параметры тепло-
влажностной обработки (температуру, длительность) та-
ким образом, чтобы они обеспечивали максимальное
прохождение процессов в первом основном периоде, т. е.
с повышенными скоростями. Оптимальным временем
окончания тепловой обработки следует считать момент,
близкий, но не достигающий перелома на кривой кинети-
ки гидратации [1g С(т)] —для обеспечения дальнейшего
протекания процессов гидратации после окончания теп-
ловой обработки.
Скорость гидратации ij3 = C2S и особенно C3S законо-
мерно снижается, как показывают экспериментальные
данные [14], после 6—8 час пропаривания, т. е. при пере-
ходе от первого основного периода ко второму. Указан-
ное соответствует [21] снижению скорости роста проч-
ности цементного камня на большинстве цементов через
5—6 час. По данным [21], в отличие от нормального
твердения между прочностью и количеством химически
связанной воды при тепловлажностной обработке наблю-
дается для всех исследованных цементов прямолинейная
зависимость.
Как показано в работе [193], за 10 час пропаривания
цементы различного минералогического состава связыва-
ют от 72 до 117% того количества воды по весу, которое
входит в состав новообразований за 28 сут твердения при
обычном твердении. Наблюдается также рост тепловыде-
ления цементов с увеличением влагосодержания бетонов.
Так, с увеличением В/Ц от 0,3 до 0,6 общее тепловыделе-
ние цемента за время термообработки увеличивается поч-
ти вдвое [22, 24].
Многочисленными исследованиями [21, 73, 193 и др.]
установлено, что содержание основных клинкерных ми-
нералов в цементе, определяющих высокий темп роста
прочности и ее большую абсолютную величину, должно
быть C3S не менее 45—50% и С3А около 8—10%.
5. ТЕПЛОФИЗИЧЕСКИЕ ОСНОВЫ МЕТОДА
ТЕПЛОВЛАЖНОСТНОЙ ОБРАБОТКИ БЕТОНА
В ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ УСТАНОВКАХ
При тепловлажностной обработке бетонов протекают
сложные тепло- и массообменные процессы, сопровожда-
емые фазовыми и химическими превращениями с обра-
36
зованием кристаллизационной структуры цементного
камня, определяющей основные технологические свой-
ства конструкций. Интенсивность и равномерность хими-
ческих реакций в процессе твердения бетона в значитель-
ной степени зависит от способа подвода тепла и характе-
ра проявления термодинамических параметров.
При конвективном и радиационном способах тепловой
обработки, как уже указывалось, вследствие ввода энер-
гии в толщу бетона через поверхность изделий происхо-
дит установление неравномерного температурного поля
по их толщине.
Установление равномерного распределения темпера-
туры по толщине изделий не представляется возможным,
так как с подсыханием поверхностного слоя бетона рез-
ко уменьшается его теплопроводность и дальнейшая пе-
редача тепла внутрь бетона замедляется. Любое увели-
чение скорости нагрева в этот период ведет к увеличению
температурного и влажностного градиентов. Поэтому
естественно, что наличие таких условий тепло- и массо-
обмена не может способствовать одновременному и рав-
номерному протеканию химических реакций по всей тол-
щине изделий.
Интенсивность фазовых и химических превращений
в поверхностных слоях бетона больше, чем во внутрен-
них. Поэтому образование гидратов цементного клинкера
осуществляется неравномерно в различных слоях изде-
лий, происходит формирование неоднородной по плотно-
сти структуры цементного камня по толщине конструк-
ций. Возникновение значительных температурно-влаж-
ностных перепадов и неравномерности убыли влаги по
слоям приводит к возникновению объемно-напряженного
состояния в материале, развитию деструктивных процес-
сов, трещинообразованию и ухудшению структурно-меха-
нических свойств бетона.
Из рассмотрения процесса твердения бетона при его
термообработке следует, что равномерность и одновре-
менность протекания химических реакций и структуро-
образования цементного камня, а в конечном счете и
прочностные свойства бетона находятся в функциональ-
ной зависимости от параметров внутреннего и внешнего
тепломассопереноса. Анализируя термодинамические
условия процесса тепловлажностной обработки бетона,
можно прийти к выводу о целесообразности и необходи-
37
мости создания максимально возможного равномерного
температурного поля в толще бетона. Такое обстоятель-
ство позволило бы создать наиболее благоприятные
условия для протекания химических реакций гидратации,
образования организованной структуры и направленного
процесса твердения в целом.
В результате исследования процесса твердения бетона
при различных способах теплоподвода, оценивая их до-
стоинства и недостатки, в течение последних лет (начи-
ная с 1963 г.) в Институте тепло- и массообмена АН
БССР разработан и внедряется в промышленность новый
метод тепловлажностной обработки сборных железобе-
тонных конструкций и изделий в электромагнитном поле
тока промышленной частоты [99, 149, 150].
Для решения вопросов нового метода термической
обработки железобетонных изделий в институте изучены
некоторые электрофизические и термодинамические за-
кономерности при нагреве ферромагнитных тепловыделя-
ющих элементов в переменном электромагнитном поле;
механизм внутреннего массотеплопереноса при тепло-
влажностной обработке бетона в электромагнитных и
для сравнения в конвективной установках; кинетика про-
цесса тепловлажностной обработки бетона при различ-
ных способах теплоподвода; процессы диффузионного
переноса влаги при формировании структуры цементного
камня во всех периодах тепловлажностной обработки
бетона и раствора с применением различных способов
теплоподвода. Исследованы формы и энергия связи вла-
ги с цементным камнем и пористой структуры растворной
части бетонов, подвергнутых тепловлажностной обработ-
ке различными методами. Проведено аналитическое ис-
следование процесса внутреннего массотеплопереноса
в кинетике твердения бетона при тепловлажностной
обработке в переменном электромагнитном поле. Изуче-
ны влияние режимных параметров электромагнитной тер-
мообработки на структурно-механические свойства раз-
личных бетонов; структурно-механические и деформатив-
ные свойства бетонов, подвергнутых тепловлажностной
обработке по оптимальному режиму, натурные и долго-
временные исследования морозо- и агрессивостойкости
различных бетонов. Выполнены инженерные разработки
и внедрение технологии тепловлажностной обработки бе-
тона в переменном электромагнитном поле.
38
Сущность метода (рис. 1) заключается в том, что же-
лезобетонные изделия и конструкции, помещенные в пе-
ременное электромагнитное поле обмотки [149], подвер-
гаются термообработке при кондуктивном теплоподводе.
Обмотка выполняется из алюминиевых шин или прово-
дов, укладываемых по периметру туннельных камер про-
ходного типа или камер-«колпаков» [153]. С целью осу-
ществления тепловлажностной обработки монолитного
Рис. 1. Принципиальная схема способа тепловлажностной обработки
железобетона в электромагнитном поле: 1 — электромагнитная об-
мотка; 2— железобетонная конструкция; 3— ферромагнитная опа-
лубка; 4 — арматура изделий
железобетона, стыковых соединений сборных конструк-
ций, изделий, изготавливаемых в формах-матрицах, нами
предложен метод ускорения твердения при помощи
устройств, выполненных в виде плоскостных излучателей
переменного электромагнитного поля тока промышлен-
ной частоты [151]. Электромагнитные обмотки устрой-
ства размещены на магнитопроводе и могут быть выпол-
нены сосредоточенными на его полюсах или рассредото-
ченными между ними. По обмотке пропускается ток
39
промышленной частоты без промежуточных преобразо-
ваний напряжения. Ферромагнитные арматура и формы
железобетонных изделий, будучи подвержены воздей-
ствию переменного электромагнитного поля, за счет пе-
ремагничивания (коэрцитивное трение) и вихревых токов
нагреваются. Передача тепла массе бетона при таком
способе осуществляется кондуктивно (теплопроводно-
стью), что наиболее эффективно, так как осуществляется
без промежуточных термических сопротивлений.
Таким образом, создаются наиболее благоприятные
условия для внутреннего и внешнего тепло- и массообме-
на, а также химических превращений вследствие объем-
ного нагрева бетона при передаче тепла от внутренних
(от арматуры) и внешних (от форм) источников. Ско-
рость нагрева легко регулируется за счет изменения си-
лы тока в обмотке соленоида. В результате достигается
практически равномерный нагрев как каждого изделия
в частности, так и всего штабеля изделий в целом.
Исследованиями и результатами промышленного вне-
дрения установлено, что в процессе такой тепловлажно-
стной обработки поля температуры, влагосодержания и
внутренних давлений в объеме бетона относительно рав-
номерны. В связи с этим процесс гидратации цемента, из-
менение теплофизических и структурно-механических
свойств цементного камня протекают равномерно по все-
му объему бетона. В результате того что температура
бетона несколько (на 3—6°) превышает температуру
окружающей среды, на поверхности изделий не происхо-
дит образования конденсата, вследствие чего исключа-
ется вредное воздействие его на структурообразование
цементного камня. Кроме того, величина относительной
влажности среды ср в электромагнитных камерах одина-
кова в различных уровнях по высоте камер и находится
на протяжении процесса тепловлажностной обработки на
достаточно высоком уровне (80—95%).
Наличие в материале практически равномерного тем-
пературного поля позволяет интенсифицировать процесс
нагрева изделий без опасения возникновения существен-
ных температурных перепадов в твердеющем бетоне.
Отсутствие значительных температурно-влажностных де-
формаций позволяет улучшить прочностные и деформа-
тивные характеристики бетона [34], повысить его морозо-
стойкость, агрессивостойкость, водонепроницаемость [35].
Глава II
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ
ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССА
ТЕПЛОВЛАЖНОСТНОЙ ОБРАБОТКИ
БЕТОНА В ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ
УСТАНОВКАХ
1. ХАРАКТЕРИСТИКА ПРИМЕНЯЕМЫХ БЕТОНОВ
И ИХ КОМПОНЕНТОВ
В качестве объекта исследования были приняты тяжелые
и легкие бетоны высоких марок («300—400») со следую-
щим расходом материалов на 1 м3 бетона.
1. Обычный тяжелый судостроительный бетон [67]:
состав I — портландцемент — 525 кг, песок — 625 кг, ще-
бень фракции 5—10 мм — 360 кг, щебень фракции 10—
15 мм — 720 кг, вода — 180 кг; подвижность 2—4 см
осадки стандартного конуса, объемный вес бетонной сме-
си — 2420 кг!м3\ состав II — портландцемент — 550 кг,
песок — 575 кг, щебень фракции 5—10 мм— 1080 кг, во-
да — 210 кг; подвижность — 1—2 см осадки стандартно-
го конуса, объемный вес свежеотформованной бетонной
смеси — 2395 кг!м?.
2. Легкий судостроительный бетон — керамзитобетон
[36, 76]: портландцемент — 525 кг, песок — 660 кг, ке-
рамзитовый гравий фракции 54-10 мм — 282 кг, керам-
зитовый гравий фракции 104-20 мм — 262 кг, вода —
205 кг; подвижность 1—2 см осадки стандартного кону-
са, объемный вес свежеотформованной бетонной смеси —
1925 кг/м3.
3. Нефтенепроницаемый судостроительный бетон:
портландцемент—525 кг, песок—605 кг, щебень фракции
5-4-10 мм — 355 кг, щебень фракции 104-20 мм — 720 кг,
вода — 190 кг, растворимое стекло — 18,3 кг, сульфитно-
спиртовая барда — 0,525 кг (0,1% от веса цемента в пе-
ресчете на сухое вещество); подвижность 4—6 см осадки
стандартного конуса, объемный вес бетонной смеси —
2409 кг/м3.
41
Таблица 1
Результаты определения химико-минералогического состава цементов
Завод-изготовитель портландцемента Химический
SiO2 | А12Оз | | Fe2O3 | СаО MgO
Вольский «Большевик» 22,6 4,61 5,11 63,00 1,47
Себряковский им. Юдина 22,99 4,94 5,17 64,68 1,69
Амвросиевский комбинат 24,5 3,95 4,20 65,20 0,90
Волковыский 26,79 4,56 4,99 57,22 0,82
Составы бетонов, применяемые в железобетонном су-
достроении, спроектированы с учетом эксплуатации их
в суровых и особо суровых климатических условиях (аг-
рессивная среда Варенцова моря с сольсодержанием
34 г/л, многократное замораживание и оттаивание, насы-
щение и высыхание бетона корпусов судов в переменном
уровне воды).
Для изготовления образцов из цементного раствора
при исследовании динамики процесса термообработки
был принят состав 1:1,5 (цемент: песок) с В/Ц, рав-
ным 0,362.
Химико-минералогический состав цементов приведен
в табл. 1.
Результаты испытания керамзитового гравия приве-
дены в табл. 2.
Характеристики компонентов, примененных для из-
готовления бетонов и растворов, представлены в табл. 3.
Данные лабораторных испытаний песка по ГОСТ
8735-65: удельный вес 2590 кг!м2, объемный вес
1590 кг]м?\ пустотность 42%; количество глинистых и
илистых частиц 0,8; органические примеси (калориметри-
ческая проба) —окраска светлее эталона.
Бетонная и растворная смеси приготовлялись тща-
тельным перемешиванием до достижения объемной одно-
родности. Уплотнение образцов из бетонной и растворной
смесей осуществлялось на лабораторной виброплощадке
с частотой колебаний 2800+200 кол!мин и амплитудой
42
состав, % Расчетный минералогический состав, %
SO3 I п.п.п. 1 2 | kH C3S | C2s | С3А | 1 C.AF
2,38 0,78 99,66 0,83 43 34 3 18
0,49 0,16 100,12 0,85 48 30 4 16
0,46 0,15 99,26 0,89 45 37 4 11
1,51 2,52 98,41 0,79 59 17 6 15
колебаний 0,35 мм. Уплотнение бетона опытных железо-
бетонных элементов производилось площадочным и глу-
бинными вибраторами с теми же параметрами вибрации.
Длительность вибрации была принята для тяжелых бе-
тонов 30 сек и для керамзитобетона 60 сек.
Таблица 2
Характеристика керамзитового гравия
Показатели Фракция 5—10 мм Фракция 10—20 мм
Объемный насыпной вес, кг/м3 742 700
Объемный вес в зерне по мето- дике Довжика В. Г., кг/м3 1320 1200
Пустотность, % 40,4 42,2
Водопоглощение через 2 час, % 12,3 10,0
Прочность на сжатие в цилиндре 0 120 мм, кг/см1 1 84,0 66,0
Лещадность, % 1,0 0,3
Наличие зерен ниже Ьмм, % 0,2 —
Наличие зерен свыше 20 мм, % — 0,4
Включение извести, % — .—
Влажность, % 0,7 —
Морозостойкость при 15 циклах, % потерь веса 25 6,9
43
Таблица 3
Характеристики компонентов бетона и раствора
Материал
Портландцемент
вельского завода
«Большевик»
Портландцемент
Себряковского за-
вода им. Юдина
Портландцемент
Волковыского за-
вода
Портландцемент
Амвросиевского за-
вода
Песок Матвеевско-
го карьера Никола-
евской обл.
Щебень Александ-
ровского карьера
Николаевской обл.
Керамзитовый гра-
вий Керченского
завода
Вода
Растворимое стекло
Сульфитно-спирто-
вая барда
Характеристика материалов
Сульфатостойкий, марки «500» по ГОСТ 310-41,
активность 513—530кг/сл*2. Нормальная густота
24,7 %. Сроки схватывания: начало 2 час № мин,
конец 4 час 5 мин. Удельная поверхность
2100 см*/г
Сульфатостойкий, марки «500» по ГОСТ 310-41,
активность 511—532 кг] см*. Нормальная густота
25,8 %. Сроки схватывания: начало 2 час §7 мин,
конец 4 час 44 мин
Марки «500» по ГОСТ 310-41, активность
548 кг) см*. Нормальная густота 30,5%. Сроки
схватывания: начало 2 час 15 мин, конец 4 час
ЬЬмин. Добавка: трепела 5%, гранулированно-
го шлака 8 %
Сульфатостойкий, марки «500» по ГОСТ 310-41,
активность 539 kcJcai*. Нормальная густота 25,2%.
Сроки схватывания: начало 2 час 18 мин, конец
5 час 6 мин
Кварцевый, мытый. Модуль крупности 1,81
Гранитный. Объемный насыпной вес 1423 кг/м*.
Удовлетворяет требованиям действующей в же-
лезобетонном судостроении нормали ОН9-374-62
Отвечает требованиям РТУ 624-62
Пресная, водопроводная
Соответствует требованиям ГОСТ 962-41, удель-
ный вес 1,42
Соответствует требованиям ГОСТ 8518-57
44
I
зеркальный гальванометр; 8— источник питания; 9— нормальный элемент; 10 — самопишущий потенциометр;
11— сосуд Дьюара; 12— рабочая платформа; 13— образец; /'/—электродвигатель; 15 — червячнйя переда-
ча; 16— указатель перемещения платформы; 17 — источник излучения гамма-квантов; 18— коллиматор; 19 —
спектрометрический кристалл; 20—ФЭУ; 21 — блок счета импульсов; 22 — блок ‘питания электронной схемы;
23— весы; 24 — подвеска образца; 25— система подачи пара
2. методика И ТЕХНИКА
ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОГО ИССЛЕДОВАНИЯ
Экспериментальная установка
по исследованию механизма тепло-
и массопереноса при твердении бетона
Экспериментальная установка, представленная на рис. 2,
состоит из двух теплоизолированных камер одинакового
объема и контрольно-измерительной аппаратуры. Камеры
с внутренними размерами 250X300X700 мм представля-
ют собой конструкции из листового алюминия.
По внутреннему периметру электромагнитной камеры
на электроизоляционном каркасе выполнены три секции
электромагнитных обмоток из медных щин. Концы обмо-
ток подключены через автотрансформаторы РНО-250-10
к пульту управления. Внутри электромагнитной камеры
(в ее нижней части) для создания и поддержания необ-
ходимой относительной влажности среды ф смонтирован
испаритель.
Вторая камера предназначена для исследования про-
цесса термообработки образцов насыщенным паром. Пи-
тание камеры паром производилось от лабораторного
медицинского автоклава. Поддержание необходимых па-
раметров температуры и относительной влажности среды
осуществлялось автоматически при помощи электромаг-
нитного вентиля, установленного на паропроводе.
Принципиальная электрическая схема силовой части
установки приведена на рис. 3.
Для исследования полей влагосодержания был при-
менен бесконтактный радиоактивный метод ослабления
гамма-квантов при прохождении через бетонный обра-
зец. Для последовательного ряда горизонтальных сече-
ний в процессе тепловлажностной обработки осущест-
влялось послойное просвечивание образцов без разруше-
ния формирующейся структуры бетона. С этой целью
внутри, в центральной части каждой из камер, были смон-
тированы рабочие платформы из текстолита, на которые
устанавливались железобетонные или бетонные образ-
цы. Рабочие платформы могли перемещаться только
вдоль оси У, т. е. вертикально. Перемещение осуществля-
лось посредством червячной передачи при помощи ревер-
сивного электродвигателя, вал которого связан с механи-
46
Vz7
Рис. 3. Электрическая схема силовой части экспериментальной установки:/ — пускатель магнитный; 2— выпря-
митель; 3— предохранитель; 4 — регулятор оборотов двигателя; 5—счетчик оборотов; 6 — двигатель; 7 — чер-
вячный редуктор; 8 — регулятор напряжения; 9 — электромагнитная камера; 10 — паровая "камера; 11— термо-
метр сопротивления; /2 —паровой бачок; 13 — ресивер; 14 — электроуправляемый золотник; 15 — электрокон-
тактный манометр
ческим счетчиком оборотов. Коэффициенты передачи
подобраны таким образом, что счетчик реагировал на
вертикальное перемещение платформы на 0,5 мм. Для
устранения горизонтальных смещений рабочие платфор-
мы скользили1 по специальным вертикальным направля-
ющим. Указанные приспособления обеспечивали повто-
ряемость наложения отдельного слоя образца на ось
пучка гамма-квантов с фиксированной точностью
-4-0,3 мм.
Для просвечивания образцов по бокам камеры на пе-
ресечении вертикальной и горизонтальной геометрических
осей были установлены свинцовые коллимирующие уст-
ройства, а также имелись гнезда для установления основ-
ного коллиматора и источника излучения. Коллимирован-
ный поток излучений, пройдя через образец, попадал на
детектор, в качестве которого был выбран сцинтилляци-
онный счетчик, состоящий из спектрометрического кри-
сталла йодистого натрия и фотоэлектронного умножите-
ля ФЭУ-19. Для устранения возможного влияния элек-
тромагнитного поля установки на фотоумножитель
последний был снабжен специальным тороидальным
экраном из трансформаторной стали. Напряжение на
фотоумножитель подавалось от высоковольтного источ-
ника питания типа УИП и БГС.
Счетным прибором служил радиометр «Волна». Время
экспозиции фотопленки было принято с учетом плотности
бетона образцов по нижеследующей формуле:
Тб=тст-^, (2.1)
Рст
где Тб и тСт — время экспозиции соответственно бетона и
стали; рб и рст — плотность соответственно бетона и
стали.
Передние торцы камер закрывались съемными крыш-
ками со смотровыми окошечками для наблюдения за
образцами в процессе эксперимента. Задние, «глухие»,
торцы обеих камер имели штуцеры для ввода проводов
схемы коммутации и термопар. Крышки и штуцеры в
стенках камер были выполнены герметичными. На каж-
дой камере были установлены технические весы 1-го клас-
са типа ВЛТ-10, к которым подвешивались формы
с образцами. Точность взвешивания 50 мг.
48
Методика экспериментального исследования
Напряженность магнитного поля в объеме обмотки из-
мерялась баллистическим методом с помощью эталонной
катушки, намотанной на круглый каркас, координатного
устройства и лампового вольтметра на пониженном на-
пряжении (36 в). Применение пониженного напряжения
дало возможность снять картину распределения напря-
женности магнитного поля камеры на всех схемах ее
включения. Постоянная эталонной катушки равнялась
38.07 а/лш-10-3. Измеренные величины рассчитывались
по формуле
Н = kE, (2.2)
где Н —напряженность магнитного поля в замеряемой точ-
ке, а/м\ Е — э.д.с., фиксируемая ламповым вольтметром,
в\ k — коэффициент пересчета, равный
4,44 fWS^
(2.3)
где f — частота, гц(] = 50ai{); W—число витков поля (Ц7 —
= 200), S — площадь сечения катушки, m2(S = 19,4-10~5);
цо— магнитная проницаемость воздуха, ом-сек'!м (цо =
= 4л • 10"7).
В процессе эксперимента напряженность магнитного
поля поддерживалась и контролировалась по показаниям
амперметров в соответствии с градуировочной кривой.
Измерение температуры бетона, арматуры, опалубки
образцов, среды в камере производилось с помощью
медь-константановых термопар диаметром проволоки
0,2 мм. Измерение э.д.с. термопар осуществлялось при
помощи схемы (рис. 2).
Схема измерения температуры включала в себя сле-
дующие приборы: 24-точечный переключатель, низко-
омный потенциометр постоянного тока типа Р-306, пита-
ющие батареи, нормальный элемент — насыщенный и
измерительный зеркальный гальванометр М 21/1, приме-
нение которого дает возможность полностью использо-
вать чувствительность потенциометра. Установка тока
осуществлялась при помощи зеркального гальванометра.
Для автоматической записи температуры в схеме исполь-4
4. Зак. 24
49
зовался также электронный потенциометр ЭПП-09. «Хо-
лодные» спаи термопар погружались в сосуд Дьюара
с тающим льдом.
Относительная влажность среды ср в камере измеря-
лась психрометрическим методом по разнице показаний
«сухой» и «мокрой» термопар. Для точной фиксации го-
ловок термопар с целью измерения температуры в каж-
дом слое бетона образцов был применен специальный
Рис. 4. Схема исследуемого образца с формой: I — бетонная (рас-
творная) смесь; II— арматурная сетка; III — термостолбик с фикси-
рованными термопарами; IV — ферромагнитная подложка формы;
V — текстолитовые борта формы; 1 (нижний), 2, 3,4,5, 6 (верхний) —
номера слоев, в которых измерялись локальные влагосодержания и
температура
термостолбик-гребенка из текстолита, устанавливаемый
вертикально в форму перед укладкой бетона (рис. 4).
Для замера температуры стальной арматуры и опа-
лубки головки термопар заделывались заподлицо с их
поверхностями. При заделке термопара располагалась
в теле бетона образца, арматуры или опалубки таким
образом, чтобы иметь соприкосновение с материалом на
длину не менее 50 мм от ее головки. Вследствие этого
отток тепла по термопаре происходил на значительном
расстоянии от рабочего конца термопары.
Измерение локальных влагосодержаний в этих же
слоях производилось радиометрическим методом на осно-
вании закона ослабления гамма-излучений веществом
7-/оехр-^‘“, <2-4)
где /0 — интенсивность излучения, падающего на погло-
титель, имп!сек\ I — интенсивность излучения, прошедшего
50
через поглотитель, имп/сек\ р = —----массовый коэффици-
Р
ент поглощения, см?1г\ рх — поверхностная плотность
материала, г!см2.
Если представить твердеющий бетон как двухфазную
систему, состоящую из твердой и жидкой фаз, то уравне-
ние (2.4) можно записать в виде
i , , (2-5)
* — * о Слр ,
чде рт = | — । — массовый коэффициент поглощения для
\ Р /т
твердой фазы вещества; рж = ( — | — массовый коэффи-
\ Р / ж
циент поглощения для жидкой фазы (воды); (рх)т и
(рх)ж — поверхностная плотность соответственно твердой
и жидкой фаз; GT и — процентное содержание соот-
ветственно твердой и жидкой фаз.
Из формул (2.4) и (2.5) видно, что поглощение излу-
чения зависит от массового коэффициента ослабления ц
иjnoBepxKQicxHQH плотности бетона рх. При р = const по-
глощение одного и того же элемента зависит от рх.
Для получения максимальной точности измерений не-
обходимо использовать гамма-кванты небольших энер-
гий, у которых преобладающим является фотоэффект.
С другой стороны, гамма-кванты с малой энергией не
| могут быть использованы для больших толщин материа-
ла. В связи с этим нами были изучены [156] с точки зре-
ния интенсивности и чувствительности схемы возможно-
сти каждого из следующих источников: кобальта-60, це-
‘зия-137 и тулия-170. Так как измерение влагосодержания
при термообработке бетона колеблется в небольших пре-
делах (2—5%), то наиболее подходящим для наших усло-
вий является источник тулия-170.
По данным экспериментов, массовый коэффициент
поглощения, полученный на образцах бетона в опалубке
из различных материалов (сталь, пластмасса) с извест-
ной поверхностной плотностью для ряда значений интен-
4*
51
сивиости счета, можно принять за постоянную величину.
Поэтому рх = (р*)т+ (рх)ж — поверхностная плотность
образца бетона при термообработке — изменяется за
счет изменения (рх)ж, т. е. за счет изменения количества
влаги. Исходя из этого, скорость счета гамма-квантов
является функцией только влагосодержания. Для расчета
послойного влагосодержания необходимо знать поверх-
ностную плотность отдельных слоев как в начале экспе-
римента, так и на всем его протяжении. Поверхностная
плотность рассчитывалась по формуле, полученной из
(2-4):
In /0 — In I
рх = —--------.
ц
Таким образом, зная значение ц, можно вычислить
значения рх для всех контрольных точек. Величина вла-
госодержания определялась по уравнению
ц=Р*~(рх) -100, %. (2.7)
(рх)т
Для исследования механизма внутреннего тепло- и
массопереноса в процессе тепловлажностной обработки
бетона при различных способах теплоподвода были из-
готовлены образцы-плиты размерами 200X200X60 мм.
Образцы формовались в опалубке, днище которой было
выполнено из стали, а борта — из текстолита. Отношение
длины и ширины образца к его толщине — более трех,
с пяти плоскостей образец гидроизолирован, поэтому при
термообработке потоки тепла и влаги можно считать
одномерными. Каждая плита армировалась одной арма-
турной сеткой из стали 08 мм, расположенной в слое
№ 3 (рис. 4). При использовании метода тепловой обра-
ботки паром изготовлялись как армированные образцы-
плиты, так и неармированные.
Момент затворения компонентов бетона водой при-
нят за начало отсчета времени эксперимента. Кроме
основного образца-плиты, в камеры устанавливались
в каждом эксперименте шесть вспомогательных образ-
цов-кубиков размерами 70X70X70 мм в стальных фор-
мах — «тройках». С этой целью использовались цемент-
ный раствор или тяжелый бетон состава II. Указанные
образцы использовались для контроля прочностных
£2
k
свойств, исследования структурной пористости, а также
форм, видов и энергии связи влаги с цементным камнем.
Режим тепловлажностной обработки осуществлялся
в обеих камерах одновременно. После окончания режима
образцы распалубливались и помещались для дальней-
шего твердения в термогигростатическую камеру, в кото-
рой создавались температура ^с = 20±2°С и относитель-
ная влажность ф = 90Со-
измерения значений послойной плотности бетона (ско-
рости счета прошедшего гамма-излучения) производились
с интервалами в 1 час. Измерения значений температуры
по слоям образцов производились каждые 30 мин на
протяжении всего эксперимента.
Массовый коэффициент поглощения гамма-квантов ц
измерялся многократно на образцах с известной массо-
вой толщиной для форм из различных материалов и не-
скольких значений интенсивности счета. Значения мас-
совых коэффициентов р при разной интенсивности сво-
бодного счета /о представлены в табл. 4.
Степень гидратации цемента в бетоне, подвергнутом
различным способам тепловлажностной обработки, и
нормально-влажного твердения определялась методом
качественного рентгеноструктурного анализа на рентге-
новском дифрактометре УРС-50-И, оснащенном сцинтил-
ляционным счетчиком в соответствии с методикой [180].
Рентгенограммы снимались в интервале 7—49° шкалы
углов (один градус этой шкалы равен 6 мм) для плоских
порошковых образцов, вращающихся в плоскости гони-
ометра со скоростью 25 об!мин. Для этого образцы це-
ментного камня измельчались до полного прохождения
через сито с ячейкой 60 мк. Определение степени гидра-
тации всех образцов производилось в 28-суточном воз-
расте. Гидратация цемента в образцах прекращалась
этиловым спиртом с последующим высушиванием в су-
шильном шкафу при температуре 105—110 °C. Количест-
во химически связанной воды в результате реакции ги-
дратации цемента устанавливалось по методике Ю. М.
Бутта [25] по величине потерь при прокаливании.
Исследование форм, видов и энергии связи влаги с це-
ментным камнем и растворной частью бетонов произво-
дилось при помощи метода термограмм сушки, разрабо-
танного М. Ф. Казанским [68], и метода удельных теплот
испарения, разработанного В. М. Казанским [70].
53
Исследование форм и видов связи влаги с цементным
камнем осуществлялось на основании совместного анали-
за термограмм и кривых сушки, записываемых одновре-
менно самопишущей установкой по методике [69]. Опре-
деление дифференциальных водоудерживающих свойств
материала основано на закономерностях процесса сущки
в изотермическом режиме. Периодизация процесса суш-
ки капиллярнопористых тел связана с различием форм
и видов связи удаляемой влаги. Проектируя каждую кри-
тическую точку термограммы на кривую сушки, записан-
ную одновременно в одном и том же опыте, можно опре-
делить количество влаги той или иной формы связи.
Определение теплоты испарения основано на законов
мерностях сушки образца влажного пористого тела
в условиях, когда температура поверхности образца с по-
мощью внутреннего источника тепла поддерживается
равной постоянной температуре окружающего воздуха.
При этом теплообмен образца с окружающим воздухом
равен нулю, нагревание образца отсутствует и все тепло,
выделяемое внутренним источником, затрачивается толь-
ко на испарение влаги, заключенной в пористом теле.
В таком случае связь между теплом, расходуемым на
испарение влаги, и мощностью, развиваемой электриче-
ским нагревателем (внутренним источником тепла), мо-
жет быть представлена следующим выражением:
Wdr- 0,24 72/?, (2.8)
где L — теплота испарения единицы массы влаги; dujdx—
скорость сушки; I — сила тока; R— сопротивление на-
гревателя;
L 0,24I2R
du/dx
(2-9)
Экспериментальная электромагнитная
установка по исследованию кинетики
процесса тепловлажностной обработки
бетонов
Установка состоит из камеры размерами 900Х1000Х
Х2200 мм, пульта управления и контрольно-измеритель-
ной аппаратуры. Схема установки представлена на
рис. 5, принципиальная электрическая схема силовой
части установки — на рис. 6.
55
Рис. 5. Принципиальная схема экспериментальной электромагнитной установки для исследования кинетики
процесса термообработки: 1 — камера туннельного типа; 2— панель коммутаций обмотки; 3 — увлажнительной
бачок; 4— вентилятор воздухообмена; 5 — железобетонное изделие; 6 — трековая тележка; 7 — жгут термопар;
8— потенциометр ЭПП-093М; 9— сосуд Дьюара; 10— холодные спаи термопар;// — потенциометр ПП; 12—
переключатель термопар; 13 — ламповый вольтметр; 14—образцовая катушка поля; 15 — главный рубильник;
/6 — батарея статконденсаторов; /7 —станция управления; 18—силовой распределительный щит; 19 — пульт
управления; 20 — переключатель питания камеры; 21 — индуктивный регулятор; 22 — щит технологического конт-
роля с программным регулятором; 23 — паропроводная труба; 24 — обмотка соленоида
00±№Ud'_
Электромагнитная обмотка установки из алюминие-
вой шины сечением 25X3 мм смонтирована на электро-
изоляционном каркасе и затем забетонирована непосред-
ственно в стенках камеры. Поверх бетонной камеры вы-
полнена теплоизоляция расчетного сечения с обшивкой
из алюминиевых листов. Обмотка установки выполнена
двухслойной, состоящей из трех основных, трех дополни-
тельных и трех регулировочных секций.
Принципиальная электрическая схема электромагнит-
ной установки, представленная на рис. 6, предусматрива-
ет три схемы включения обмоток установки. Путем вклю-
чения контактора 1Л1 в работе участвуют все витки
обмотки, причем витки средней фазы включаются встреч-
но (рис. 7, а). При включении контактора 2Л1 в работе
участвуют также все витки, но встречно включаются вит-
58
ки обмотки крайней фазы (рис. 7,6), и при включении
сблокированных контактов ЗЛ1 и Л1 камера включается
на звезду (рис. 7, в). Кроме регулирования температуры
путем изменения напряженности магнитного поля пере-
ключением принятых схем обмоток, было предусмотрено
плавное регулирование (с точностью 1 °C) температуры
в камере при помощи индукционного регулятора со стан-
цией ручного и автоматического управления типа
МА-195-56/32.
Управление работой электромагнитной обмотки осу-
ществлялось с общего пульта управления (рис. 6). Кон-
троль температуры и относительной влажности среды
осуществлялся с пульта контроля технологических пара-
метров процесса термообработки. Автоматическое регу-
лирование температуры в камере производилось при
помощи программного автоматического регулятора типа
ПРТЭ-2М.
В нижней части камеры были уложены рельсовые на-
правляющие, по которым перемещалась вагонетка
с образцами.
Датчики температуры и относительной влажности
среды в камере устанавливались в различных уровнях
по ее высоте. Заполнение водой бачков «мокрых» термо-
пар осуществлялось с помощью питающей системы.
Для измерения температуры в камере и образцах, а
также определения относительной влажности среды ис-
пользовались медь-константановые термопары диаметром
0,2 мм. Тарировка термопар осуществлялась по той же
схеме и с теми же приборами, что и при проведении опы-
та «Холодные» спаи термопар помещались в сосуд
Дьюара с температурой 0 °C. Горячие спаи термопар при
тарировке помещались в масляную баню термостата.
Температура термостата поддерживалась постоянной
с точностью 0,2 °C при помощи ртутного термометра с це-
ной деления 0,1 °C. Замеры показаний термопар снима-
лись через каждые 5° при нагревании от 10 до 150 °C и
обратно при охлаждении от 150 до 10 °C. Результаты
замеров представлялись в виде кривой Е=f (/), построен-
ной на миллиметровой бумаге.
Для автоматической записи температуры в схеме
(см. рис. 5) был применен электронный потенциометр
типа ЭПП-09, позволяющий измерять температуру с точ-
ностью до 0,5 °C.
59
Величина напряженности магнитного поля и ее рас-
пределение по камере являются основными факторами,
влияющими на равномерность и интенсивность нагрева
тепловыделяющих ферромагнитных элементов. Напря-
женность магнитного поля в объеме обмотки измерялась
и рассчитывалась аналогично описанному выше.
Путем снятия вольт-амперных характеристик и изме-
рения коэффициента мощности cos <р определялась на-
магничивающая мощность. Коэффициент мощности опре-
делялся при различном количестве ферромагнитных
элементов, находящихся в камере, в случаях, когда
UI cos q) = f (G) при / = const и при t/=const, где U — на-
пряжение в обмотке, в, I — сила тока в обмотке, а\ G —
вес ферромагнитных элементов, кг.
Замеры силы тока и напряжения производились ам-
перметрами А класса 1,0 и вольтметрами V класса 0,5,
установленными на пульте управления и распределитель-
ном щите.
Темп нагрева ферромагнитных элементов (арматуры
и форм) определялся без заполнения их бетонной смесью
по различным схемам включения.
Для измерения среднеинтегральных значений влаго-
содержания бетона образцов были использованы техни-
ческие весы первого класса с предельной нагрузкой 10 кг
марки ВЛТ-10-1. Цена деления микрошкалы 50 мг. По-
грешность весов во всем диапазоне взвешивания от 0 до
10 кг — 50 мг. Весы, установленные на камере, позволяли
производить взвешивание в процессе эксперимента.
В процессе тепловлажностной обработки бетонов
определялись температурные поля в образцах-кубиках,
моделях судовых железобетонных конструкций плитного
и ребристого типов. Схемы заделки термопар в образцах
приведены на рис. 8 и 9. Замеры значений температуры
по длине, ширине и толщине образцов производились че-
рез промежутки времени, равные 0,5 час. Значения сред-
неинтегрального влагосодержания определялись также
через 0,5 час.
Измерения значений избыточного давления в тверде-
ющем бетоне производились при помощи медицинских
игл, заделанных в образцы во время бетонирования и
соединенных с водяными микроманометрами резиновыми
трубками. Для исключения погрешности, вносимой рас-
ширением нагретого воздуха в той части трубки, которая
60
ом
00/09
Рис. 8 Схема размещения термопар: а — в железобетонных образцах плитного типа; б— в образцах-кубиках
с размером 10 см\ 1—9 — номера термопар; п—п и т—т— соответственно горизонтальная и вертикальная оси
образцов
находится внутри камеры, параллельно устанавливалась
эталонная трубка такой же длины, соединенная со вто-
рым микроманометром. Конец эталонной трубки наглухо
герметизировался. Значение давления расширяющегося
воздуха Рв, замеренное вторым микроманометром, вы-
считывалось из значения общего давления РОб, замерен-
ного первым микроманометром. Избыточное давление
паровой смеси в бетоне представлялось как разница зна-
чений измеренных давлений:
^36 = ^06-^- (2.10)
Настоящей методикой предусматривались всесторон-
ние испытания прочностных, деформативных и структур-
62
пых характеристик бетонов, подвергнутых термообработ-
ке в переменном электромагнитном поле. Результаты
испытаний сопоставлялись с данными испытаний образ-
цов нормально-влажного твердения. Для этого изготов-
лялись образцы-кубики, образцы-призмы и модели су-
довых железобетонных конструкций плитного и ребри-
стого типов. При моделировании уменьшались только
длина и ширина конструкций, а толщина, армирование и
составы бетонов были приняты теми же, что и у натур-
ных конструкций. Следует отметить, что судовые желе-
зобетонные конструкции отличаются относительной тон-
костенностью (60—100 мм), а также небольшим защит-
ным слоем бетона по отношению к арматуре (10 и 15 мм).
В этой связи долговечность таких конструкций определя-
ется прежде всего плотностью структуры бетона и харак-
тером распределения в цементном камне пор и капил-
ляров.
Испытание бетона по прочностным показателям про-
изводилось по ГОСТ 4800-59. Предел прочности бетона
при сжатии определялся на 125-тонном гидравлическом
прессе типа ПСУ-125 по образцам с размерами ребра
100 мм в возрасте 1, 7, 28, 90 сут. Предел прочности на
растяжение при изгибе определялся на универсальной
машине типа УМ-5А по образцам-балочкам размерами
400X100X100 мм в возрасте 1, 28, 90 сут. Предел проч-
ности при осевом растяжении определялся методом рас-
калывания на гидравлическом прессе ПСУ-10 по образ-
цам-кубикам в возрасте 1 и 28 сут. Испытание прочно-
сти бетона на сцепление с арматурой производилось
способом выдергивания забетонированных стержней
0 10 и 14 мм из образцов-кубиков с размерами ребра
100 мм, образцов-призм размерами 200X100X100 мм и
определялось по формуле:
(2.11)
lu
где Р — усилие выдергивания стержня, кг; I — глубина
заделки стержня в бетон, см; и — периметр поперечного
сечения стержня, см.
Водонепроницаемость бетона определялась по образ-
цам-цилиндрам 0 150 мм и высотой 50 мм в соответствии
с методикой, действующей в железобетонном судострое-
63
нии, нормали ОН9-373-62 по режиму: начальное давле-
ние воды 1 кгс!см2\ через 4 час давление повышалось до
1,5 кгс!см2\ через последующие 4 час давление повыша-
лось до 2,0 кгс!см2\ через последующие 16 час давление
повышалось до 2,5 кгс/см2, при котором образцы выдер-
живались 32 час. Применяемая здесь методика обеспечи-
вала надежность результатов.
В соответствии с методикой ГОСТ 4800-59 давление
воды повышалось ступенями через каждые 4 час на
1 кгс]см2 до 8 кгс!см2. Длительность эксперимента в
обоих случаях 48 час. После окончания испытания образ-
цы раскалывались с целью замера глубины проникно-
вения воды в тело бетона.
Морозостойкость бетона определялась по методике
ГОСТ 4800-59 в синтезированной морской воде (состав
воды Баренцева моря) солесодержанием 34 г/л до 500
циклов попеременного замораживания (в течение 12 час
при Т=—20 °C) и оттаивания (в течение 12 час при
7 = 4-20 °C).
Долголетние исследования бетона и арматуры произ-
водились в условиях сильно агрессивной среды Сиваш-
ской коррозионной станции НИИЖБа Госстроя СССР.
Для этого были изготовлены образцы-кубики и образцы-
призмы с размерами соответственно 100X100X100 мм и
400X100X100 мм. В первую партию образцов-кубиков
при бетонировании были помещены стержни диаметром
10 мм из мягкой стали марки ст.З со специально шлифо-
ванной поверхностью, которые перед этим взвешивались
с точностью до 0,0001 г. Перед укладкой в формы для
бетонирования стержни промывались *в органическом
растворителе (дихлорэтане) для снятия жировых пятен
и устанавливались в пластмассовые ограничители защит-
ного слоя (рис. 10, а, б), вместе с которыми потом обе-
тонировывались. Толщина защитного слоя бетона 10 мм.
Вторая партия образцов-кубиков (без арматурных
стержней) предназначалась для определения структур-
но-механических свойств бетонов в различные сроки ис-
следования. В сроки от одного года до трех лет ср вре-
мени начала исследования образцы извлекались из
агрессивной среды и испытывались. Определялись проч-
ность бетона, количество и глубина проникновения в бе-
тон хлор-ионов, структурная пористость и коррозионная
стойкость арматуры.
64
Для этого арматурные стержни после раскалывания
образцов и очищения от бетона подвергались травлению
(для удаления ржавчины) в 10%-ном растворе соляной
кислоты с 1%' ингибитора — уротропина. Глубина кор-
розионных язв определялась с помощью микроскопа
МИС-11 и индикатора с иглой, потеря в весе — на ана-
литических весах АДВ-200.
Прочностные показатели железобетонных моделей
при изгибе (трещиностойкость и разрушающая нагруз-
ка) определялись для каждого из исследуемых режимов
по железобетонным плитам и, кроме того, для оптималь-
Рис. 10. Общий вид арматурных стержней перед бетонированием и
испытанием на агрессивостойкость: а — в ограничителях защитного
слоя; б — в металлических формочках
5. Зак. 24
65
ных режимов по ребристым элементам. Толщина испы-
тываемых плит принималась равной 60 мм.
Испытание железобетонных плит осуществлялось на
универсальной испытательной машине типа ГМС-100А.
Железобетонные плиты испытывались на изгиб приложе-
нием одной сосредоточенной нагрузки посредине проле-
та, железобетонные ребристые элементы — приложением
двух сосредоточенных нагрузок. Одна из опор в обоих
случаях выполнялась подвижной.
Испытание ребристых элементов производилось на
гидравлическом прессе типа ПСУ-125 с применением
специально разработанной оснастки. Опоры железобе-
тонных элементов устанавливались на большую травер-
су, опирающуюся на нижнюю плиту пресса. Две симмет-
ричные силы передавались через малую траверсу от верх-
ней плиты пресса. Повышение нагрузки осуществлялось
ступенями с 5-минутной выдержкой на каждой ступени.
Для измерения деформаций в растянутой и сжатой
зонах бетона использовались электромеханические тен-
зометры системы Аистова с ценой деления 0,001 мм и
базой 200 мм. Тензометры устанавливались в средней ча-
сти пролета плит и балок на полке и ребре. Определе-
ние прогибов осуществлялось индикаторами часового ти-
па с ценой деления 0,01 мм. Индикаторы выставлялись
в плоскости опор и посредине пролета конструкций. Та-
кая установка приборов необходима для исключения
влияния осадки опор при определении величины стрелки
прогиба. Величина раскрытия трещин определялась ми-
кроскопом с ценой деления 0,05 мм. Показания приборов
фиксировались на каждой ступени увеличения нагрузки.
Определение модулей упругости бетона (модули пол-
ных деформаций) при сжатии осуществлялось на образ-
цах-призмах размерами 400X100X100 мм с помощью
гидравлического пресса типа ПСУ-125. На всех четырех
гранях бетонных призм для измерения средних деформа-
ций устанавливались индикаторы часового типа с ценой
деления 0,01 мм на базе 200 мм. Нагружение призм про-
изводилось ступенями, равными 10%, до 0,3 предела
призменной прочности. Нагрузку на каждой ступени вы-
держивали в течение 10 мин до затухания пластических
деформаций. Твердение образцов после тспловлажпост-
ной обработки и нормально-влажного храпения до испы-
тания в 7,28 и 90-суточном возрасте осуществлялось по
66
методике ГОСТ 4800-59 в термогигроскопической камере
при температуре tc = 20+2 °C и относительной влажности
среды ф 1не менее 90%.
Исследование структурной пористости бетона произ-
водилось (для оптимальных режимов тепловлажностной
обработки различными способами, нормально-влажного
твердения и испытывавшегося в агрессивной среде) ме-
тодом вдавливания ртути на поромерах высокого давле-
ния (2500 атм) системы Т. Г. Плаченова [134], а также
термографическим методом М. Ф. Казанского [68].
3. КИНЕТИКА И ДИНАМИКА ПРОЦЕССА
ТЕРМООБРАБОТКИ БЕТОНА
ПРИ РАЗЛИЧНЫХ РЕЖИМАХ
Результаты исследования электрофизических и термоди-
намических зависимостей при испытании электромагнит-
ных камер. Установка по исследованию механизма вну-
треннего массотеплопереноса. Зависимость напряженно-
сти магнитного поля от силы тока и изменение напря-
женности магнитного поля
показаны на рис. 11 и 12.
Как следует из рис. 12,
количество витков и рас-
положение секций обмот-
ки рассчитано^ таким об-
разом, что искажение по-
ля вдоль оси Z минималь-
но. Измерения показали,
что напряженность маг-
Рис. 11. Зависимость напряжен-
ности электромагнитного поля
от силы тока в цепи обмотки
установки
вдоль геометрической оси Z
н, эрстед _______
битного поля по осям X и Y также равномерна с откло-
нениями на краях 5—7%. Как показали исследования,
вследствие расположения рабочей платформы с образца-
ми в зоне 20—50 см вдоль оси Z камеры достигается рав-
номерность нагрева ферромагнитных элементов по их
5*
67
длине и ширине. При этом перепад температуры в них не
превышал 1 °C.
Установка по исследованию кинетики процесса тепло-
влажностной обработки. Вольт-амперные характеристи-
ки, снятые при различных схемах включения обмоток,
представлены в табл. 5. Напряженность магнитного поля,
измеренная по осям X, У, Z (рис. 13), представлена в
табл. 6. Результаты опытных данных сопоставлялись с
Рис. 12. Изменение напряженности электромагнитного поля по длине
камеры: 1 — сила тока 25 а; 2 — то же, 35 а\ 3 — то же, 45 а
Рис. 13. Схема измерения напряженности электромагнитного поля в
объеме камеры 1 J
68
Таблица 5
Вольт-амперные характеристики экспериментальной установки
Наличие ферромаг- нитных элементов Схема включения обмотки Напряже- ние U, в Сила тока, а COS ф Мощность W, кет
Без арматуры и 1Л1 127 28 0,48 1,7
опалубки 127 60 0,38 3,65
2Л1 110 100
ЗЛ1 120 60 0,50 8,65
Л1 115 100
Арматура и опалуб- 1Л1 320 68 0,55 12
ка общим весом 2Л1 320 138 0,50 22
20 кг 340 220
ЗЛ1 340 150 0,54 63,5
Л1 340 230
расчетными данными для тангенциальной и нормальной
составляющих магнитного поля, рассчитываемых по
формулам [89]:
ы IW VI I X Bj At
н. =-- V ’ arctg —3- — - +
м ш ск/л? + в? + с1
+ arctg(2.12)
1W
1 Л^+В/+С1 у
Ск ) ’
(2.13)
где Bj, Ск — текущие координаты рассчитываемой
точки М(Х, У, Z); Lh — габариты обмотки; I — ток, теку-
щий по обмотке; W — число витков обмотки.
69
Таблица 6
Распределение напряженности магнитного поля в объеме камеры
g . —<OiO(MCOC^CD(NCOCOO—«т^СОО^т^^ООСОт^
со OOCOcO<£)^’-<CnOCC|COa)0(DOTf(OQOlO’tO)C4
COCOTfCOx^TfCO^LOtDCNCWI—«СЧООЮЮЮСОт^Г-
s
о ю CO —< CD CD Г—. —<ОСЧЮЮЮ00ОЮ00т±|СЧ’^'000100
Ь-.ОО-чС^ЮОО’^Г-ОО’—*ЮГ-СгСГ)’=±,СОГ-—'СМЮ^
л с; < (М о юю ю Ю Ю Ф
О
я: Я
ОСОСТ}СООСОСМГ^ЮООГ—СМСОООСОГ-Г-.СОГ-000
мюсосошх^ с о —wcocco. i.o-<d -^
к CQCOTh^T^COcQrt'Tt'iriCOCOOqoqiniOLOLOCDlOCD
"о к
g
я о NCOOOKDNOOOOC —ОО —lOLOONONCl.O
о га to C'JN(N^(NC(NO)r-1-^[^^CNiOCr:^^QC-< »— O0
К Рн C4CO^x^Tt'COCQTt'LOvOCOCOC4<N’<t'COCOlO<OCOlO
О
О И to CCCNCDOOOC-^OCOlONWnOOOlCNOClOO
OO^OOQGC^OCDOin^OOCCOO’-iTtbinCOO
S —'^^^TtrfCOCCNbOlOLOO’-OOb-OOOC
S
4J ОООО^СООО^ЮО^-ЧЮЮ^СОООЮООО
Н CN?Cb ooco — or- ОСМЮООЮОСЧО-ЮСЧОГСО’-ч
О о ж. OJ^rfTtiTfTtiOOCQr^r^LO’^'^t'COCQOOOOt^OOOOCD
к ><
к
0) S
£ TfONCOX'^(N’-<X(NQCO. C(NO-CO CD Ю CD О
(Я о СО N-*WNC0G0<-<Q0(MC0CCNl0C0C400(MCDO’-^’-i
а я (N^^TfTfCOCOCOOO^COCCOl^NNONNO
с ч
га
X 1=1
о NOON-^OJOCDDJCO—^Г-СОЮГ-СОГ-ОООСООО
о со О ОС cQ CO CD OJ —> Г- 00 CO CM О 1O Г-. СЮ CD — I O О
S к ч OJCOTfTt'TfCOCOTftOlDCOcOOqOjTfCDCDCDCDCDCD
g lOr-lOOCDr-CDOl^hlDOlOlOCDlQOlGOOOOr-
га ONcoiooqw^oqco^cDo^ccDcofNOCMoqoo
Рч COCO’rf'^fTtiCOCOTfLOLQCOCO OJCN rf CD CD l О CD CD t-Q
^TfCDOqQlO^OOON'^(N’-*’-*WO^OOON
о (M N W^-COlOOW WO-< —чОО—। —< 00
COCOTfTtTfCOCOTMjOLDCOCqOqCN^CDCDlDCDCDlD
W9
£ — ИЗО Ч1ГО1?Э ooooaooaooooooooaoaoo
Z TbXWOOW ’tOOWCDOW TfOOWCDDW
QHHEOJLOOBd —<—'WW —< —< СЧ CM — —< CM CM
Q
О 1 1 C0>
S га 1 1 CM
со
га
’©•
о с И II °
га 1 1 —<
g га t* lO„ CD CM
S oo
о
9 *п CO CD co
ЭИНЭЖКёИЕЦ CO co co
!а НИЯ
<5 ф о> ВТ* 5 5 55
и р О 2 — CM CO
70
В формуле (2.13) знак + берется при условии, что
индексы при символах А, С (в первом слагаемом) и А, В
(во втором слагаемом) одинаковы.
Сопоставление опытных и расчетных данных дает хо-
рошую сходимость (в пределах 5—10%) и показывает,
что в каждом поперечном сечении камеры в ее рабочем
объеме магнитное поле практически равномерно. Поэто-
му достаточно определить напряженность магнитного по-
Рис. 14. Изменение напряженности электромагнитного поля по длине
камеры: 1 — расчетное значение; 2— опытное значение; 3— размаг-
ничивающее влияние увлажнительного бачка
ля по главной оси камеры (ось Z). Опытные и расчетные
значения напряженности магнитного поля по оси Z пред-
ставлены на рис. 14. Наблюдаемое отклонение опытного
значения напряженности магнитного поля от расчетного
значения более 10% в данном случае объясняется нали-
чием в объеме камеры балластного ферромагнетика
(увлажнительного бачка). Однако имеющее место откло-
нение опытного значения напряженности поля от его рас-
четного значения практически не сказывается на измене-
нии намагничивающей мощности и нагреве тепловыде-
ляющих элементов образцов. Из табл. 6 следует, что
напряженность магнитного поля, измеренная по осям
X, У, Z, наиболее равномерна в случае включения обмо-
ток согласно схеме рис. 7, а. По оси Z наблюдается спад
напряженности у концов обмотки на расстоянии 40 см
от дверного проема и от «глухого» торца камеры в силу
размагничивающего фактора. Однако, как показали
эксперименты, указанное не отражается на равномерно-
сти нагрева тепловыделяющих арматуры и форм. Это
71
объясняется, во-первых, тем, что они располагались в
зоне равномерной напряженности поля, и, во-вторых, по-
тому что вследствие хорошей теплопроводности стали
происходило быстрое перераспределение температуры.
По оси Y напряженность магнитного поля изменяется
аналогично напряженности по оси X и в тех же пределах.
Изменение напряженности поля по осям X, У, Z ле-
жит в пределах 400—500 а/м. Наблюдаемое более нерав-
номерное распределение магнитного поля при включении
по схеме рис. 7, в обусловливается асимметричным вклю-
чением обмоток (средняя фаза включена встречно).
В данном случае изменение напряженности магнитного
поля лежит в пределах по оси X — 600—800 а/м, по оси
У — 380—430 а/м.
По схеме включения рис. 7, б (однофазное включе-
ние) график напряженности магнитного поля по коорди-
нате имеет аномальный характер. Такой резкий спад на-
пряженности объясняется тем, что с целью проведения
измерения магнитных характеристик на пониженном на-
пряжении была обесточена одна фаза.
Поля температуры по длине арматурных сеток (без
заполнения их бетоном при включении электромагнитной
обмотки по различным схемам) представлены на рис. 15,
а по толщине арматурного каркаса (при включении
электромагнитной обмотки по схеме 1Л1) —на рис. 16.
Анализ приведенных графиков показывает, что пере-
пад температуры как по длине, так и по толщине арма-
турного каркаса при включении электромагнитной об-
мотки по схеме 1Л1 не превышает 5—7°. Замеченная не-
значительная неравномерность распределения темпера-
туры нивелируется при заполнении арматуры бетоном.
Температура паровоздушной среды в объеме камеры
практически одинакова. Перепады температуры среды по
длине камеры не превышают 3—5° и по высоте —5—7°.
Результаты экспериментального исследования зави-
симостей распределения температуры и влагосодержа-
ния в железобетонных образцах в процессе электромаг-
нитной тепловлажностной обработки. Проведенное экспе-
риментальное исследование позволило установить
зависимости распределения температуры во времени в
моделях железобетонных элементов плитного и ребри-
стого типов при различных режимах термообработки
(табл. 7). Эти данные приведены на рис. 17, а—20, а
72
Рис. 15. Температурное поле в арматурных сетках по длине камеры
при включении электромагнитной обмотки по различным схемам: 1 —
температура продольной арматуры в начале камеры; 2— то же, в се-
редине камеры; 3~ то же, в конце камеры; 4 — температура воздуха
в середине камеры
по толщине плит и на рис. 17, б — 20, б по их длине.
Зависимости распределения температур во времени в бе-
тонных кубиках размерами 100X100X100 мм приведены
на рис. 21, в ребристых элементах по толщине и длине
образцов, а также по ширине камеры — на рис. 22.
Из рисунков видно, что в периоде нагрева материала
(начальная стадия) температура арматуры превышает
температуру бетона на 2—3 °C до момента проявления
интенсивного внутреннего тепловыдения (тепло гидра-
тации цемента), которое имеет место после достижения
Рис. 16. Температурное поле в объеме опалубки без заполнения ее
бетоном: I— металлическое днище; II — нижняя сетка; III — верхняя
сетка; 1 — температура воздуха между нижней сеткой и опалубкой;
2 — температура нижней сетки; 3 — температура воздуха между
нижней и верхней сеткой; 4, 5 — температура верхней сетки и над
верхней сеткой; 6 — температура воздуха в камере над опалубкой
74
Таблица 7
Характеристика исследованных режимов тепловлажностной
обработки бетона в электромагнитном поле
Номер режима Период предвари- тельного выдержи- вания бе- тонной смеси при температу- ре 20 °C, час Период подъема тем- пературы до макси- мальной (80 °C) Период изотерми- ческой об- работки бетона при темпера- туре 80 °C, час Период спада темпе- ратуры бетона до 40 °C
скорость нагрева, град/час длитель- ность, час скорость охлажде- ния, град/час длитель- ность, час
1 4 20,0 3 10 13,3 ' 3
2 4 15,0 4 10 13,3 3
3 4 12,0 5 10 13,3 3
4 4 10,0 6 10 13,3 3
5 4 8,57 7 10 13,3 3
6 4 15,0 4 8 13,3 3
7 4 15,0 4 6 13,3 3
8 4 15,0 4 4 13,3 3
9 4 15,0 4 3 13,3 3
10 4 15,0 4 2 13,3 3
11 4 15,0 4 1 13,3 3
12 4 15,0 4 0 13,3 3
13 4 12,0 5 0 13,3 3
14 4 10,0 6 0 13,3 3
15 4 8,57 7 0 13,3 3
16 4 7,5 8 0 13,3 3
бетоном температуры приблизительно 50 °C. После до-
стижения этого уровня температура бетона /б начинает
превышать температуру арматуры на 3—5 °C. К этому
времени относится также начало превышения температу-
ры центральных слоев образца над периферийными.
Поле температуры в образцах при таком способе
подвода тепла практически равномерно. Градиент темпе-
ратуры по толщине образцов плитного типа не превыша-
ет 1 градам, ребристого типа — 0,7 град/см.
Температура среды tc в камере в начальной стадии
процесса несколько превышает температуру бетона (на
2—5 °C). Указанное можно объяснить тем, что значения
теплоемкости бетона (0,26 ккал!кг • град) и воздуха
(0,24 ккал!кг • град) весьма близки, однако масса по-
следнего в камере несравненно меньше, чем масса желе-
зобетона. По этой причине паровоздушная смесь прогре-
вается от ферромагнитной опалубки быстрее. Однако че-
рез определенное время после начала режима
75
температура бетона /б начинает превышать температуру
среды в камере. На стадии изотермической обработки
перепад между значениями температуры среды tc и бето-
на /б устанавливается постоянным.
Перепад температуры по длине плитных и ребристых
образцов соответственно не превышал 3—6° и 8°. Пере-
разце (6 = 60 мм) в процессе термической обработки по режиму № 1:
а— по толщине образца: 1 — температура бетона в верхнем сечении
образца; 2 — то же, в центральном сечений; 3— то же, в нижнем
сечении; 4 — температура поверхности бетона; 5 — температура арма-
туры в верхнем сечении образца; 6 — то же, в нижнем сечении; б—
по длине образца: 1—температура арматуры в начале камеры; 2 —
то же, в центре камеры; 3— то же, в конце камеры; 4 — температура
бетона в начале камеры; 5 — то же, в центре камеры; 6 — то же,
в конце камеры; 7 — температура среды в камере по «сухой» тер-
мопаре; 8 — относительная влажность среды в камере
76
й'Кг/кг 6,°C
Рис. 19. Кривые кинетики процесса термообработки железобетонного образца (6 = 60 мм) по режиму № 13: а —
по толщине образца (обозначения см. рис. 18, а); б — по длине образца (обозначения см. рис. 18, б)
Рис. 20. Кривые распределения температуры в железобетонном образце (6=100 мм) в процессе термообработки
по режиму № 9: а — ..по толщине образца (обозначения см. рис. 18, а); б — по длине образца (обозначения см.
рис. 18, б)
пад температуры по ширине образцов обоих типов не пре-
вышал 3—4 °C.
Из графиков видно, что температурное поле в период
постоянной скорости убыли влагосодержания бетона 'бы-
ло постоянным.
Относительная влажность среды ср в камере колеба-
лась на протяжении режима термообработки в пределах
80—92%, несколько уменьшаясь на стадиях прогрева и
остывания образцов.
В экспериментах (рис. 18, 19) зафиксировано избы-
точное давление в материале, которое с увеличением
температуры резко возрастало. Возникающий градиент
общего давления VP также возрастал с ростом темпе-
ратуры. С прекращением нагрева (начало стадии изо-
термической обработки) избыточное давление релакси-
ровалось с некоторой конечной скоростью, в то время как
температура тела почти не изменялась. Релаксация об-
щего давления происходила постепенно, что свидетель-
ствует о значительном сопротивлении структуры бетона
молярному переносу влаги.
Следует отметить, что характер процесса тепловлаж-
ностной обработки бетона отличается от характера про-
цесса сушки коллоидных капиллярнопористых тел. Как
известно, задачей сушки является обезвоживание мате-
риала при минимальных расходах времени и энергии и
получение определенных технологических свойств ма-
териалов. Твердение бетона в процессе термообработ-
ки — это процесс тепло- и массообмена при химических
и фазовых превращениях.
В отличие от процесса сушки задача тепловлажност-
ной обработки бетона сводится к ускорению химических
реакций гидратации минералов цемента с условием по-
лучения после окончания процесса материалов с опре-
деленными структурно-механическими свойствами и с
необходимой начальной прочностью, как правило, не
менее 70% от марочной. Ускорение процесса твердения
бетона также сопровождается убылью влаги затворения.
Причем чем больше конечное влагосодержание бетона,
тем в более благоприятных условиях будут протекать
дальнейшие (после термообработки) процессы гидрата-
ции цемента и твердения цементного камня. В случае
удаления влаги из бетона свыше оптимального количе-
ства (влага технологическая, вводимая в бетонную
€. Зак. 24
81
смесь с водой затворения для увеличения ее подвижно-
сти с целью качественной укладки в конструкции) воз-
можно резкое торможение или почти полное прекраще-
ние дальнейших гидратационных процессов, что приво-
дит к конечному ухудшению структурно-механических
свойств бетона. Поэтому процесс тепловлажностной об-
работки осуществляют несколько отлично от процесса
сушки. Моментом прекращения процесса термообработ-
ки в данном случае считают не момент достижения за-
данного равновесного влагосодержания материала, как
в случае сушки, а момент, близкий, но не достигающий
перелома на кривой кинетики гидратации [1пС(т)].
Этим и объясняется характер построения режимов
тепловлажностной обработки бетона (нагрев до задан-
ной температуры + изотермическая обработка при дан-
ной температуре определенной длительности + медлен-
ное охлаждение бетона). Несмотря на некоторые отли-
чия от процесса сушки, процесс тепловлажностной
Рис. 22. Кривые распределения температуры в железобетонном об-
разце ребристого типа в процессе термообработки по режиму № 7
(см. рис. 9): а — по толидине образца: 1 — температура бетона в точ-
ке 7 ребра образца; 2 — то же, в точке 8\ 3 — то же, в точке 9; 4 —
то же, в точке 10\ 5 — температура арматуры в точке 11 ребра образ-
ца; 6 — температура бетона в точке 12 плиты образца; 7 — то же,
в точке 13\ 8 — ср среды в камере; б — по длине образца: 1 — темпе-
ратура бетона в начале камеры (точка /); 2 — то же, в середине ка-
меры (точка 3); 3— то же, в конце камеры (точка 5); 4 — темпера-
тура арматуры в начале камеры (точка 2); 5 — то же, в середине
камеры (точка 4); 6 — то же, в конце камеры (точка 6); 7—-тем-
пература среды в камере по «сухой» термопаре; в — по ширине
образца: 1 — температура арматуры в точке 14\ 2 — то же, в точке
16\ 3 — то же, в точке 4\ 4 — температура бетона в точке 15\ 5 —
то же, в точке /7; 6 — то же, в точке 3
6*
83
<р,%
90 -
70-
50-
30-
Рис. 23. Кривые динамики процесса термообработки цементного раствора .паротепловым методом (схема распо-
ложения термопар в образце см. рис. 4): а — распределение температуры в образце и относительная влажность
среды в камере: 1—6 — температура раствора соответственно в 1 (нижнем), 2, 3,'4, 5, 6 (верхнем) слоях; 7—
Ф среды в камере; б — распределение локальных влагосодержаний в образце: 1, 2, 3, 4 и 5 соответственно в 1
(нижнем), 2, 3, 4 и 5 (верхнем) слоях; 0 — выдерживание образца перед термообработкой; / -—стадия нагрева;
II—изотермическая обработка; III — спад температуры
Рис. 24. Кривые динамики процесса термообработки цементного раствора электромагнитным методом (схема
расположения термопар в образце см. рис. 4): а — распределение температуры в образце и относительная
влажность среды в камере (обозначения см. рис. 23); б—распределение локальных влагосодержаний в образ-
це (обозначения см. рис. 23); О, I, Г1, III— обозначения см. рис. 23
Рис. 25. Кривые динамики процесса термообработки бетона паротепловым методом (схема расположения тер-
мопар в образце см. рис. 4): а — распределение температуры в образце и относительная влажность среды в ка-
мере (обозначения см. рис. 23); б — распределение локальных влагосодержаний в образце: 1, 2, 3, 4, 5, 6 —со-
ответственно в 1 (нижнем), 2, 3, 4, 5, 6 (верхнем) слоях; О, I, II, /// — обозначения см. рис. 23
Рис. 26. Кривые динамики процесса термообработки бетона электромагнитным методом (схема расположения
термопар в образце см. рис. 4): а — распределение температуры в образце и относительная влажность среды
в камере: 1, 2, 3, 4, 5, 6 — температура бетона соответственно в / (нижнем), 2, 3, 4, 5 и 6 (верхнем) слоях;
7 — температура арматуры; 8 — то же, днища опалубки; 9 — ср среды в камере; б — распределение локальных
влагосодержаний в образце (обозначения см. рис. 23); О, I, /Л ///— обозначения см. рис. 23
обработки бетона также имеет четко выраженные пе-
риоды постоянной и падающей скоростей убыли вла-
госодержания.
С целью изучения взаимосвязанного механизма пе-
реноса тепла и массы вещества внутри твердеющего бе-
тона было проведено исследование изменения локаль-
ных влагосодержаний и и температуры t с течением
времени. Исследование проводилось при различных спо-
собах подвода тепла: кондуктивном (электромагнитная
термообработка) и конвективном (паротепловая).
Результаты экспериментов представлены на рис. 23
и 24 (для цементного раствора) и на рис. 25 и 26 (для
тяжелого судостроительного бетона состава II).
Тепловлажностная обработка в электромагнитном
поле осуществлялась по экспериментально выбранному
оптимальному режиму. Параметры режима паротепло-
вой обработки принимались идентичными.
Анализ графиков показывает, что перепад темпера-
туры по толщине образцов при тепловлажностной обра-
ботке в электромагнитном поле не превышает 5 °C на
стадии нагрева материала и 3—4 °C на стадии изотерми-
ческой обработки. Перепад температуры при паротепло-
вой обработке выше: 8—12 °C на стадии нагрева и 6—7 °C
на стадии изотермической обработки. Относительная
влажность среды в обоих случаях поддерживалась посто-
янной, равной 90—92 % • Величины перепадов локальных
влагосодержаний по толщине образцов цементных ра-
створа и бетона в процессе тепловлажностной обработки
в электромагнитном поле значительно меньше, чем в
процессе паротепловой обработки. При этом в начале
процесса паротепловой обработки наблюдается увели-
чение значений локальных влагосодержаний бетона
(впитывание влаги) с последующей более интенсивной
их убылью в конце процесса. При тепловлажностной об-
работке бетона в электромагнитном поле на протяжении
всего процесса имеет место плавная убыль локальных
влагосодержаний образцов.
4. АНАЛИЗ КРИВЫХ КИНЕТИКИ ПРОЦЕССА
ТЕРМООБРАБОТКИ БЕТОНА
Кинетика процесса термообработки цементных бетонов
определяется физико-химическими свойствами твердею-
щего материала. С целью нахождения оптимального ре-
88
жима электромагнитной термообработки бетона мето-
дикой экспериментального исследования предусматри-
валось изучение различных по длительности режи-
мов [149].
Известно, что выбор максимального уровня темпе-
ратуры термообработки определяется изменением тех-
нологических свойств материала в процессе термообра-
ботки. В работах ряда исследователей [72, 100, 111, 119]
показано, что наиболее рациональным максимальным
уровнем температуры при термообработке портландце-
ментов и быстротвердеющих портландцементов при ат-
мосферном давлении, учитывая скорость протекания
реакций гидратации и конечные структурно-механи-
ческие свойства бетона, является температура 80—
85 °C. Этот уровень температуры был принят и в наших
экспериментах.
Предварительное выдерживание бетонной смеси пе-
ред термообработкой с целью упрочнения структуры,
способной «воспринимать» температурные напряжения,
производилось во всех экспериментах при температуре
среды /с = 20°С. Время выдерживания бетонной смеси
для примененных видов цементов и составов бетонов
определялось по конечным структурно-механическим
свойствам бетона. Оптимальная длительность стадии
выдерживания (стадия О, рис. 17—26) была установле-
на равной 4 час.
Как следует из табл. 7, максимальная длительность
процесса принята равной 20 час, что соответствует
длительности оптимальных режимов термообработки
бетонов плотных составов в среде насыщенного пара,
нормированных в железобетонном судостроении. При-
нятие такой длительности процесса вызывается повы-
шенными требованиями, предъявляемыми к судовым
железобетонным конструкциям по водонепроницае-
мости, прочности, морозостойкости и агрессивостойко-
сти. Очень «мягкие» по интенсивности нагрева бетона
режимы диктуются самой практикой с целью подучения
минимальных градиентов температуры и влагосодержа-
ния внутри таких конструкций в процессе термообра-
ботки. Указанное позволяет свести к минимуму вредное
действие температурно-влажностных напряжений в фор-
мирующейся структуре бетона — микротрещинообра-
зование, нарушение сплошности материала, повышен-
89
ную фильтрацию воды через конструкцию в процессе
эксплуатации и т. и.
Любая попытка интенсификации процесса паротеп-
ловой обработки судовых конструкций приводила, как
показала практика эксплуатации морских железобе-
тонных судов, и приводит к существенному ухудшению
технических свойств бетонов и снижению срока их эк-
сплуатации.
Полученное в результате проведения поисковых экспе-
риментов практически равномерное распределение тем-
пературы в материале при электромагнитной термооб-
работке моделей судовых конструкций позволило
сделать предположение о возможности сокращения про-
цесса термообработки при таком способе теплоподвода
по сравнению с паротепловой обработкой без ухудшения
основных технологических и физико-механических свойств
бетона.
Приведенные в табл. 7 режимы термообработки в
электромагнитной камере были условно разделены на
3 группы. Исследование первой группы режимов (№ 1 —
5) предусматривало изучение кинетики процесса термо-
обработки бетона при изменении продолжительности
стадии подъема температуры от 3 до 7 час с постоян-
ной продолжительностью стадий изотермической обра-
ботки и спада температуры. Вторая группа режимов
(№ 6—11) характеризовалась различной длительностью
стадии изотермической обработки (от 1 до 8 час) при
постоянной длительности стадий подъема и спада тем-
пературы. При этом время подъема температуры бетона
длительностью 4 час было выбрано как оптимальное в
процессе исследования первой группы режимов (по
прочностным характеристикам • и водонепроницаемости
бетона в возрасте 28 сут после термообработки) Для
третьей группы режимов (№ 12—16) характерны отсут-
ствие стадии изотермической обработки, переменная по
длительности (от 4 до 8 час) стадия подъема темпера-
туры при постоянной длительности стадии спада тем-
пературы бетона.
На рис. 17—19 представлены кривые кинетики про-
цесса термообработки по различным режимам моделей
железобетонных судовых конструкций различной но-
менклатуры. Первая группа режимов термообработки
образцов плитного типа толщиной <6 = 60 мм представле-
90
на на рис. 17, вторая — рис. 18 и, наконец, третья на
рис. 19.
Для всех режимов характерными являются следую-
щие основные особенности. В самом начале процесса
температура бетона в объеме образца увеличивается с
течением времени практически равномерно. Убыль вла-
госодержания в это время происходит медленно. Тем-
пература бетона в центральном слое образца равна
температуре верхнего слоя. По достижении образцом
температуры 50—55 °C температура его центрального
слоя начинает незначительно опережать температуру
нижнего и верхнего слоев, а температура поверхности
образца в это время становится ниже температуры
центра. Указанное объясняется дополнительным выде-
лением тепла внутри образца вследствие проявления
экзотермии реакций гидратации цемента. Температура
бетона начинает опережать температуру арматуры, рас-
положенной как в верхнем, так и в нижнем слоях образ-
ца, на 4—5 °C.
Эту стадию термообработки можно считать стадией
прогрева материала. По достижении максимального
уровня температуры процесса температура центрально-
го слоя образца превышает температуру его поверхно-
сти на 5—8 °C. К этому моменту относится достижение
максимума значения градиента температуры в бетоне
V/е. С началом стадии изотермической обработки
V/e начинает уменьшаться, а убыль влагосодержания в
единицу времени становится величиной постоянной.
Температура поверхности бетона также начинает ста-
билизироваться.
Наступает период постоянной скорости убыли влаго-
содержания (рис. 27, кривая 2), характеризующийся
практически неизменной температурой бетона или рас-
твора (dtldx^ty во всех слоях образца. На стадии изо-
термической обработки наблюдается некоторое умень-
шение градиента температуры S7te, в чем немаловажное
значение имеет внутреннее тепловыделение за счет ре-
акций гидратации цемента. На этой стадии температура
бетона на его поверхности выше температуры мокрого
термометра, так как имеет место подвод тепла тепло-
проводностью от ферромагнитных опалубки и армату-
ры в отличие от конвективной термообработки, когда
температура поверхности материала равна температуре
91
мокрого термометра. По истечении 1,0—1,5 час стадии
изотермической обработки температура поверхности
образцов начинает незначительно увеличиваться с те-
чением времени, а влагосодержание заметно убывает
(прямолинейный участок кривой убыли влагосодержа-
ния переходит в кривую, асимптотически приближаю-
щуюся к равновесному влагосодержанию), т. е. насту-
пает период падающей скорости убыли влагосодержания.
К этому моменту относится заметное увеличение значе-
лг
Рис. 27. Кривые скорости убыли влагосодержания dU)dx=f (U) при
термообработке цементного раствора; 1 — паротепловая термообра-
ботка, 2 — электромагнитная термообработка
ния градиента влагосодержания V(7. С началом стадии
спада температур возрастает значение градиента темпе-
ратуры V/e в бетоне и происходит дальнейшее увеличение
градиента Vt7. Максимальная величина S7t в наших
экспериментах была зафиксирована во втором часу этой
стадии и составила 4—6 град/см. К этому же времени
относится и максимальное значение градиента влагосо-
держания \/U в образцах (0,25—0,5 1/сл/), причем в
дальнейшем наблюдалась стабилизация локальных вла-
госодержаний (рис. 24 и 26).
Температура среды в камере tc (температура сухого
термометра) зависит от характера температурного ре-
жима и имеет следующую зависимость во времени. В на-
92
чале процесса tc опережает температуру бетона при-
чем это опережение тем больше, чем более «резкий» у
данного режима нагрев материала. Так, для режима
.№ 1 этот перепад между температурами центрального
слоя бетона /ц и среды tc достигает 14°, для режима
№ 9—7° и для режима № 16—5°. Температура бетона /б
начинает превышать температуру среды tc в режимах
№1,9 и 16 соответственно через 2, 2,5 и 3 час после
начала процесса, т. е. с увеличением длительности ста-
дии подъема температуры в материале указанное пре-
вышение наступает позднее.
На стадии изотермической обработки tc стабилизи-
руется и становится меньше температуры поверхности
бетона /п для большинства режимов на 4—6°. На стадии
спада температуры наибольший перепад между /ц и tM
достигает 7—11°, уменьшаясь к концу стадии до 3—5°.
Относительная влажность среды ср в электромагнит-
ных камерах в течение процесса термообработки, т. е. при
подъеме температуры и изотермии, находится в пределах
80—92%, уменьшаясь к концу стадий подъема и спада
температур до 72—77%.
Остановимся несколько подробнее на сравнительном
анализе кривых скорости убыли влагосодержания, на-
пример, цементного раствора при термообработке в
электромагнитной и паровой камерах по оптимальному
(№ 9) режиму (рис. 27), при котором возможно полу-
чить качественную картину протекания процесса, так
как выдерживается необходимое условие — малый гра-
диент влагосодержания VI/.
Как следует из рис, 27, процесс удаления влаги,
связанной осмотическими и капиллярными силами, на-
чинается из раствора уже на стадии подъема темпера-
туры материала. Причем на этой стадии dU'/dx—f(U)
при электромагнитной термообработке имеет вид почти
прямой зависимости. При пропаривании dUldx с увели-
чением влагосодержания первоначально возрастает
(до £7 = 0,149 кг/кг), а затем падает до нуля (при
£7=0,150 кг/кг) и далее с уменьшением влагосодержа-
ния значительно увеличивается, превышая dUjdx при
электромагнитной термообработке к началу периода
постоянной скорости почти в три раза. Это увеличение
скорости миграции влаги сказывается на ухудшении ха-
93
рактера пористости формирующейся структуры цемент-
ного камня.
Кривые скорости убыли влагосодержания имеют вид,
характерный для коллоидных капиллярнопористых тел
[90]. Следовательно, при решающем влиянии коэффици-
ента диффузии влаги участки кривых 1 и 2 (рис. 27}
между первой и второй критическими точками соответст-
вуют перемещению капиллярной влаги, а участки этих
кривых левее второй критической точки — адсорбционно
связанной.
Более позднее начало периода постоянной скорости
убыли влагосодержания в процессе электромагнитной
термообработки, чем при паротепловой обработке, гово-
рит о том, чго интенсивность диффузии влаги в это вре-
мя значительно меньше влагообмена с поверхности испа-
рения. Причем при паротепловой обработке период по-
стоянной скорости в отличие от электромагнитной термо-
обработки наступает не с началом стадии изотермиче-
ской обработки, а несколько позднее — через 1,5—2,0 час
после начала стадии.
Поскольку в цементном растворе в периоде постоян-
ной скорости находится еще достаточно большое количе-
ство коллоидной составляющей, не успевшей закристал-
лизоваться, то можно считать, что первая критическая
точка соответствует моменту достижения поверхностью
образца гигроскопического влагосодержания. Однако тот
факт, что эта точка при электромагнитной термообработ-
ке соответствует большему (чем при пропаривании) вла-
госодержанию, позволяет утверждать, что к началу пери-
ода падающей скорости в цементном растворе содержит-
ся большее количество коллоидной составляющей. Это,
согласно [90], сказывается на скорости убыли влагосо-
держания раствора. Влагосодержание, соответствующее
второй критической точке, также значительно уменьшает-
ся при пропаривании, что хорошо подтверждает сказан-
ное. Поэтому вторая критическая точка может быть объ-
яснена особым состоянием (стыковым) капиллярной вла-
ги, при котором подвод влаги к зоне испарения резко
замедляется, а зона испарения начинает углубляться.
Скорость перемещения влаги также резко падает, когда
удаляется влага полимолекулярной адсорбции.
Из рис. 18, а, 19, а видно, что с увеличением темпера-
туры избыточное давление в бетоне возрастает в прямой
94
зависимости. Причем этот рост наблюдается до оконча-
ния стадии подъема температуры, достигая для режима
.№ 9 максимального значения 270 мм вод. ст. и для режи-
ма № 13—210 мм вод. ст. Если прекратить нагрев (вык-
лючить установку), то избыточное давление быстро ре-
лаксируется, в то время как температура тела почти не
меняется. При этом уменьшение давления происходит по-
степенно до начала стадии спада температур, где на кри-
вой P = f (x) наблюдается вторая экстремальная точка,
по достижении которой скорость релаксации давления
увеличивается. Для «пиковых» температурных режимов
кривая изменения избыточного давления во времени так-
же носит «пиковый» характер. При этом чем интенсивнее
происходит нагрев материала, тем больше величина гра-
диента общего давления.
Небольшая величина значения избыточного давления
внутри бетона при электромагнитной термообработке
объясняется наличием ряда особенностей механизма
тепло- и массопереноса, присущих такому методу, когда
направления градиентов Х7ц и VP в бетоне совпадают на
протяжении всего процесса. Это подтверждается сравни-
тельным исследованием избыточного давления в тверде-
ющем бетоне при паротепловой обработке. Так, при
термообработке в паровой среде по режиму № 9 значе-
ние избыточного давления достигало 530 мм вод. ст., что
объясняется, по-видимому, наличием миграции влаги
внутрь бетона, вызываемой конденсатообразованием на
поверхности бетона. Этот встречный поток влаги проти-
водействует молярному движению влаги, вызываемому
градиентом избыточного давления VP, тем самым умень-
шая скорость его релаксации.
На рис. 20 и 21 приведены кинетические кривые про-
цесса термообработки образцов плитного типа толщиной
6=100 мм и образцов с размерами 100X100X100 мм,
т. е. толщина плиты принималась равной размеру ребра
кубика (схема расположения термопар в образцах пока-
зана на рис. 8). Образцы-кубики были установлены в
камере на плите таким образом, чтобы вертикальные оси
термостолбиков в плитах и в среднем образце совпадали
(рис. 8, а). Распределение температур по толщине плиты
и осям симметрии кубов, представленное на рис. 20 и 21,
аналогично в обоих объектах — в каждый данный мо-
мент времени процесса имеет место практически полное
95
совпадение значений локальных температур как по ве-
личине, так и по характеру распределения. Следует ожи-
дать, что и характер протекания реакций гидратации в
обоих объектах будет аналогичным. Поэтому структурно-
механические свойства бетона образцов и конструкций
будут равномерными.
Из рис. 20 видно, что значение градиента температу-
ры с увеличением толщины плиты от 60 до 80 мм при та-
ком способе теплоподвода не возрастает, оставаясь на
уровне 0,6 град/см. Это подтверждается анализом ки-
нетики процесса термообработки образцов ребристого
типа (рис. 22) (схема расположения термопар показана
на рис. 9), из которого следует, что градиент температу-
ры образца толщиной 190 мм не превышает 0,7 град/см.
Этому способствует выделение тепловой энергии от вну-
тренних источников тепла — арматурных каркасов и
сеток.
При выборе оптимального режима во внимание были
приняты следующие показатели: а) наилучшее качество
бетона (оптимальные характеристики по прочности, де-
формативности, проницаемости, морозо- и агрессивостой-
кости); б) наименьшая длительность режима, обеспечи-
вающая оптимальные технологические свойства бетона;
в) минимальный расход электроэнергии на единицу объ-
ема бетона.
Наилучшие результаты в этом смысле для судострои-
тельного бетона конкретного состава и консистенции по-
казал режим № 9 длительностью 10 час. Интенсивность
нагрева бетона при оптимальном режиме термообработ-
ки составила 15 град/час.
Длительность процесса термообработки при электро-
магнитном способе подвода тепла сократилась вдвое по
сравнению с нормированным в железобетонном судо-
строении режимом тепловой обработки, который, кстати,
обеспечивает и несколько худшие структурно-механи-
ческие свойства бетона. Сокращение длительности режи-
ма при одновременном улучшении качества бетона по
сравнению с паротепловой обработкой можно объяснить
отличием в характере развития объемно-напряженного
состояния в термообрабатываемом бетоне. Прежде всего
эти преимущества следует отнести за счет получения при
таком способе подвода тепла большей равномерности
распределения температуры и влагосодержания в объ-
96
еме материала. Так, например, максимальный темпера-
турный градиент в образце 6 = 60 мм при паротепловой
обработке достигает на стадии подъема температуры
2,5 град/см против 0,6 град/см при электромагнитной
термообработке по тому же режиму.
Следует отметить, что величина армирования железо-
бетонных образцов на равномерность распределения
температуры бетона существенного влияния не оказыва-
Рис. 28. Кривые изменения температуры бетона в зависимости о г
коэффициента армирования железобетонного образца плитного типа
(6=100 мм): I — в деревянной опалубке; 1 — коэффициент армиро-
вания 3,3%; 2— то же, 6,5%; 3 —то же, 10%; Я—в металлической
опалубке; 4 — коэффициент армирования 0; 5 — то же, 3,3%; 6 —
то же, 6,5%; 7 —тс же, 10%
ет (рис. 28). Как следует из рис. 28, изменение коэффи-
циента армирования от 3,3 до 10% незначительно сказы-
вается на характере распределения температуры в объ-
еме твердеющего бетона.
Электромагнитная термообработка является комп-
лексным процессом воздействия теплового и вибрацион-
ного эффектов на твердеющую систему. Переменное
электромагнитное поле тока промышленной частоты, в
котором бетон подвергается термообработке, обладает
частотой 30 периодов в секунду. Механические колебания
ферромагнитных опалубки и арматуры в электромагнит-
ном поле, которые наблюдаются экспериментально, eno-
у. Зак. 24
97
собствуют ускорению теплообмена между различными
слоями бетона, более равномерному распределению тем-
пературы внутри материала. Последнее способствует бо-
лее полному и одновременному протеканию химических
реакций в твердеющем бетоне, а следовательно, и обра-
зованию однородной структуры.
В результате этого отрицательное влияние трещино-
образования и нарушения сплошности бетона, являю-
щихся основным препятствием интенсификации процес-
са термообработки многих материалов, при электромаг-
нитном способе подвода тепла существенно снижается.
5. ОСНОВНЫЕ КРИТЕРИАЛЬНЫЕ ЗАВИСИМОСТИ
КИНЕТИКИ ПРОЦЕССА ТЕРМООБРАБОТКИ
ЦЕМЕНТНЫХ МАТЕРИАЛОВ
Как показано А. В. Лыковым [90], можно, пользуясь
законом сохранения энергии и массы вещества, устано-
вить взаимосвязь средних интегральных значений влаго-
содержания U и температуры t с интенсивностями тепло-
и массообмена jn и qn, а следовательно, и со скоростью
термообработки или сушки в виде уравнения баланса
тепла.
Согласно закону сохранения энергии, все тепло, под-
веденное к влажному телу; равно теплу, израсходован-
ному на испарение влаги, и теплу, затраченному на его
нагрев.
Так уравнение, согласно работе [90], имеет вид
^)=To^Z-^(l+Rb), (2.14)
где —характерный размер; г— удельная теплота ис-
парения, включающая теплоту смачивания; Rb— крите-
рий Ребиндера, введенный А. В. Лыковым.
Для решения уравнения (2.14) представляет особый
интерес получение из экспериментальных данных значе-
ний критерия Rb, являющегося основным критерием ки-
нетики процесса сушки или термообработки и равного
где Ь — температурный коэффициент термообработки.
98
Расчет критерия Rb был произведен на основании
результатов экспериментального исследования кинетики
процесса термической обработки цементных растворов и
бетона в переменном электромагнитном поле и при про-
паривании.
Методика и техника эксперимента изложены в рабо-
тах [37, 156]. Процесс термообработки осуществлялся по
оптимальному режиму (см. рис. 18), полученному в ре-
зультате предварительных исследований.
Для расчетов были использованы кривые изменения
послойных влагосодержания и температуры во времени
(рис. 23 — 26).
с dF
Величина — • -= является безразмерной, она показы-
r dU
вает отношение количества тепла, пошедшего на нагрев
образца, к количеству тепла, идущего на испарение влаги,
за бесконечно малый промежуток времени.
D dt
Величина температурного коэффициента сушки Ь=
dU
рассчитывалась методом дискретного дифференцирования
[55] кривых зависимости Z((7) в процессе термообработки.
При этом (табл. 8 и 9) v =- количество точек, расположен^
ных на экспериментальных кривых слева, ил — справа от
центральной точки, в которой определялась производная.
Численные значения коэффициентов сиг определялись
из уравнений:
с = соф-с&(7, (2.16)
г = 595 — 0,557 (2.17)
Значения критерия Rb рассчитаны в периоде I (про-
грева материала) и в периоде III (падающей скорости
убыли влагосодержания). В периоде постоянной скоро-
сти убыли влагосодержания критерий Rb равен нулю.
В периоде подъема температуры цементного раство-
ра, твердеющего в процессе термообработки в электро-
магнитном поле, с уменьшением влагосодержания U
значения критерия Rb уменьшаются по плавной кривой
(кривая /, рис. 29). При паротепловой обработке це-
ментного раствора в том же периоде значения критерия
Rb также плавно уменьшаются с увеличением влагосо-
держания U (процесс сопровождается впитыванием вла-
7*
99
о Таблица 8
Экспериментальные и расчетные величины кинетики процесса термообработки бетона
Способ термо- обработки Период про- цесса термо- обработки U, кг/кг и о Н к , °C-кг Ь, кг 0,55/, °C г, ккал!кг и О ija и С & О о &
0,088 80,0 2 0 1200 44,0 551,0 0,328 351 0,458
0,087 79,0 2 1 1340 43,4 551,6 0,327 349 0,461
0,085 76,0 2 2 1600 41,8 553,2 0,325 344 0,468
Б б 0,083 72,6 2 2 1740 40,0 555,0 0,323 338,5 0,483
0,081 69,0 2 2 1900 37,9 557,1 0,321 0,014 333,5 0,490
0,079 64,9 2 2 2150 35,7 559,3 0,319 1,33 0,014 328 0,506
0,077 60,6 2 2 2130 33,4 561,6 0,317 323,0 0,520
0,075 56,4 2 2 2160 31,0 564,0 0,315 318,0 0,537
0,073 52,0 0 2 2200 28,6 566,4 0,313 313,0 0,550
0,095 20,0 2 0 —15000 11,0 584,0 0,335 293,0 0,564
0,096 38,0 2 1 —12900 20,9 574,1 0,336 331,0 0,490
0,097 50,0 2 2 —11300 27,5 567,5 0,337 0,4x10-2 -2,55 345,5 0,464
1 0,098 59,0 2 2 —9800 32,4 562,6 0,338 .347,0 0,455
а 0,099 68,0 1 2 —9300 37,4 557,6 0,339 349,0 0,446
0,100 78,0 0 2 —9500 42,9 552,1 0,340 353,5 0,422
0,072 78,0 2 0 4000 43,0 552,0 0,312 352,0 0,477
0,0715 77,0 2 1 5400 42,4 552,6 0,3115 350,0 0,480
0,0710 74,0 2 2 6200 40,7 554,3 0,3110 346,5 0,480
0,0705 70,0 2 2 8240 38,5 556,5 0,3105 о,1 —0,575 343,5 0,495
и 0,0700 66,0 2 2 9360 36,3 558,7 0,3100 340,0 0,504
0,0695 60,4 1 2 9880 33,2 561,8 0,3095 334,5 0,520
0,0690 55,4 0 2 10600 30,5 564,5 0,3090 328,6 0,515
— 0,095 20,0 2 0 —8500 и,о 584,0 0,335 293,0 0,560
А 0,094 28,0 2 1 —8700 15,4 579,6 0,334 309,5 0,532
0,092 46,0 2 2 —7100 25,3 569,7 0,332 324,0 0,503
а 0,089 61,0 2 2 —3900 33,6 561,4 0,329 0,371x10’ 3,15 338,0 0,482
0,087 67,0 2 2 —2900 36,9 558,1 0,327 345,5 0,470
0,085 73,0 2 2 —2380 40,2 554,8 0,325 351,0 0,462
0,083 76,4 1 2 —1640 42,0 553,0 0,323 353,5 0,460
-Примечание. А — электромагнитная термообработка; Б — паротепловая обработка; а период прогрева
2 материала; б — период падающей скорости убыли влагосодержания.
Т а б л и ц а 9
Экспериментальные и расчетные величины кинетики процесса термообработки цементного раствора
Ой ОО Ю Ю О О О LT, ю О Ю N О Ю 1С О О Ь- О to to со —< CD tO Ю СЧ СП СО СО Ю ЮС0СЧ— О CD CD I'" CD CD to CD CD CD CD CD CD CD CD CD о о о о о о о о О О О О О О о о о о о
>1» ‘“2 Ю О ю О to ю —< CD СО Г- СО СЧ ОО СЧ СО —' b- Н N N СО Ю О N W -Ф СО СЧ О ОСОСОНЮЮт?^СОСЧ СИ СЧ -rf ID СО СО СО СО СЧ СО СО СО СО СО СО СО СО СО СЧ СО СО СО СО
и Й - “ § ~ 1 О о Iю
V а> О CD Й сч х - СЧ О со 00 О О $8 о"
^гу/vvyy ‘э Ь- CD СЧ Ю со 00 о СО СЧ О СП Ю ЮСО —СПГ^ tOLOtOlD QO 00 00 СП CD CD СО Ю to to 00 00 00 Ь- Г- CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO CO о о о о оооооооооо со ОО о
О СО СО О О tO CD 00 Ш 00 Ю СП СО — СЧ СП 00 00 О' СО -с 00 ^OOt^b-—«СЧ'чРСООЮ tQ СП СО хН —~ to ю СО СО 00 Ь- со to Ю Ю to to СО СО 00 со СО to ю Ю Ю Ю Ю tOtOtOiOlOtOtOtDiOtD to to to Ю to
Эо ‘£SS‘O ° ° ю C41D 04 Ю СП 00 СЧ СЧ СЧ О —< СО CO —-NN^COCWOO^O СТ) Ш О СО О О СО СЧ • СЧ СО СО СО СЧ СЧ СО
гу q CD CD CD оооо ОООООООООО ооооо О CD CD О CD О О CD CD CD Tf СЧ О О tO СИ CD 00 О CD Ю СП Ю О СИ СО Ю 00 00 ’И CD О О СО СО 00 СО со СО СО — СП СП 00 —< СЧ СО 'И —1 со СЧ Illi 1 1 1 1 1
к О —1 СЧ СЧ CD—-СЧСЧО-нСЧСЧСЧСЧ О СЧ СЧ СЧ СЧ
х СЧСЧСЧОСЧСЧСЧ—'СЧСЧСЧСЧСЧСО СЧ СЧ СЧ СЧ о
□о X ОООО ОООО CD^t^ оооо ооооо О СО — 00 О — ОООООГ-СООСЧ^ 00 1^СЧ СО ОО 00 Г- CD СЧ СО Ю со Г- Ь- СО to
‘п СО Tf СЧ to со 00 О СО СЧ О СИ Ю tO СО —' СИ ’-ч —' ’-1 —1 xf 'xf Ю СЧ СЧ СЧ ч-' 1 ' Xf xf Tf СО СО оооо оооооооооо ооооо
имхорвскэо -Owd0.L ЕЭЭЭЙ -odu tfoHdatl О ссз \О сз
ияьор -Bdpoowdai роэощ) СД <
Примечание. А — электромагнитная термообработка; Б — паротепловая обработка; а — период прогрева
материала; б — период падающей скорости убыли влагосодержания,
102
ги в материал) (рис. 29, кривая 3). Причем критерий Rb
по абсолютной величине убывает в этом периоде при
электромагнитном методе термообработки значительно
больше, чем при пропаривании. Можно заметить, что при
электромагнитной термообработке на нагрев материала
затрачивается несколько меньшее количество тепла, чем
при пропаривании. Это объясняется различием в меха-
низме массотеплопереноса: в первом случае масса ма-
териала в процессе термообработки уменьшается ({/<
<£/0), во втором увеличивается (U>Uo).
Указанные зависимости аналогичны в этом периоде
и для бетона (кривые 1 и 3, рис. 30). В периоде подъема
Рис. 29. Зависимости критерия Rb и коэффициента b от изменения
влагосодержания U (кг/кг) цементного раствора: 1, 2 — значения Rb
соответственно в периодах прогрева материала и падающей скорости
убыли влагосодержания, 2'— соответственно значения b (в про-
цессе электромагнитной обработки); 3, 4 — значения Rb соответствен-
но в периодах прогрева материала и падающей убыли влагосодержа-
ния, 3', 4' — соответственно значения b (в процессе паротепловой
обработки)
103
виде коллоидного тела и капиллярная пористость толь-
ко намечается к образованию, преобладающей является
осмотическая форма связи влаги.
Как следует из рис. 29, в периоде спада температуры
цементного раствора при обоих способах теплоподвода с
дальнейшим уменьшением влагосодержания наблюдает-
ся первоначальное увеличение критерия Rb с последую-
щим уменьшением или стабилизацией его значения (кри-
вые 2 и 4, рис. 29). В этом периоде в материале в ос-
новном закончилось образование капиллярнопористой
структуры, влага стала капиллярноразомкнутой и обра-
зовались мениски, которые в процессе термообработки
стремятся продвинуться внутрь материала. Перемещение
влаги осуществляется в этом периоде преимущественно
в виде капиллярной влаги.
Рис. 30. Зависимости критерия Rb и коэффициента b от изменения
влагосодержания I/ (кг!кг) бетона: 1, 2— значения Rb соответствен-
но в периодах прогрева материала и падающей скорости убыли вла-
госодержания (в процессе электромагнитной термообработки); Г,2'—
соответственно значения b (в процессе электромагнитной обработки);
3 и 4 — значения Rb соответственно в периодах прогрева материала
и падающей скорости убыли влагосодержания; 3', 4' — соответст-
венно значения b (в процессе паротепловой обработки) .
104
Появление точек перегиба на кривых Rb (U) можно
объяснить, очевидно, достижением границы двух основ-
ных с точки зрения процесса термообработки видов связи
влаги с материалом — микрокапиллярной и адсорбци-
онной.
Эти выводы с достаточной точностью подтверждают-
ся расположением критических точек (соответствующих
границам различных видов связи влаги с твердой фазой
раствора) на кривых^ (U) (рис. 27). Значительно бо-
с/т
лее раннее появление точки перегиба на кривой Rb(U)
в процессе электромагнитной термообработки по сравне-
нию с пропариванием, по-видимому, указывает на содер-
жание в цементном камне большего количества влаги ад-
сорбционной связи. Это в свою очередь подтверждает
большее количество внутренней удельной поверхности
капилляров в таком цементном камне, т. е. улучшение
структуры порового пространства за счет увеличения
объема микрокапилляров (с г<10 5 см).
Отличительной особенностью термообработки бетона
при обоих способах теплоподвода в периоде спада тем-
пературы является перенос влаги, связанной преимуще-
ственно капиллярными силами (кривые 2 и 4, рис. 30).
Поэтому при таком режиме термообработки как в слу-
чае электромагнитного способа подвода тепла, так и при
пропаривании на кривых QL =f(U) для бетона вторая
du
критическая точка не обнаруживается, а на кривых
Rb([7) не наблюдается точек перегиба. Это можно объ-
яснить отличием в величинах и характерах капиллярной
пористости цементного раствора и бетона.
Таким образом, как показывают экспериментальные
данные, кривые изменения критерия Rb в процессе тер-
мообработки можно использовать при анализе форм
связи влаги с материалом.
Полученные зависимости Rb=f(t7) для бетона и рас-
твора в различных периодах процесса термообработки
были обработаны в виде эмпирических формул. Для это-
го строились графики в координатах IgRb, lg(U—t/p).
При этом опытные точки [IgRb; lg(U—(7Р)] укладывают-
ся на прямые [37].
105
Уравнение каждой из этих прямых может быть за-
писано в виде
IgRb = п 1g (U — t/p) + 1g А,
откуда
Rb - A (U - UJn. (2.18)
Постоянные Ann находились следующим образом.
Значения п определялись по величине тангенса угла
наклона каждой из этих прямых к оси абсцисс. Отрезок,
отсекаемый каждой прямой на оси ординат, численно ра-
вен IgA. Значения Ann для различных способов термо-
обработки приведены в табл. 8 и 9.
Определение критерия Ребиндера Rb дает возмож-
ность полностью рассчитать интенсивности тепло- и мас-
сообмена в периодах прогрева материала и падающей
скорости убыли влаги. Применение критерия Rb для
расчета кинетики процесса термообработки удобно
вследствие того, что, как показали эксперименты [97], в
большинстве случаев он не зависит от параметров про-
цесса, а зависит только от влагосодержания мате-
риала U.
Взаимосвязь между теплообменом qn(x) и массооб-
меном (dU/dx) при любом методе термообработки уста-
навливается при помощи критерия Rb или критерия
5/Ко из основного уравнения кинетики термообработки,
полученного из уравнений (2.14) и (2.15):
z ч ( dU \*Z1 . г>1 х I dU (* . & /о
(т) = — (1+Rb) = b-т— 1+ V— ’
п 7 \ dx I ' 7 \ dx J \ Ко /
где q* — отношение потока тепла в периоде падающей
скорости убыли влагосодержания (или периоде прогрева
материала) q (т) к потоку тепла в периоде постоянной ско-
( dU V 100 (dU \
рости I = —jy— I -j—- I — относительная скорость
термообработки; В — относительный температурный коэф-
фициент термообработки; Ко — критерий Коссовича.
Следовательно, нахождение эмпирических формул
Rb = f(СУ) и B = f(U) представляет большой интерес не
только для расчета кинетики процесса термообработки,
но и для технологии термообработки, так как основные
106
технологические свойства обрабатываемого материала
определяются его температурой и влагосодержанием.
Между критериями Ко и Rb существует взаимосвязь
вида
Ко = —. (2.20)
Rb
Относительный температурный коэффициент термообра-
ботки В [97] рассчитывался по формуле
в = b-fi- , (2.21)
л оо
где Too =Т среды — для паротепловой обработки и Т
формы и арматуры — для электромагнитной термообработки.
Данные значения В позволили рассчитать критерий
Коссовича, характеризующий отношение теплоты, за-
траченной на испарение влаги из материала, к теплоте
нагревания его от 0 до 7С, из формулы (2.20).
Как следует из рис. 29 и 30, для раствора и для бе-
тона характер изменения кривых B(U) аналогичен ха-
рактеру изменения соответствующих^ кривых Rb (U).
Причем точки перегиба на кривых Rb(U) и В(U) для це-
ментного раствора в периоде спада температуры совпа-
дают по влагосодержанию.
Из табл. 8 и 9, видно, что значения критерия Ко как
для раствора, так и для бетона убывают в периоде подъ-
ема температуры с уменьшением влагосодержания в про-
цессе электромагнитной обработки и с увеличением
влагосодержания в процессе паротепловой обработки.
В периоде спада^ температуры характер изменения зави-
симости Ко от U при обоих способах теплоподвода ана-
логичен, т. е. значения критерия Ко возрастают с умень-
шением влагосодержания.
Однако следует отметить, что средние значения кри-
терия Ко при паротепловой обработке заметно выше, чем
при электромагнитной термообработке.
Знание зависимости B = f(U) позволяет определить
температуру цементных материалов в каждый данный
момент термообработки, а зависимость Rb = f((7) позво-
ляет рассчитать интенсивность теплообмена в течение
всего процесса термообработки. Полученные критери-
107
альные зависимости позволяют с достаточной для инже-
нерных расчетов точностью описать кинетику процесса
термообработки цементных материалов в тех случаях,
когда нет экспериментальных данных по изменению ко-
эффициентов влаго- и теплопереноса в зависимости от
изменения температуры t и влагосодержания U в тече-
ние процесса.
В процессе паротепловой обработки вследствие уве-
личения влагосодержания бетонных и растворных образ-
цов возрастают нерелаксируемые перемещением влаги
внутренние избыточные давления. С увеличением влаго-
содержания и внутренних избыточных давлений возни-
кает объемно-напряженное состояние в материале с на-
личием растягивающих касательных напряжений, что
приводит к деформативности формирующейся структуры
материала, нарушению контакта между цементным кам-
нем и заполнителем и образованию микротрещин. При
электромагнитной термообработке величина внутреннего
избыточного давления существенно меньше. Градиент
влагосодержания в этом случае также меньше по срав-
нению с пропариванием.
Таким образом, следует ожидать уменьшения дефор-
мативности железобетонных изделий как в процессе
электромагнитной термообработки, так и после ее окон-
чания, что подтверждается результатами эксперимен-
тального исследования.
В процессе термообработки бетона наблюдается его
усадка. Неравномерное с большими градиентами рас-
пределение влагосодержания внутри бетона вызывает
объемно-напряженное состояние материала. Вследствие
этого наряду с растягивающими и сжимающими напря-
жениями действуют скалывающие (касательные) напря-
жения. Поскольку для влажных тел, в том числе и для
твердеющего бетона, предельные напряжения сдвига,
при которых происходит разрушение структуры, сущест-
венно меньше предельных нормальных напряжений, при-
чиной образования трещин является наличие опасных
касательных напряжений.
Как показано в работах [90, 130], предельное каса-
тельное напряжение в первом приближении можно счи-
тать прямо пропорциональным градиенту влагосодержа-
ния и длине поверхности материала. В качестве крите-
рия трещинообразования может быть принят основной
108
критерий переноса влаги
массообменный критерий
Kiro =
в процессе термообработки —
Кирпичева
I . (2.22)
Как известно [94], критерий Kim, характеризующий поле
влагосодержания, изменяется от 0 до 2 в случае пара-
болического распределения влагосодержания в материа-
ле. Предельная величина критерия Kim служит показа-
телем границы к разрушению структуры бетона. Как сле-
дует из рис. 31, значение критерия Kim возрастает в са-
мом начале стадии прогрева бетона, причем абсолютная
величина его прироста для бетона и раствора, подвергну-
тых пропариванию, больше, чем подвергнутых электро-
магнитной термообработке. Начиная с момента, равного
0,5 час с начала процесса термообработки, величина
критерия Кирпичева уменьшается до начала стадии
изотермической обработки независимо от вида цемент-
ного материала и метода термообработки. На этой ста-
дии критерий Kim изменяется незначительно, причем при
паротепловом способе абсолютная величина его как для
бетона, так и для раствора падает практически до нуля.
При таком методе термообработки это можно объяснить
переходом на стадии изотермической обработки от впи-
тывания влаги к ее^ испарению из материала, так как
U приближается к Uo.
С началом стадии спада температуры критерий Kim
резко возрастает, так как с охлаждением интенсифици-
руется испарение влаги и развитие процесса усадки бе-
тона и раствора.
Усадочные напряжения, суммируясь с температурны-
ми, могут вызвать образование трещин на поверхности
изделий, что приводит к резкому уменьшению водонепро-
ницаемости и морозостойкости.
Интенсивность роста и абсолютная величина крите-
рия Kim значительно больше для бетона и раствора, под-
вергнутых пропариванию, что объясняется увеличением
градиента влагосодержания в образцах по сравнению с
электромагнитной термообработкой. Как следует из
рис. 31, в процессе паротепловой обработки опасность
трещинообразования железобетонных конструкций
больше, чем при электромагнитной термообработке, что
подтверждается исследованиями [34].
109
Полученные результаты, показывающие, что наиболь-
шая опасность деструкции бетона вследствие трещино-
образования возникает на стадиях подъема и спада
температуры (рис. 31), хорошо согласуются с исследова-
ниями С. А. Миронова, Л. А. Малининой, Н. И. Подуров-
скрго [111, 136 и др.].
Известно [90], что чем меньше критерий Kim, тем
меньше сопротивление внутреннему переносу вещества.
Рис. 31. Изменение критерия Kim в кинетике процесса термообра-
ботки по оптимальному режиму: 1 — паротепловая обработка бе-
тона; 2 — то же, раствора; 3— электромагнитная термообработка
бетона; 4 — то же, раствора
ПО
Как следует из рис. 31, на стадии подъема температуры
передвижение влаги в бетоне и цементном растворе,
твердеющих при электромагнитной термообработке, зна-
чительно меньше, чем при пропаривании. На стадии изо-
термической обработки, когда структура бетона приобре-
ла уже прочность, достаточную для сопротивления воз-
никающим напряжениям вследствие миграции влаги,
величина критерия Kim несколько больше при электро-
магнитной термообработке. Миграция влаги в последнем
случае затруднена вследствие образования более плот-
ной структуры с увеличенным объемом микрокапилляров
и замкнутой пористостью [35].
В периоде спада температуры, наиболее опасном с
точки зрения вероятности трещинообразования бетона,
значения Kim при пропаривании значительно больше,
чем при электромагнитной термообработке.
Таким образом, механизм переноса влаги оказывает
существенное влияние на структурообразование цемент-
ного камня и находится в зависимости от способа подво-
да тепла.
Глава III
ТЕПЛО- И МАССООБМЕН В ПРОЦЕССЕ
СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ БЕТОНА
1. МЕХАНИЗМ ТЕПЛОМАССОПЕРЕНОСА
В ПРОЦЕССЕ СТРУКТУРООБРАЗОВАНИЯ БЕТОНА
Конечные структурно-механические свойства цемент-
ных материалов определяются сформированной в про-
цессе их твердения структурой. В процессе тепловлаж-
ностной обработки, сопровождающейся переносом теп-
ла и влаги, происходит изменение структурных свойств
материала (плотность, характер пористости и т. п.).
Формирование структуры цементного теста начинается
с момента затворения водой цементного порошка. При
затворении цемента водой и растворении его минералов
имеет место адсорбция молекул жидкости молекулами
растворенного вещества. Известно, что процесс адсорб-
ции сопровождается выделением большого количества
тепла, поэтому теплота гидратации цементных минера-
лов обусловлена теплотой адсорбции.
В последующем вследствие пептизации флокул и
связывания воды твердой фазой происходит непрерыв-
ное ее перераспределение (при излишке воды часть ее
отжимается) до тех пор, пока вся вода не будет погло-
щена адсорбционной % Установившееся энергетическое
равновесие системы далее вновь нарушается процесса-
ми, развивающимися при диффузии,— взаимопроникно-
вением воды и минералов (субмикрокристаллов) в пре-
делах сольватированных частиц цемента [6]. Наступает
стадия растворения и насыщения адсорбированной во-
ды субмикрокристаллами.(Этот процесс сопровождается
изменением плотности — контракцией твердой фазы,
образованием гелеобразной оболочки вокруг непрогид-
ратированного ядра цементного зерна. Далее из пересы-
щенного раствора выпадают коллоидные зародыши гид-
112
рата. В этот период пластичного состояния цементное
тесто (период формирования структуры) представляет
собой коллоидное тесто. Растущие кристаллики гидрата
сближаются и соединяются, образуя пространственную
структуру. Цементное тесто теряет пластичность и при-
обретает свойства твердого тела.
Гидратация и образование кристаллогидратов со-
провождаются присоединением значительной части
воды в химическую (ионную и молекулярную) связь.
В процессе тепловлажностной обработки в химическую
связь вступает 10—15% воды от веса цемента, что со-
ставляет для высокомарочных бетонов более 1/3 всей
воды, идущей на затворение. Остальная вода в объеме
бетонной смеси при ее затвердевании находится в физи-
ко-химической и физико-механической связи.
Первоначально затворенная смесь представляет со-
бой коллоидное тело. При формировании структуры це-
ментного камня в его объеме образуется поровое про-
странство.
В миграции влаги в бетоне при его термообработке
в основном участвует влага физико-механической свя-
зи. В периоде упрочнения структуры цементный камень
представляет собой уже коллоидное капиллярнопори-
стое тело. Как известно, дисперсная структура цемент-
ного камня принадлежит к числу конденсационно-кри-
сталлизационных [144]. Однако, во-первых, не все кон-
такты пространственной сетки образованы прямым
срастанием кристалликов твердой фазы. По микропло-
щадкам некоторой части контактов после формирования
структуры цементного камня остаются весьма тонкие
прослойки жидкой среды, образуя контакты коагуляци-
онного типа [181]. Во-вторых, стенки образующихся
капилляров в цементном камне не монолитны, а состоят
из отдельных микрочастиц [185]. Взаполнённом водой
состоянии капилляров эти частицы находятся в набух-
шем состоянии.
При тепловлажностной обработке в процессе затвер-
девания цементного камня происходит последователь-
ное образование капиллярнопористой коллоидной струк-
туры, удаление влаги из макрокапилляров (г>10~5 см
по классификации А. В. Лыкова) и затем частично из
микрокапилляров (г<10~5 см). Кроме того, объем мак-
ропор со временем твердения уменьшается за счет за-
s. Зак. 24
ИЗ
растания поликристаллическими сростками новообразо-
ваний. Количество коллоидной составляющей цементно-
го камня уменьшается, он постепенно переходит в со-
стояние капиллярнопористого тела, причем в процессе
дальнейшего твердения цементного камня в результате
продолжающейся гидратации размер максимальных
пор уменьшается. На скорость преобразования цемент-
ного теста в капиллярнопористое тело существенное
влияние оказывает характер миграции влаги в процессе
тецловлажностной обработки.
Опыт показывает, что физико-химические превраще-
ния, происходящие в твердеющем бетоне при его нагре-
ве, выступают в качестве факторов, лимитирующих ско-
рость процесса термообработки бетонов. Увеличения
скорости процесса термообработки и улучшения качест-
ва бетонов можно добиться путем совершенствования
методов подвода тепла, характера внутреннего тепло- и
массопереноса, повышения степени равномерности рас-
пределения температуры и влагосодержания в объеме
изделий.
Для таких капиллярнопористых тел, как твердею-
щие раствор и бетон, возможны все виды миграции
влаги, обусловленные как диффузионно-осмотическими,
так и капиллярными силами. Известно, что аналогично
закону переноса тепла основной закон переноса вещест-
ва [92] представляется в следующем виде:
<7m = —\»V®- (3-1)
Градиент потенциала переноса вещества V© в твер-
деющем бетоне будет пропорционален градиенту давле-
ния пара при диффузионном переносе пара, или гради-
енту капиллярного потенциала при молярном переносе
капиллярной влаги, или градиенту осмотического давле-
ния при диффузионном переносе осмотически поглощен-
ной влаги. В уравнении (3.1) градиент потенциала
переноса вещества учитывает массоперенос жидкости
под влиянием осмотических и капиллярных сил. При
изотермических условиях потенциал 0 является одно-
значной функцией влагосодержания U. В этом случае
закон переноса (3.1) можно написать в следующем
виде:
дв /д@\ dU ~
дп \ dU )т дп
114
где-------скалярная величина вектора у/®; п — нормаль
дп
( д& \
к изопотенциальнои поверхности; I---- — частная цро-
\ dU ]т
изводная потенциала переноса по удельному влагосодержа-
нию при постоянной температуре, равная величине обрат-
ной удельной массоемкости ст, т. е.
На основании (3.2) и (3.3) соотношение, выражаю-
щее зависимость между градиентом переноса вещества
V© и градиентом влагосодержания тела VLC имеет вид
V© = -Д- \?U- (3.4)
Подставив значение V© в уравнение (3.1), получим
закон изотермической массопроводности
у
Чти= — — VU ~ — amyoyU. (3.5)
Если внутри твердеющего бетона будет создан тем-
пературный градиент, то перемещение влаги будет идти
по направлению потока тепла благодаря явлению тер-
модиффузии. Это перемещение влаги впервые было от-
крыто и доказано в 1934 г. А. В. Лыковым и названо им
термовлагопроводностью.
Закон термовлагопроводности может быть выражен
уравнением
= (3.6)
где б — термоградиентный коэффициент, показываю-
щий, какой градиент влагосодержания создается в ма-
териале при градиенте температуры 1 °С!см.
Это объясняется тем, что с увеличением температу-
ры поверхностное натяжение жидкости уменьшается,
поэтому капиллярный потенциал в бетоне для мест с
более высокой температурой будет меньше. Влага будет
перемещаться как по микро-, так и по макрокапилля-
рам. Это явление миграции влаги аналогично явлению
термодиффузии в газах, растворах солей и термодиффу-
8*
115
зии влаги в коллоидных телах через стенки клеток. При
большом температурном градиенте преобладает фактор
термовлагопроводности и, наоборот, при малом темпе-
ратурном градиенте преобладает фактор влагопровод-
ности.
Закон миграции влаги при больших температурных
градиентах внутри бетона выразится следующей фор-
мулой:
qm = Чти + Qmt = — amy0\U - amy06yt. (3.7)
В макрокапиллярах твердеющего бетона находится
так называемый «защемленный» воздух [137] , вовле-
ченный при формировании изделий и не имеющий пря-
мого доступа к наружному воздуху. При наличии гра-
диента температуры внутри тела в местах с более вы-
сокой температурой давление внутри «защемленных»
пузырьков воздуха будет больше, чем в местах с более
низкой температурой. Увеличение давления в этих пу-
зырьках приводит к движению воздуха к местам с более
низким давлением и механическому проталкиванию ка-
пиллярной влаги по направлению потока тепла
Известно [87, 101], что при температурах материала
/м>60°С в цем возникает^ градиент общего^ давления
VP, который вызывает молярный перенос парогазовой
смеси по типу фильтрации через пористые тела. С уче-
том влияния VP основной закон переноса вещества в
твердеющем бетоне может быть записан
qm = — атУ^ — MoW — KjtfP, (3.8)
где КР — коэффициент переноса вещества, обусловлен-
ный градиентом общего давления.
Экспериментальное исследование механизма внут-
реннего тепло- и массопереноса в твердеющих растворе
и бетоне выполнено нами для сравнения при различных
способах подвода тепла (рис. 23—26). Образцы изго-
товлялись из раствора состава 1 : 1,5 и бетона состава
II на портландцементе Волковыского завода с характе-
ристиками, приведенными в табл. 1.
Рассматривая кинетику и динамику процессов пере-
носа тепла и влаги при тепловлажностной обработке
бетона и раствора различными способами, можно прий-
ти к выводу, что механизм тепло- и массопереноса в
твердеющих материалах при электромагнитном способе
116
подвода тепла принципиально отличен от механизма
тепло- и массопереноса при наиболее распространенной
паротепловой обработке. Так, при нагреве бетона в па-
рогазовой среде внешний тепломассоперенос подчиня-
ется закону
« = «, + = тЬг • (3'9)
где а — общий коэффициент теплоотдачи при конденса-
ции пара из парогазовой среды; ак — коэффициент кон-
вективной теплоотдачи; г — теплота конденсации; qK—
весовая скорость конденсации, представляющая собой
количество пара, конденсирующегося в течение одного
часа на поверхности теплообмена в 1 м2\ tc — темпера-
тура парогазовой смеси; /п— температура поверхности
бетона; q—плотность теплового потока к поверхности
бетона.
Тепловой поток q направлен нормально к поверхно-
сти бетона. Воздух, содержащийся в парогазовой смеси
в камерах, снижает интенсивность тепло- и влагопере-
носа между поверхностными и центральными слоями
изделия. При пропаривании периодические «дыхания»
камер приводят к снижению относительной влажности
среды <р до 50%. Таким образом, процесс внешнего теп-
ло- и массообмена при пропаривании является практи-
чески неуправляемым. При нагреве бетона конвекцией в
изделиях возникает температурное поле, обусловленное
неравномерным распределением тепла в них.
Из рис. 23 и 25 видно, что при пропаривании с самого
начала процесса температура верхнего слоя образца
превышала температуру нижнего слоя. Это можно объ-
яснить следующим образом.
С началом подъема температуры в камере на поверх-
ности пропариваемых образцов образуется пленка кон-
денсата, средняя температура которой выше температу-
ры поверхности бетона и ниже температуры пара.
Вследствие этого поверхностный слой бетона нагревает-
ся интенсивнее, чем нижний слой, так как коэффициент
теплоотдачи к открытой поверхности бетона намного
выше, чем через разделительную стенку — текстолито-
вую платформу и металлическую опалубку образца (см.
рис. 4). Сконденсировавшаяся влага вследствие совпа-
дения направлений градиентов температуры и влагосо-
117
держания мигрирует внутрь бетона, образуя направлен-
ную пористость в коллоидном теле и соединяя между
собой разобщенные до этого поры, заполненные возду-
хом, который был защемлен в бетоне при формировании
образца.
Тепловой поток уже внутри материала
9 = + (3.10)
где I — энтальпия влаги, перемещающейся в материале;
qm — плотность суммарного потока влаги.
При впитывании в толщу бетона влага конденсата де-
формирует (особенно в поверхностных слоях) структуру
цементного камня, находящегося в стадии формирования.
Набухание поверхностных слоев бетона приводит к на-
рушению сцепления цементных новообразований между
софой и с заполнителями, появлению внутренних на-
пряжений и как результат к микродеформациям и нару-
шению локальной сплошности тела.
Из рис. 23 и 25 также видно, что общее влагосодер-
жание бетона и раствора при пропаривании увеличива-
ется до начала стадии изотермической обработки. Ха-
рактерным при этом является то, что, несмотря на на-
бухание поверхностных слоев, влагосодержание нижних
слоев образца на протяжении всего процесса больше
поверхностных. Увеличение концентрации влаги в ниж-
них слоях можно объяснить действием гидравлического
давления конденсата, мигрирующего внутрь бетона.
Влага, мигрирующая внутрь материала под действи-
ем градиентов VJ7, V/ и «защемленного» воздуха в по-
верхностных слоях образца, стремится сжать воздух,
находящийся в глубинных слоях бетона. В порах ма-
териала этих слоев создается избыточное давление
«защемленного» воздуха в смеси с водяным паром, ве-
личина которого возрастает по мере увеличения глуби-
ны нахождения пор (от поверхности бетона) и опреде-
ляется гидравлическим сопротивлением, препятствую-
щим выходу паровоздушной смеси в окружающую
среду. Возникает градиент общего давления VP, направ-
ленный навстречу градиентам VI/ и V/ и вытесняющий
паровоздушную смесь из бетона. Твердеющий бетон
оказывает большое сопротивление молярному движе-
нию парогазовой смеси, и возникающее внутри изделия
давление релаксируется не мгновенно, а с течением
118
определенного времени. Максимальное значение избы-
точного давления парогазовой смеси в бетоне для дан-
ного режима по экспериментам автора составляло
580 мм вод. ст. Так, по достижении 75—80 °C и далее в
течение первого часа периода изотермической обработ-
ки через смотровое окно камеры наблюдалось выделе-
ние «защемленного» воздуха из толщи бетона, прояв-
ляющееся в виде «кипения» пленки конденсата на по-
верхности материала.
Выделение воздуха из бетона противодействует миг-
рации влаги внутрь образца, что вызывает появление
дополнительных внутренних напряжений в еще непроч-
ной формирующейся структуре цементного камня и де-
формаций расширения, наиболее интенсивно растущих
до температуры 60—70 °C.
По достижении уровня 60—70 °C наблюдалось изме-
нение направления градиента температуры на противо-
положное (от открытой поверхности бетона внутрь об-
разцов), чему способствует внутренняя экзотермия це-
мента, сопровождающаяся превышением температуры
центральных слоев образцов над температурой поверх-
ностных на 3—7 °C. Направление градиента влагосодер-
жания также изменилось на противоположное, т. е.
движение влаги было направлено к открытой поверхно-
сти тела. К началу стадии изотермической обработки
направления градиента VC7, V/ и VP при паротепловой
обработке совпадают и остаются постоянными до конца
процесса.
Поэтому с началом стадии изотермической обработ-
ки (стадия II, рис. 23 и 25) наблюдалось уменьшение
значений послойных влагосодержаний образцов, при-
чем наибольшая интенсивность убыли влаги имела мес-
то в промежутке от 9 до 11 час режима. На этой стадии
преобладает концентрационная диффузия.
С началом стадии охлаждения (стадия III) темпе-
ратура поверхностных слоев образцов уменьшалась бо-
лее интенсивно по сравнению с температурой внутрен-
них слоев. При этом происходило интенсивное испаре-
ние жидкости внутри материала и имел место преиму-
щественно парообразный перенос влаги. На этой стадии
интенсивность убыли влагосодержания бетона и раство-
ра была наибольшей, причем в это время наблюдался и
наибольший перепад послойных влагосодержаний. Это
119
указывает на то, что на третьей стадии внутренние на-
пряжения в бетоне и растворе достигают максимальных
значений. Кроме того, влага, удаляемая из образцов в
периодах изотермической обработки и спада темпера-
тур, увеличивает направленную пористость (перпенди-
кулярно открытой поверхности бетона), образовавшую-
ся при ее миграции в первой стадии режима, и укрупня-
ет размеры капилляров. Процесс переноса влаги при
пропаривании можно описать уравнением (3.8). Таким
образом, при конвективном теплоподводе закономерно-
сти процесса тепловлажностной обработки бетона и це-
ментного раствора в основном определяются парамет-
рами внешнего тепло- и массообмеца.
При электромагнитном способе подвода тепла зави-
симость внутреннего массотеплопереноса от параметров
внешнего тепло- и массообмена существенным образом
уменьшается. Интенсивность нагрева бетона в данном
случае лимитируется в основном скоростью химических
реакций, процессом структурообразования цементного
камня и зависит от изменения теплофизических свойств
твердеющего бетона. Перенос тепла в бетоне от арма-
туры и опалубки осуществляется преимущественно пу-
тем теплопроводности. Влияние внутреннего массопере-
носа на динамику прогрева бетона в данном случае не-
значительно, тем более что в экспериментах использо-
ваны бетоны высокой плотности.
При таком способе тепловой обработки (рис. 24 и
26) установление температурного поля в образцах
вследствие объемного нагрева происходило при относи-
тельно небольшом градиенте температуры порядка
1 °С1см> в то время как при паротепловой обработке по
тому же режиму значение V/ в наших экспериментах
достигало 2—3°С/сж. Температура центральных слоев
уже в начале режима на 2—3 °C превышала температу-
ру открытой поверхности образцов. Перепад температу-
ры по толщине образца не превышал 5°. Градиенты тем-
пер атуры, избыточного давления и влагосодержания с
начала и до конца процесса направлены внутрь мате-
риала.
Поток влаги в течение процесса направлен в сторону
открытой поверхности образца. Как следует из рис. 24 и
26, величина убыли влаги из бетона и раствора на ста-
дии подъема температуры весьма незначительна, а на
120
стадии изотермической обработки, когда структура бе-
тона уже приобрела достаточную прочность, наблюда-
ется довольно плавное уменьшение послойных влагосо-
держаний образцов. Этому способствует следующее об-
стоятельство: при достижении температуры бетона и
раствора, близкой к 40 °C, имеет место градиент общего
давления.
Обычно считают, что градиент общего давления VP
в капиллярнопористом теле возникает при температуре
свыше 100 °C и нормальном барометрическом давлении
в камере. Однако это справедливо только при условии^
что тело имеет макрокапиллярнопористую структуру..
При наличии микрокапилляров (r< 10_5 см), что является
характерным для бетонов и растворов, градиент общего
давления возникает при температуре ниже 100 °C. Это
объясняется молекулярной эффузией влажного воздуха
через микрокапилляры.
Если^температура бетона и раствора больше, чем
температура окружающего влажного воздуха (/б>^с), I
то влажный воздух будет натекать по микрокапиллярам «
внутрь бетона. Этот перепад температуры ускоряет мо-
лекулярное течение, так как потенциалом эффузионного,
переноса является отношение Р/Е Т .
Если температура тела различна, то даже при оди-
наковом давлении газа (P = const) газ будет переме-
щаться через микрокапиллярц в сторону более высокой
температуры, т. е. скорость молекулярного натекания
будет превышать скорость молярного (фильтрационно-
го) истечения влаги, вызванного градиентом VP. В ре-
зультате будет иметь место не равенство давлений газа
внутри тела и в окружающей среде, а равенство отноше-
ний Р :
2
(3.11),
1
7 А r Л
Pi>P2 при условии Ti>7’2. Когда температура тела I
ЛТТР UPM ТРМПРПЯТ\/ПЯ PKnUW ЯТЛТТТРГП UPQnVYP РПЯЖ-/
т. е. j
больше, чем температура окружающего воздуха, влаж-
ный воздух будет натекать в тело из окружающей среды
до тех пор, пока не наступит равенство (3.11). Впервые
это явление молекулярного натекания было эксперимен-\\
тально обнаружено Г. А. Максимовым [101].
В нашем случае внутри материала, подвергнутого
тепловлажностной обработке, возникал температурный
12Г
градиент. При этом температура материала выше тем-
пературы окружающей среды. В результате натекания
влажного воздуха по микрокапиллярам внутрь материа-
ла создавалось избыточное давление. Это избыточное
давление внутри материала нами было эксперименталь-
но подтверждено. Совместно с давлением расширяюще-
гося «защемленного» воздуха в бетоне избыточное дав-
ление составило 210—270 мм вод. ст. (см. рис. 18 и 19),
что значительно меньше, чем при паротепловой обра-
ботке (580 мм вод. ст.).
Градиент общего давления внутри материала возни-
кает при температуре значительно менее 100 °C, в ин-
тервале температур 40—80 °C. Молекулярное натекание
влажного воздуха в твердеющую бетонную смесь про-
исходит потому, что температура материала выше темпе-
ратуры окружающей среды, что не имеет места при
обычной паротепловой обработке. Это явление имеет
большое значение для улучшения технологических
свойств бетона.
Поток влажного воздуха, поступающий в тодщу бе-
тона или раствора, препятствует испарению из них воды
затворения, способствует созданию в формирующемся
цементном камне замкнутых микропор сферической и
эллипсоидальной формы и структуры с уменьшенным
объемом макропористости в сравнении с пропаривани-
ем [35]. Это явление капиллярного порообразования
сфероидального характера в упруго-пластичном влаж-
ном теле впервые было обнаружено А. В. Лыковым при
исследовании процесса термической обработки диато-
мовых изделий [93].
В результате такого улучшения структуры цементно-
го камня улучшаются структурно-механические (повы-
шаются прочность, водонепроницаемость, агрессиво-
стойкость и т. д.) и теплофизические свойства бетона и
раствора.
Рассматривая механизм переноса влаги в процессе
термообработки при различных способах теплоподвода,
можно отметить следующее. Образование капиллярно-
пористой структуры при затвердевании цементного камня
происходит на стадии подъема температуры и оканчи-
вается при данном оптимальном режиме термообработ-
ки в первой половине стадии изотермической обработки.
Материал претерпевает превращение из коллоидного со-
122
стояния в состояние коллоидного капиллярнопористого
тела, а осмотическая форма связи влаги, преобладаю-
щая в материале в начале режима, переходит преиму-
щественно в капиллярную на стадии изотермической
обработки.
Как следует из рис. 27, перенос влаги в цементных
материалах до первой критической точки происходит в
виде жидкости под влиянием разности концентраций,
испаряясь с геометрической поверхности образцов. Ука-
занное характерно в области больших значений влаго-
содержания и для других материалов.
Поскольку в цементных материалах в этой стадии
формирования структуры находится значительное коли-
чество коллоидной составляющей, то первая критиче-
ская точка по кривой dU/dx^U) соответствует моменту,
когда поверхность образцов достигает гигроскопическо-
го влагосодержания. Для цементного раствора этот мо-
мент соответствует примерно середине стадии изотер-
мической обработки при электромагнитной термообра-
ботке и началу стадии спада температуры при
пропаривании. Причем при электромагнитной термооб-
работке первая критическая точка (рис. 27) наступает
ранее, указывая на то, что в этом случае в капиллярную
связь вступило меньшее количество влаги, чем при про-
паривании.
Можно считать, что между первой и второй крити-
ческими точками в цементном растворе, находящемся в
этом периоде в состоянии коллоидного капиллярнопори-
стого тела, удаляется влага, связанная капиллярными си-
лами. Прц влагосодержаний цементных строительных
материалов меньше гигроскопического будет наблю-
даться переход влаги из капиллярного состояния в фу-
никулярное (канатное) состояние и испарение влаги из
микрокапилляров. Зона испарения влаги начинает по-
степенно углубляться внутрь материала. Однако нали-
чие большего перепада между локальными влагрсодер-
жаниями к концу режима термообработки цементного
раствора, подвергнутого пропариванию, позволяет
предполагать, что абсолютная величина углубления зо-
ны испарения больше, чем при электромагнитной термо-
обработке, т. е. при большем влагосодержаний зона
испарения увеличивается, что совпадает с результатами
исследований [95].
123
Вблизи второй критической точки, которая по време-
ни режима соответствует началу стадии спада темпера-
туры при электромагнитной термообработке и середине
этой стадии при пропаривании, влага в материале пере-
ходит в пендулярное (стыковое) состояние, а для разоб-
щенной жидкости градиент потенциала переноса массы
становится равным нулю и она целиком испаряется
внутри материала, что было подтверждено эксперимен-
тально. С этого момента влага в цементном растворе
переносится только в виде пара. Сдвиг второй критиче-
ской точки по времени при одном и том же режиме тер-
мообработки, но при разных способах подвода тепла
объясняется тем, что вследствие набухания на первой
стадии процесса цементный раствор, подвергнутый про-
париванию, к началу стадии спада температуры обла-
дал большим влагосодержанием.
Для бетона в отличие от цементного раствора вторая
критическая точка на кривых dUldx(U) не наблюдается,
так как количество связанной влаги мало по сравнению
с капиллярной (начальное влагоссдержание UQ для
раствора значительно больше, чем для бетона).
Явления конденсатообразования и миграции влаги
внутрь бетона при электромагнитной термообработке
отсутствуют, что исключает влияние вышеуказанных
вредных воздействий на формирующуюся структуру
материала. Из рис. 23—26 следует, что уменьшение ло-
кальных влагосодержаний происходит наиболее интен-
сивно на стадии изотермической обработки (от середи-
ны к концу стадии), после чего наблюдается уменьше-
ние интенсивности переноса влаги и стабилизация
значений локальных влагосодержаний бетона и раствора
во всех слоях. Исключение представляет верхний слой,
где стабилизация величины влагосодержания наступает
только к концу стадии спада температуры.
Следует отметить, что наибольший перепад между
локальными влагосодержаниями по толщине образца
при электромагнитной термообработке не превышал для
раствора 3,6% и для бетона 1,5%, в то время как при
пропаривании соответственно составил 4,7 и 3,8%. Сохра-
нение в массе затвердевших образцов дополнительного
по сравнению с пропариванием количества воды созда-
ет более благоприятные условия для дальнейшей гидра-
тации цемента. Благодаря этому интенсивность роста и
124
конечная величина прочности у такого бетона после тер-
мообработки выше, чем у подвергнутого пропариванию.
Так как перепад температуры по толщине материа-
ла незначителен и термодиффузионным переносом вла-
ги можно пренебречь, то общий поток влаги при таком
методе тепловлажностной обработки бетона может быть
представлен в виде
<7га = — amVoVU — КР\р- (3.12)
При этом уменьшается объем направленной пори-
стости и возрастает количество мелких замкнутых пор и
капилляров в формирующейся структуре.
Таким образом, при электромагнитном способе под-
вода тепла вследствие возможности установления гра-
диента температуры небольших значений поле темпера-
туры оказывает незначительное влияние на поле влаго-
содержания Уменьшение интенсивности переноса влаги
способствует формированию структуры бетона в более
«мягких» по сравнению с пропариванием условиях. В ко-
нечном счете технологические свойства цементных бетона
и раствора улучшаются существенным образом.
2. ДИФФУЗИОННЫЙ ПЕРЕНОС ВЛАГИ J
В ПРОЦЕССЕ ФОРМИРОВАНИЯ У
СТРУКТУРЫ БЕТОНА И РАСТВОРА
ПРИ РАЗЛИЧНЫХ СПОСОБАХ
ТЕПЛОВОЙ ОБРАБОТКИ
Физические свойства бетона в основном определяются
строением капиллярнопористой структуры цементного
камня, образованной в процессе его твердения. На об-
разование структуры цементного камня существенное
влияние оказывают температурно-влажностные условия
процесса твердения.
Процессы переноса тепла и вещества составляют фи-
зическую основу технологии тепловлажностной обра-
ботки капиллярнопористых материалов, в частности це-
ментных растворов и бетонов. В этой связи при тепло-
влажностной обработке, являющейся основным методом
ускорения твердения бетонов, приобретает особо важное
значение способ подвода тепла.
Как показано выше, механизм внутреннего массо-
переноса при различных способах подвода тепла имеет
125
принципиально различный характер. При этом направ-
ление, скорость и величина диффузионного переноса ве-
щества также различны, что в свою очередь оказывает
существенное влияние на образование структуры це-
ментного камня, в частности на величину пористости и
закон распределения пор по радиусу. Увеличение интен-
сивности диффузии влаги при тепловой обработке твер-
деющего бетона вызывает увеличение направленной и
сообщающейся пористости формирующегося цементного
камня, а также увеличение эффективных радиусов ка-
пилляров. Цементный камень с такой пористостью яв-
ляется более проницаемым для различных флюидов»
менее морозо- и агрессивостойким, что существенно
снижает долговечность железобетонных конструкций.
Изучив внутренний массотеплоперенос при различ-
ных способах теплоподвода, представляется возможным
управлять процессом образования капиллярнопористой
структуры бетона в заранее заданном направлении. Для
расчета и управления процессами переноса необходимо
знание коэффициентов переноса и выяснение механиз-
ма передвижения влаги и водорастворимых веществ в.
кинетике структурообразования бетонов. Коэффициенты
переноса характеризуют процессы внутреннего тепло-
и массообмена при фазовых и химических превращени-
ях в твердеющих бетонах.
Перенос массы вещества в процессе твердения бето-
нов можно характеризовать коэффициентом диффузии
влаги ат и относительным коэффициентом термодиффу-
зии влаги 6. Указанные коэффициенты для затвердев-
ших бетонов изучены недостаточно, а в процессе их
твердения вообще не определялись. Это отчасти можно
объяснить трудностями, возникающими при определе-
нии послойных влагосодержаний. Существующие мето-
дики определения влагосодержаний весовым способом
для таких реологических сред, как твердеющий бетон»
не пригодны в связи с тем, что при механическом разде-
лении образцов по слоям резко нарушается сплошность
пористой структуры, которая находится в процессе
формирования, т. е. в непрерывном изменении во време-
ни. Кроме того, при таком методе определения влаго-
содержаний нарушается заданный режим тепловой об-
работки, так как исследуемые образцы по условиям экс-
перимента необходимо неоднократно извлекать из ка-
126
меры для взвешивания образца по слоям. Известные
методы определения массосодержания (влагосодержа-
ния) — методы измерения электропроводности, танген-
са угла диэлектрических потерь, емкостные и другие —
дают возможность определить лишь интегральные ха-
рактеристики, получение дифференциальных распреде-
лений влагосодержаний в слоях образцов указанными
методами практически невозможно.
Радиометрический метод лишен упомянутых недо-
статков. Он позволяет вести контроль изменения локаль-
ных влагосодержаний в ходе технологического процесса
и без механического нарушения структуры бетона при
разделении образца на слои.
Изучение механизма тепло- и массопереноса при
различных способах подвода тепла позволило по приве-
денным кривым (рис. 23—26) рассчитать коэффициент
диффузии влаги ат при формировании капиллярнопори-
стой структуры бетона и раствора [37, 38].
Как известно, в области, близкой к начальному вл а-,
госодержапию раствора и бетона, термоградиентный
коэффициент 6 близок к нулю. В периоде изотермиче-
ской обработки раствора и бетона их влагосодержание
близко к начальному. Таким образом, критерием Пос-
нова Рп = бД//{/0 можно пренебречь. Поэтому можно
считать, что в данном случае потенциалом переноса вла-
ги является градиент влагосодержания.
Это обстоятельство и позволяет определить коэффи-
циент диффузии влаги ат в растворе и бетоне в процес-
се его твердения (в периоде изотермической обработки),
применив известный метод расчета коэффициентов
переноса влаги из кривых кинетики термообработки
[98]. Этот метод характерен тем, что дает возможность
рассчитать коэффициенты переноса независимо от спо-
соба подвода тепла.
Расчетные формулы для определения коэффициен-
тов переноса получены из приближенного решения сис-
темы нелинейных дифференциальных уравнений тепло-
и массопереноса в капиллярнопористых телах [93] для
случая одномерных потоков тепла и влаги. В частности,
формула для расчета коэффициента диффузии влаги
имеет вид
(7^- /g)
.6 •
(3.13)
127
UX ед»
При этом было сделано допущение о параболическом
распределении влагосодержания по сечению материала:
У2
А
Такое допущение хорошо согласуется с эксперимен-
том. Так, если на оси абсцисс отложить значение
а по оси ординат — значение разности <7Ц— Un влагосо-
Рис. 32. График распределения влагосодержания U по сечению
образца при электромагнитной термообработке бетона (см. рис. 26,
второй час стадии изотермической обработки)
держаний в центральном слое и в каждом последующем
слое образца с координатами хь x2f х$, то точки
укладываются на прямую, проходящую через начало
координат (рис. 32).
Влагосодержание U измерялось в пяти слоях по толщине
плиты. Тогда влагосодержание пяти слоев плиты, соответ-
ствующих безразмерным координатам х//?, будет равно:
/у \2
^ = ^ц- 4- О/ц-Дх).
\ к /
/ у \ 2
= (t/ц-^н). (3-15)
\ /\ /
/ у \ 2
= ) (t/4 —С7П).
\ к I
128
Среднее арифметическое влагосодержание тела [7са равно:
+ t ' ' • (^ц- Un)> (3-16)
О
где
P'lV ' Р'2 V I I (. *5 V
V + (~F + ’”+ V
V = V - ---------V-K--~ • (3.17)
о
Из уравнения (3.16) следует, что влагосодержание по-
верхностного слоя
U = —(1 —У) . (3.18)
Среднее по объему влагосодержание
{7 = ^ц —^({/ц —t/n), (3.19)
где N — постоянный числовой коэффициент, для пластины
равен 1/3.
Если подставить значение t/n из уравнения (3.18) в урав-
нение (3.19), то последнее преобразуется к виду
и = иц- А_({/ц-{/п). (3.20)
С помощью формулы (3.20) были рассчитаны значе-
ния U — среднеинтегрального влагосодержания всей
плиты (толщиной h — 60 мм) и среднеинтегрального вла-
госодержания нижнего слоя плиты (толщиной hi =
— 35 мм) для цементных раствора и бетона, обработан-
ных электромагнитным и конвективным способами. На
основании рассчитанных таким образом данных и при
подстановке соответствующих значений величин в фор-
мулу (3.13) был определен коэффициент диффузии вла-
ги для бетона и цементного раствора в зависимости от
влагосодержания и способа подвода тепла. Для иллю-
страции приведем пример расчета коэффициента диф-
фузии влаги для образца из бетона, твердеющего в
электромагнитном поле, при [/ = 0,0744:
ат =0,004
0,Об2—0,0352
6(0,0766—0,0744)
- 7,27-104 (м2/час).
9. Зак. 24
129
На основании полученных значений коэффициента
диффузии влаги ат в периоде изотермической обработ-
ки, применяя методику, описанную в работе [98], рас-
считывался коэффициент ат для двух других периодов:
режима-подъема и спада температуры. С этой целью
была применена эмпирическая формула зависимости
относительного коэффициента диффузии влаги от вла-
госодержания в виде
°^-=\—kU. (3.21)
Рис. 33. Зависимости a — aolam(U)\ б — / — для бетона;
2 — для раствора; О — паротепловая обработка; Й—электромагнит-
ная термообработка
Прежде всего были аппроксимированы формулой
(3.21) экспериментальные данные по коэффициенту
диффузии влаги для периода изотермической обработки.
Условный коэффициент диффузии влаги абсолютно су-
хого материала а0, входящий в эту формулу, определял-
ся графически. Для этого строилась зависимость 1/а.п
от U, являющаяся прямолинейной (рис. 33, б). Величи-
на отрезка, отсекаемого этой прямой на оси ординат,
равнялась 1/а0. Определив численное значение а0, не-
трудно получить зависимость aGlam от влагосодёржания
U, которая для бетона и раствора независимо от спосо-
ба теплоподвода была прямолинейной (рис. 33, а).
130
Коэффициент k, входящий в формулу (3.21), опреде-
лялся по тангенсу угла наклона этой прямой к оси абс-
цисс. Для бетона, подвергнутого электромагнитной и
паротепловой термообработке, значения коэффициента
k соответственно равны 6,5 и 6,0. Отложим по оси абс-
цисс значения объемного веса абсолютно сухого раство-
ра и бетона у0, а по оси ординат — соответствующие им
значения коэффициента k и проведем прямые через на-
чало координат (рис. 34).
Рис. 34. Зависимости эмпирического коэффициента К от объемного
веса абсолютно сухого материала у0'- 1 — Для бетона; 2— для рас-
твора; 3—’Для типичных капиллярнопористых тел; О — паротепло-
вая обработка; ® — электромагнитная термообработка
Известно [90], что для типичных капиллярнопори-
стых тел (рис. 34, прямая 3)
k = 3,5 —. (3.22)
1000
Из рис. 34 видно, что коэффициент k для раствора
при различных способах тепловой обработки незначи-
тельно отличается по величине от этого коэффициента
для типичных капиллярнопористых тел. Для бетона зна-
чение коэффициента k несколько больше, что объясня-
ется более дисперсной структурой его цементного кам-
ня, имеющего меньшую интегральную пористость и
большую плотность по сравнению с типичными капил-
лярнопористыми телами.
9*
131
Известно также [98], что для капиллярнопористых
тел имеет место равенство
/ 7* \ 20
а0 — 6Z00-105 —— . (3.23)
( 1000 /
С помощью этого равенства был определен коэффи-
циент а0 в периодах подъема и спада температуры.
В формуле (3.23) коэффициент яОо —const, т. е. не
зависит от температуры материала, а зависит от его
структурных свойств. Расчет коэффициента а0 произво-
дился нами для периода изотермической обработки бе-
тона и раствора. Для бетона, подвергнутого электромаг-
нитной и паротепловой обработке, значения коэффици-
ента аОо соответственно равны 2,0 и 1,54. Для цементного
раствора, подвергнутого электромагнитной и паротепло-
вой термообработке, значения коэффициента б^оо соот-
ветственно равны 2,65 и 2,55.
Имея численные значения коэффициентов а0 и k, по
формуле (3.21) рассчитывался коэффициент диффузии
влаги в зависимости от влагосодержания для периодов
подъема и спада температуры.
Результаты расчета приведены на рис. 35. На рис.
35, а показано изменение коэффициента диффузии вла-
а б
Рис. 35. Зависимость коэффициента диффузии влаги ат от влаго-
содержания U: а — для бетона: / — стадия подъема температуры;
II — стадия изотермической обработки; III — стадия спада темпера-
туры; О — паротепловая обработка; •—электромагнитная термо-
обработка; б — для раствора (обозначения те же)
132
ги ат в процессе твердения бетона при пропаривании и
тепловой обработке в электромагнитном поле, на рис.
35, б — для цементного раствора. Как следует из рисун-
ка, значение коэффициента ат для бетона и раствора
при паротепловой обработке существенно больше, чем
при электромагнитном способе подвода тепла. Это еще
раз является подтверждением того, что при электромаг-
нитной термообработке образуется более плотная струк-
тура цементного камня с увеличенным объемом микро-
капилляров, менее проницаемая для воды. Микрокапил-
лярцая пористость в таком цементном камне носит
более замкнутый характер.
Анализируя процесс диффузионного переноса вла-
ги при тепловой обработке бетона и раствора, следует
отметить, что увеличение коэффициента ат происходит
в периоде подъема температуры (участок кривых /,
рис. 35), Это можно объяснить увеличением градиента
влагосодержания в образцах с ростом температуры.
С ледует отметить, что при электромагнитной термооб-
работке в этом периоде участок кривой I направлен сво-
ей выпуклостью в сторону к оси ординат, при пропари-
вании — от оси ординат. В первом случае это объясня-
ется уменьшением влагосодержания материала с самого
начала термообработки, во втором случае — его увели-
чением. По достижении периода изотермической обра-
ботки (участок II) наблюдается первая экстремальная
точка на кривой am(U), что можно объяснить началом
наиболее интенсивной убыли влаги физико-механиче-
ской связи из бетона и раствора. Вторая экстремальная
точка на этой кривой фиксируется в начале периода
спада температуры. Это объясняется переходом от пере-
носа жидкообразной влаги к переносу преимущественно
в виде пара. В этом периоде (участок III) продолжается
дальнейшее уменьшение величины ат. Абсолютная ве-
личина ат как при паротепловом, так и при электромаг-
нитном способе подвода тепла значительно больше для
цементного раствора, чем для бетона, что объясняется
большим содержанием влаги физико-механической
связи в цементном растворе.
Из рис. 35 следует, что сопротивление перемещению
влаги в бетоне и цементном растворе, твердеющих при
паротепловой обработке, значительно меньше, чем при
электромагнитной термообработке. Миграция влаги в
133
последнем случае затруднительна вследствие образова-
ния структуры с менее сообщающейся капиллярной по-
ристостью. Этим и можно объяснить уменьшение коэф-
фициента диффузии влаги в материале, твердеющем при
тепловой обработке в электромагнитном поле.
Таким образом, диффузионный перенос влаги оказы-
вает существенное влияние на структурообразование це-
ментного камня и находится в прямой зависимости от
способа подвода тепла.
3. ЗАВИСИМОСТЬ ПОРИСТОЙ структуры,
ФОРМ и видов связи ВЛАГИ
С ЦЕМЕНТНЫМ КАМНЕМ БЕТОНОВ ОТ СПОСОБОВ
ИХ ТВЕРДЕНИЯ
В теории сушки, разработанной А. В. Лыковым [90],
показано, что гигротермическая обработка капиллярно-
пористых коллоидных тел является сложным теплофи-
зическим и физико-химическим процессом, закономер-
ности которого определяются формами связи удаляемой
влаги и ее состоянием в порах материала.
Цементные камни бетонов, являющихся в настоя-
щее время основными конструкционными строительны-
ми материалами, представляют собой типичные капил-
лярнопористые тела.
Поэтому технологические свойства бетонов в значи-
тельной мере зависят от взаимодействия цемента и
цементного камня с водой в широком смысле этого
слова.
Химическое взаимодействие цемента с водой по-
дробно изучалось, тогда как поведение адсорбирован-
ной и капиллярной влаги в цементном камне, так же
как и его пористая структура, изучены гораздо меньше.
Вместе с тем микро- и макропористая структура
цементного камня и состояние в нем слабо связанной
влаги существенно влияют как на технологические
свойства бетона, так и на протекание химических реак-
ций в нем. Более того, при эксплуатации бетонных со-
оружений в массообмене с окружающей средой прини-
мают участие в основном капиллярная и адсорбирован-
ная влага, т. е. влага, слабо энергетически связанная с
цементным камнем. Формы и энергия связи этой влаги
определяются в первую очередь пористой структурой
134
цементного камня, образованием которой можно управ-
лять в процессе твердения бетона при тепловлажност-
ной обработке. Характер образовавшейся пористости,
ее величина, глубина и скорость гидратации цемента
зависят от температурно-влажностных условий процес-
са схватывания цемента и твердения цементного камня.
Известно, что для ускорения твердения бетонов при-
меняются различные виды тепловой обработки, позво-
ляющей ускорить процессы твердения.
Образцы цементных камней и бетонов изготавлива-
лись из портландцемента Вольского завода «Больше-,
вик» (характеристики см. в табл. 1). Цементный ка-
мень был получен в результате твердения цементного
теста с водоцементным отношением (В/Ц), равным
0,326. Соответственно растворная часть бетонов имела
то же водоцементное отношение (учтена влага на сма-
чивание поверхностей крупного и мелкого заполните-
лей).
Образцы из цементного теста и бетона подвергались
гепловлажпостной обработке в электромагнитной и
(для сравнения) в пропарочной камере по предвари-
тельно выбранному оптимальному режиму 44-44-34-
4-3 час (выдерживание перед термообработкой4-подъ-
ем температуры до 80 °C + изотермическая обработка
при 80 °C 4-спад температуры до 40 °C) при относитель-
ной влажности среды в камерах ср = 85—90%. С целью
сравнительных исследований одновременно изготовля-
лась третья партия образцов, твердевших в нормально-
влажных условиях (/=18±2°С, ср = 85—90%). В таких
же условиях до испытаний находились образцы, про-
шедшие тепловлажностную обработку. Возраст всех
партий исследованных образцов цементного камня рав-
нялся одному месяцу.
Дифференциальный анализ пористой структуры и
водопоглощающих свойств цементного камня осущест-
влялся методом термограмм сушки [68] на экспери-
ментальной установке, описанной в [69]. Термограммы
всех образцов записывались в строго идентичных усло-
виях при давлении воздуха в термобарокамере 150 мм
рт. ст. и температуре воздуха 90 °C. Каждая термограм-
ма записана в значениях разности температур сушимого
образца и окружающего воздуха, температура которого
поддерживалась строго постоянной. Таким образом,
135
термограмма показывает, насколько температура суши-
мого образца в любой момент опыта ниже температуры
окружающего его воздуха. В процессе сушки запись
термограммы и кривой сушки производилась автомати-
чески.
Температура образцов в процессе записи изменя-
лась в пределах от 60 до 90 °C. Досушка образцов про-
изводилась при 105° и 120 °C. В последнем случае такая
Рис. 36. Термограммы сушки цементных камней при температуре
120 °C (Д7 — разность температур между образцом и воздухом; т —
время опыта): I — цементного камня, подвергнутого пропариванию
(П); II— цементного камня, подвергнутого электромагнитной термо-
обработке (Э) и нормально-влажного твердения (Н)
температура
разрушение
обеспечивает
досушки обеспечивала более устойчивое
гидросульфоалюмината кальция, что
сравнение результатов экспериментов по
всем образцам.
Термограммы цементных камней показаны на рис. 36.
Путем проектирования критических точек термо-
граммы на кривые веса были определены водоудержи-
вающие свойства цементных камней, твердевших в раз-
личных температурно-влажностных условиях (табл. 10).
В соответствии с термографическим методом началь-
ный горизонтальный участок каждой термограммы со-
ответствует периоду удаления избытка свободной воды
с поверхности водонасыщенного песка цементного кам-
ня. Влажность, соответствующая первой критической
136
Таблица 10
Влагосодержание в критических точках термограмм сушки образцов
цементного камня
Влагосодержание, % к весу сухого цементного камня
адсорбционная влага
наиболее ин-
тенсивно свя-
занная влага
I t|
о о о о
н 9,7 7,5 5,6 4,0 1,9 0,8
э 105 8,6 6,7 4,1 3,1 2,4 1,5
п 7,3 5,7 4,0 2,7 — —
н 12,0 9,8 7,5 5,45 4,35 3,65
э 120 10,7 7,9 6,35 4,85 2,8 2,35
п 7,9 5,65 4,8 3,75 — —
11 р и м е ч а и и е. Н — образцы нормально-влажного твердения»
3— образцы, подвергнутые электромагнитной термообработке; П—об-
разцы, подвергнутые пропариванию.
точке термограммы, представляет собой полную влаго-
емкость песка цементного камня с учетом заполнения
водой не только пор в цементном камне, но и межзерно-
вого пространства песка. В этот период из капиллярно-
пористых коллоидных тел удаляется осмотическая вла-
га, испаряющаяся с водонасыщенной поверхности тела
[90]. Линейный участок кривой убыли веса свидетель-
ствует о том, что сушка протекает с постоянной скоро-
стью. В период сушки между первой и второй критиче-
скими точками термограммы скорость сушки уменьша-
ется, что свидетельствует об углублении зоны испаре-
ния в толщу сушимого образца.
Влажность во второй критической точке отличается
от полной влагоемкости цементного камня на величину
менисковой влаги, расположенной в местах контакта
зерен песка. По литературным данным, менисковая
влага песка этой фракции (0,25—0,5 мм) составляет
2,4% [148]. Отбросив эту величину от значения влаж-
ности во второй критической точке термограммы, мож-
но определить полную влагоемкость цементного камня.
Влажность цементных камней в третьей критической
точке соответствует максимальной влагоемкости гигро-
137
скопического состояния. Вблизи этих влажностей про-
исходит подъем кривых удельной теплоты изометриче-
ского испарения, что свидетельствует о начале удале-
ния капиллярной влаги из пор радиусом меньше
10~5 см (рис. 37).
Влажности образцов цементного камня в четвертой
критической точке термограмм сушки равняются коли-
честву адсорбированной влаги.
В пятой критической точке термограмм происходит
удаление влаги энергетически более связанной с твер-
Рис. 37. Зависимость прироста удельной теплоты испарения влаги
из образцов цементного камня (L, дж!кг) по сравнению со свобод-
ной водой при той же температуре от влагосодержания их (IF, %)
(вертикальные пунктирные линии — максимальные влагосодержания)
дой фазой цементного камня, соответствующей влаго-
емкости мономолекулярной адсорбции.
Образцы, прошедшие пропаривание, дают термо-
грамму (кривая I, рис. 36), типичную для хрупких поли-
капиллярнопористых тел (типа силикагеля) с пятью
критическими точками. Кривая II представляет собой
термограмму образцов цементного камня, твердевшего
в процессе электромагнитной термообработки. Термо-
грамма цементного камня нормально-влажного тверде-
ния аналогична термограмме цементного камня, тверде-
ющего в процессе электромагнитной термообработки,
поэтому они условно совмещены на одной кривой II.
Анализируя рис. 36 и рис. 37, следует отметить, что
влагосодержание во всех критических точках термо-
грамм уменьшается при переходе от образцов Н к go-
138
раздам П. Цементный камень после электромагнитной
термообработки (Э) по влагосодержаниям имеет про-
межуточное значение. Существенным является выделе-
ние на термограмме (кривая II) дополнительного пря-
молинейного участка между точками 6 и 7, что сви-
детельствует о наличии в образцах Э, так же как в об-
разцах Н, влаги слабой химической связи, удаляемой
при указанных температурах. Существенно и то, что у
образцов, прошедших пропаривание, такого участка на
термограмме не наблюдается. Отмеченное можно объ-
яснить большей степенью гидратации цемента в процес-
се электромагнитной термообработки и нормально-
влажного твердения цементного камня, чем при обыч-
ном пропаривании. В пользу того, что указанная влага
является химически связанной, входящей в решетку
кристаллогидратов, говорят проведенные исследования
[71] сушки образцов, содержащих около 5—8% гидро-
сульфоалюмината кальция высокогидратной формы
(СзА-ЗСа5О4-31Н2О). На этих термограммах также
имеется прямолинейный участок 6—7. Данное предпо-
ложение подтверждается также работой Ф. М. Ли [88],
который отмечает частичное обезвоживание гидросуль-
фоалюминатов и гексагональных четырехкальциевого и
трехкальциевого гидросульфоалюминатов при нагрева-
нии цементного камня до 105 °C.
Определение внутренней энергии связи влаги с
цементным камнем производилось на установке [70] по
методу удельных теплот испарения (энергограмм суш-
ки), разработанному В. М. Казанским. Как известно,
поглощенная пористым телом влага под влиянием моле-
кулярного взаимодействия с твердой фазой тела по-раз-
ному связана с ним [145]. Теплота, затрачиваемая на ис-
парение влаги разных форм связи, идет не только на фа-
зовое превращение воды в пар, но и на разрушение связи
влаги с телом.
Энергограммы строились по значениям разности AL
удельной теплоты испарения влаги из тела и теплоты
испарения свободной воды при той же температуре.
Энергограмма сушки характеризует энергетическую
сторону процесса испарения влаги из цементного камня,
тогда как термограмма и кривая сушки каждого образ-
ца представляют кинетику последовательного удаления
при сушке влаги разных форм и видов связи с ним.
139
Энергограммы записывались при постоянной темпера-
туре образцов, равной 80 °C, что давало возможность
сравнить результаты термографического.и энергографи-
ческого исследований, так как при записи термограмм
температура образцов изменялась в этих же пределах.
Давление воздуха изменялось в пределах от атмосфер-
ного до 40 мм рт. ст., досушка осуществлялась при
120 °C.
На рис. 37 представлена зависимость энергии связи
влаги с цементным камнем, твердевшим в процессе
электромагнитной термообработки, от его влагосодер-
жания. Вертикальными пунктирными линиями показа-^
ны влагосодержания в критических точках термограмм
этого же образца. Для образцов цементных камней,
твердевших в процессе пропаривания и нормально-
влажных условиях, энергограммы имеют аналогичный
вид и отличаются лишь величиной энергии связи влаги
разных форм. При влажности цементного камня, соот-
ветствующей первой критической точке термограммы,
происходит испарение избытка свободной влаги с водо-
насыщенной поверхности образца при удельной теплоте
испарения влаги, равной теплоте фазового перехода
свободной воды в пар. В период между первой и второй
критическими точками термограммы влага последова-
тельно меняет свое положение в порах, располагаясь в
виде пленок, окутывающих частицы песка, и манжеток
воды в местах соприкосновения зерен песка (канатное
состояние влаги). С этим связано значительное увели-
чение свободной поверхности единицы массы воды в
песке, на создание которой требуется дополнительная
энергия. Рассматривая энергограмму, изображенную на
рис. 37, можно отметить рост удельной теплоты
испарения вблизи второй * критической точки термо-
граммы.
В дальнейшем происходит переход влаги (между
второй и третьей точками термограммы) полностью в
стыковое состояние, когда исчезают водные пленки
вокруг зерен песка, а вся влага концентрируется в
местах контакта зерен. Затем происходит прогиб мени-
сков в порах зерен адсорбента, чем вызывается растя-
жение жидкости, заключенной в них, и возрастание
удельных теплот испарения влаги. В последующем рост
значений удельных теплот испарения происходит при
140
удалении влаги из микрокапилляров, влаги полимолеку-
лярных слоев и монослоя.
В целом кривая имеет плавный вид, без переломов.
Наиболее интересно то, что в области критических
точек 6 и 7 прирост удельной теплоты испарения дости-
гает величины, равной внутренней энергии химически
связанной влаги (кристаллогидратная вода) чистого
гидросульфоалюмината кальция (0,88 • 10~6 дж/кг), что
на рис. 37 показано горизонтальным пунктиром.
На основании полученных экспериментальных дан-
ных возможно оценить характер и величину пористой
структуры цементного камня. Участок термограммы
между критическими точками 3 и 4 соответствует мик-
рокапиллярной влаге, участок между точками 4 и 5 —
влаге адсорбированной на поверхности твердой фазы
цементного камня. Судить об удельной поверхности
твердой фазы по влагосодержанию в точке 5 затрудни-
тельно, так как в эту влагу может входить не только
адсорбированная влага монослоя, но и гидратная вода
высоко гидратных соединений.
Как следует из табл. 10, тепловая обработка
цементного камня в электромагнитном поле улучшает
структуру порового пространства за счет значительного
увеличения объема микрокапилляров (г<10~5 см) по
сравнению с пропариванием и даже нормально-влаж-
ным твердением. Пропаривание по принятому режиму,
наоборот, ухудшает структуру порового пространства в
цементном камне, увеличивая макропористость. Объем
пор в микрокапиллярах (определенный при температу-
ре досушки 105 °C) при твердении цементного камня в
процессе электромагнитной термообработки увеличива-
ется на 37% по сравнению с объемом их в цементном
камне при нормально-влажном твердении и на 47% по
сравнению с обычным пропариванием. Пропаривание
цементного камня по принятому режиму привело к
уменьшению объема пор в микрокапиллярах на 10% по
сравнению с цементным камнем, твердеющим в нор-
мально-влажных условиях. Известно, что материалы,
обладающие большей микропористостыо и меньшим
объемом макропор, менее проницаемы для различных
флюидов.
Небезынтересно отметить следующее. Энергия связи
влаги в монослое равна или даже меньше энергии связи
141
влаги в высокогидратных продуктах гидратации
цементного камня. Толщина полислоя в цементных гид-
ратах равна двум молекулам воды, а разница между
полислоем и монослоем равна одной молекуле, поэтому,
зная толщину одной молекулы воды, легко рассчитать
удельную поверхность твердой фазы. Увеличение удель-
ной поверхности твердой фазы возможно за счет двух
факторов: а) вследствие увеличения объема микрока-
пиллярной пористости; б) за счет уменьшения размеров
кристаллогидратов. Известно, что если удельная по-
верхность твердой фазы увеличивается пропорциональ-
но увеличению объема микрокапиллярной пористости,
то размеры кристаллогидратов остаются постоянными.
Если же удельная поверхность твердой фазы остается
постоянной или уменьшается, что наблюдается для це-
ментного камня после электромагнитной термообработки,
то в этом случае имеет место увеличение размеров кри-
сталлогидратов.
Полученные результаты исследования пористой
структуры цементного камня позволили прогнозировать
снижение проницаемости, увеличение морозо- и агрес-
сивостойкости бетона, прошедшего тепловлажностную
обработку в электромагнитном поле. Достаточно полное
подтверждение указанному было получено в результате
проведения технологических исследований описанных
выше бетонов, твердевших в различных условиях.
Результаты термографических исследований цемент-
ных камней подтверждают результаты исследований,
проведенных на растворной части бетонов. Структурная
пористость и дифференциальные водоудерживающие
свойства цементного раствора (цемент + песок+вода),
отобранные от образцов различных видов бетонов, про-
шедших годичные испытания на Сивашской коррозион-
ной станции (концентрация хлор-ионов до 184 г/л), так-
же определялись методом термографического анализа
при температуре досушки 105 °C.
Данные табл. 11 подтверждают результаты исследо-
ваний цементного камня, указывая на рост объема мик-
рокапилляров (при почти равной интегральной пористо-
сти) цементного камня из бетона ТЭ и КЭ по сравнению
с ТП, КП и даже КН.
Таким образом, результаты исследований разными
методами показывают, что способ твердения бетона
142
Таблица 11
Влагосодержание в критических точках термограмм сушки образцов
цементного раствора (цемент+песок4~вода), отобранного от бетонов,
прошедших испытание на агрессивостойкость
Марки- ровка образ- цов Температу- ра досуш- ки образ- цов, °C Влагосодержание, % к весу цементного раствора
полное, по 2-й точке термограммы максимальное гигроскопи- ческое, по 3-й точке термограммы адсорбционная влага
полислой, по 4-й точке термограммы монослой, по 5-й точке термограммы
TH тэ тп КН кэ КП Прим нормал! ном по; керамзг мообра^ обработ 105 105 е ч а н и е. >но-влажн( ie и прош< [тобетон, с ютанный I ку. 5,0 5,2 5,1 5,4 5,7 5,5 TH, ТЭ 1 )го твердения эдший паротет :оответственн< з электромагн 4,2 4,3 3,8 4,5 4,4 4,5 я ТП—тяжел , термообраб 1ловую термо< о нормально- итном поле и 3,3 3,1 2,9 3,8 3,4 3,9 ый бетон, сс отанный в э; эбработку; КЬ влажного тв< прошедший ] 2,8 2,7 2,4 3,1 2,7 3,2 ^ответственно тектромагнит- 1, КЭ иКП— грдения, тер- 1аротепловую
существенно влияет на пористую структуру цементного
камня, его дифференциальные водопоглощающие свой-
ства, а следовательно, и на ряд технологических
свойств.
4. ФИЗИКО-ХИМИЧЕСКИЕ И СТРУКТУРНЫЕ
СВОЙСТВА ЦЕМЕНТНЫХ БЕТОНОВ
РАЗЛИЧНЫХ СПОСОБОВ ТВЕРДЕНИЯ
Среди многочисленных факторов, определяющих основ-
ные механические и физико-химические свойства бето-
на, большое значение имеет его структура. Безусловно,
что пористость является основным свойством затвер-
девшего цементного теста. Характер распределения пор
по радиусам в цементном камне представляет важней-
шие свойства бетона: морозостойкость, проницаемость,
теплофизические свойства и многие другие.
Гидротермические условия твердения цементных ма-
териалов оказывают основное влияние на образование
пористой структуры и степень протекания реакции гид-
ратации.
143
Для оценки качественной и количественной стороны
процесса твердения с точки зрения развития физико-
химических превращений и изменения структурных
свойств автором были проведены сравнительные иссле-
дования изменения этих свойств бетонов, подвергнутых
различным способам тепловой обработки — пропарива-
нию при конвективном теплоподводе, электромагнитной
термообработке при кондуктивном теплоподводе, а так-
же нормально-влажному твердению.
Представлялось необходимым исследовать структур-
ную пористость бетонов различных способов тверде-
ния, так как известно, что способ термообработки бето-
на при формировании структуры цементного камня
оказывает большое влияние на характер и величину его
пористости как в 28-суточном возрасте, так и в последу-
ющие сроки твердения. Исследование структурной по-
ристости производилось методом ртутной порометрии.
Дифференциальная пористость растворной части бето-
на состава I оценивалась по классификации пор, приня-
той в сорбционной технике и теплофизике: микропо-
ры — радиусом 25—50 А, переходные поры — радиу-
сом 1000 А и макрокапилляры — радиусом более
1000 А, т. е. более 0,1 мк. Такое деление пор связано с
явлением капиллярной конденсации и обосновано А. В.
Лыковым в работе [92]. Распределение пор по радиу-
сам (дифференциальные кривые) для растворной части,
отделенной от бетона различных способов твердения в
возрасте 28 сут, приведено на рис. 38.
Полученные результаты дают хорошую сходимость
с данными термографического исследования. Высуши-
вание цементного камня перед исследованиями в ртут-
ных поромерах при НО °C вследствие устранения забу-
хания микропор приводит к увеличению размеров
капилляров в среднем на один порядок. Поэтому раз-
меры пор радиусом 10~6 см, определяемые по ртутной
порометрии, соответствуют микропорам радиусом
10~7 см, определенным по термограммам сушки. Соот-
ветственно величины суммарной пористости по ртутной
порометрии должны быть несколько больше, чем по тер-
мограммам сушки.
Как следует из рис. 38, основной объем пор (80—
95%) приходится на поры радиусом менее 1 мк для
всех без исключения образцов. Преимущественный объ-
144
ем пор приходится на поры с радиусом г=50—1000 А,
т. е. на переходные поры (табл. 12).
Отличительной особенностью испытанных образцов
является наибольшая величина макрокапиллярной по-
ристости у бетона, подвергнутого паротепловой обра-
ботке, что хорошо согласуется с работами И. Н. Ахвер-
дова и Л. Б. Дзабиевой, П. П. Ступаченко, А. Е. Шейни-
на и Н. И. Олейниковой, Ю. В. Чеховского и др. [5, 169,
ЛА
Рис. 38. Распределение пор по радиусам (дифференциальные кривые)
в цементном камне бетонов в возрасте 28 сут: 1 — твердение в
нормально-влажных условиях; 2 — то же, в процессе паротепловой
обработки; 3 — то же, в процессе электромагнитной термообработки
183, 187]. Особенно характерным здесь является то, что
бетон, подвергнутый ускоренному твердению в процессе
электромагнитной термообработки, имеет минимальную
величину макропористости и максимальную величину
микропористости при наименьшем значении общей
(суммарной) пористости. Примечательно наличие двух
основных максимумов на дифференциальных кривых
10. Зак. 24
145
Таблица 12
Структурная пористость образцов из растворной части бетонов
Способ тверде- ния Суммарная, пористость си3/е Сопоставление объема пор
г=20—50 А г—50—-1000А г—1000А—20 ц
см3/г % см,3/г % сл13/г %
н 0,0610 0,0051 8,4 0,0413 67,8 0,0146 23,8
п 0,0634 0,0030 4,7 0,0341 53,9 0,0264 41,4
э 0,0537 0,0065 12,0 0,0354 66,0 0,0118 22,0
Примечание. Н — нормальное твердение; П — паротепловая об-
работка; Э—термообработка в электромагнитном поле.
распределения пор по размерам — первого в области
250—300 А и второго в области 0,1 — 1 мк, что совпадает
с данными [191]. Причем второй характерный макси-
мум пористости у образцов с индексом Э, лежащий в
области 1000 А (рис. 38), смещен значительно левее от
зоны водонепроницаемости (т. е. в сторону меньших
размеров пор), чем вторые максимумы пористости об-
разцов с индексом Н и П. Поры в области первого ма-
ксимума, очевидно, соответствуют промежуткам между
сросшимися кристалликами новообразований. Второй
максимум, по-видимому, относится к области капилляр-
ных пор между негидратированными зернами цемента
и новообразованиями.
Следовательно, тепловлажностная обработка бето-
на в электромагнитном поле приводит к изменению
структуры цементного камня на микропористую со всем
вытекающим из этого фактора улучшением свойств
структуры бетона.
Известно, что величина микро- и переходных пор с
радиусом до 500—1000 А в цементном камне в некото-
рой степени характеризует степень гидратации цемента
и связанного с ней процесса структурообразования
гелевой и мелкокристаллической системы. Из исследо-
ванных трех видов образцов в возрасте 28 сут наиболее
полно гидратируется портландцемент в бетоне с инде-
ксом Э, образующий микропористую структуру цемент-
ного камня за счет повышенного объема плотного геля,
постепенно заполняющего межзерновые, крупные по
146
размерам капилляры. С увеличением срока твердения
при достаточной влажности этот процесс гидратации,
гелеобразования и заполнения макропор продолжается,
что приводит к снижению суммарной пористости и объ-
ема макропор. Как следует из рис. 39, объем макро- и
переходной пористости для всех исследованных образ-
цов, твердевших в течение 3 лет, значительно уменьша-
ется; исключение составляет только бетон нормально-
влажного твердения, макропористость которого незна-
чительно возросла. Наоборот, объем микропор у всех
бетонов по истечении 3 лет увеличивается, второй ма-
ксимум смещается в сторону меньших размеров пор и
величина его уменьшается.
Результаты исследования степени гидратации це-
мента и фазового состава новообразований в бетонах
различных способов твердения, произведенного мето-
дом рентгеноструктурного анализа, приведены на рис.
41. Образцы изготавливались с использованием порт-
ландцемента Вольского завода «Большевик» (см.
табл. 1).
На рентгенограммах (рис. 41, а, б), соответствую-
ющих цементному камню, твердеющему в нормально-
влажных условиях и в процессе паротепловой обработ-
ки, фиксируются более интенсивные линии дифракции
рентгеновского луча для негидратированных продуктов
Рис. 39. Распределение пор по радиусам (дифференциальные кривые)
в цементном камне тяжелого бетона после испытания на агрессиво-
стойкость в течение 3 лет: 1 — твердение в нормально-влажных усло-
виях; 2— то же, в процессе паротепловой обработки; 8 — то же,
в процессе электромагнитной термообработки
ю*
147
клинкерных минералов, чем на рентгенограмме (рис.
41, в), относящейся к цементному камню, твердеющему
в процессе тепловлажностной обработки в электромаг-
нитном поле. К таким линиям следует отнести наиболее
характерные линии для C3S и C2S: 2,17, 2,73, 2,77, 3,03 А.
Линия дифракции луча, соответствующая 2,63 А, нами
не сравнивается, так как она характерна не только для
Рис. 40. Распределение пор по радиусам (дифференциальные кри-
вые) в цементном камне тяжелого бетона, твердевшего в течение
3 лет в воздушно-влажных условиях: 1 — твердение в нормально-
влажных условиях; 2 — то же, в процессе паротепловой обработки;
3 — то же, в процессе электромагнитной термообработки
C3S и C2S‘, но и для Са(ОН)2. Одновременно отмечается
большая интенсивность линий гидратированных фаз в
случае твердения бетона при тепловлажностной обра-
ботке в электромагнитном поле. Это хорошо иллюстри-
руется усилением линии 4,9 А, относящейся к Са(ОН)2,
а также более четкой кристаллизацией гидроксилов
C2SH (линия 1,96 и 1,98 А). В общем данные рентгенов-
ского анализа показывают, что продукты гидратации
цементов тепловлажностного твердения (образцы П и
Э) аналогичны продуктам гидратации цементов нор-
мального твердения в длительные сроки твердения; это
свидетельствует об образовании при тепловлажностной
обработке более устойчивых соединений.
14’8
Степень гидратации портландцемента в бетонах
28-суточного возраста, определенная по содержанию
Са(ОН)2, оказалась наибольшей для бетона, твердев-
шего при тепловлажностной обработке в электромаг-
нитном поле. Так, если величину степени гидратации
цемента в бетоне нормального твердения принять
условно за 1,0, то степень гидратации цемента в бето-
нах, подвергнутых электромагнитной термообработке и
пропариванию, соответственно равна 1,24 и 1,06. Увели-
чение степени гидратации цементов при пропаривании
(максимальная температура термообработки 70 °C)
отмечалось в работах [21, 44] и некоторых других.
Подтверждением увеличения степени гидратации
того же цемента после тепловлажностной обработки в
электромагнитном поле являются результаты исследо-
вания, проведенного параллельно по методике опреде-
ления химически связанной воды по потерям при прока-
ливании. Количество воды, вступившей в химическую
(кристаллогидратную) связь с цементом в образцах с
маркировкой П, Н и Э, соответственно составляет в воз-
расте 28 сут 15,9; 16,2; 18,2% и в возрасте 3 лет 19,2;
20,0; 22,8%.
Увеличение количества химически связанной воды в
растворной части бетона, подвергнутого тепловлажност-
ной обработке в электромагнитном поле, можно, по-
видимому, объяснить тем, что после окончания процес-
са термообработки в таком бетоне остается большее по
сравнению с пропариванием количество влаги физико-
химической формы связи [35]. Эти виды влаги создают
благоприятные условия для протекания дальнейшей
гидратации после окончания термообработки, в то вре-
мя как при пропаривании гидратация «затухает» вслед-
ствие недостатка влаги. Если в связи с высыханием
воды в порах бетона влажностный потенциал гидрата-
тации становится равным нулю, то гидратация прекра-
щается, хотя и не исчерпан ее химический потенциал.
Адсорбционное связывание значительного количест-
ва воды в процессе увеличения поверхности «твердая
фаза — жидкость» в сильной степени сказывается не
только на плотности структуры бетона в каждый дан-
ный момент, но и на формировании его структуры и
ходе самоуплотнения в процессе твердения. В более
поздние сроки твердения, когда влага физико-механи-
14»
ческой связи практически полностью вошла в состав
кристаллогидратов и частично испарилась, гидратация
частично или полностью идет за счет адсорбированной
воды (прежде всего наиболее слабо связанной ее
части), не утратившей возможности быть растворите-
лем негидратированного цемента. Именно адсорбцион-
но связанная влага в значительной мере определяет
такие технические свойства бетона, как водонепрони-
Рис. 41. Рентгенограммы цементного камня, твердеющего в. различ-
ное твердение;
150
цаемость, деформации усадки и набухания и дру-
гие [165].
Увеличение степени гидратации цемента и содержа-
ния количества химически связанной воды в процессе
дальнейшего твердения приводит, как следует из экспе-
риментов, к повышению плотности цементного камня
вследствие увеличения объема твердой фазы в цемент-
ном камне.
Как показано И. Н. Ахвердовым [6], в процессе то-
похимических превращений уменьшается средняя плот-
ность зерен цемента (удельный вес) без изменения их
пространственного взаиморасположения, устанавлива-
ющегося в процесе схватывания. Вместе с этим умень-
шается пористость цементного камня, поскольку при
образовании гелеобразных оболочек и их твердении
увеличивается объем зерен твердой фазы. Указанное
подтверждается экспериментальными данными по из-
менению пористости цементного камня в функции вре-
мени и способов твердения (рис. 38 и 40, табл. 12). Чем
глубже прогидратировались зерна цемента, тем проч-
нее оказывается цементный камень и полнее использу-
ются вяжущие свойства цемента.
4? 45 41 37 33 39 25 27 /7 73 9 29
них условиях: а— паротепловая обработка; б — нормально-влаж-
в — электромагнитная термообработка
151
5. АНАЛИТИЧЕСКОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ПРОЦЕССОВ
ТЕПЛО- И МАССОПЕРЕНОСА В КИНЕТИКЕ
ТВЕРДЕНИЯ БЕТОНА ПРИ ТЕРМООБРАБОТКЕ
В ПЕРЕМЕННОМ ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ ПОЛЕ
Отличительной особенностью такого метода термообра-
ботки является относительно равномерное выделение
тепла во всем объеме бетона за счет превращения элек-
трической энергии в тепло в ферромагнитной форме и
арматуре изделий. Имеет место наличие как внешних,
так и внутренних практически равномерно распределен-
ных источников тепла. Однако в реальных условиях
теплообмена с окружающей средой образуется поле
температур, которое, естественно, вызывает образова-
ние поля влагосодержания.
Процесс электромагнитной термообработки железо-
бетонных плитных изделий в металлической форме, на-
пример секций корпуса железобетонных судов с равно-
мерно распределенной в бетоне арматурой, можно
описать системой дифференциальных уравнений тепло-
и массопереноса [96] с внутренними источниками теп-
ла и стоками влаги. В случае термообработки железо-
бетонных плит на ферромагнитной подложке (металли-
ческая форма) процесс может быть описан следующей
системой дифференциальных уравнений (одномерная
задача):
dt (х, т) __ d2t (х, т)
дт дх2
ди (х, т) ' d2U (х, т)
дт ~йт дх2
Граничные условия
Г dU (О, т) , dt(O, т) 1
--------------г О ----“---- —к1
(3.26)
X + “ (7?’ Т) ~tcJ + г (1 - е) =0> (3-27)
+ атд + fiU р (7?, г) _ [/ ] =0)
дх ~ дх L
(3.28)
152
/(О, т) = <р(т), (3.29)
/ср = ср, (т). (3.30)
Начальные условия
/(х, О) = ^о, С7(х, О) = С7о. (3.31)
В настоящем параграфе обобщены и сопоставлены
между собой результаты аналитического и эксперимен-
тального исследований распределения полей темпера-
туры и влагосодержания в кинетике твердения бетона
при такой тепловлажностной обработке в стадии подъ-
ема температуры в изделии до максимальной, так как
именно на этом участке температурного режима (рис.
26) происходят основные физико-химические процессы
коагуляционного и кристаллизационного структурообра-
зования цементного камня. В этом периоде, как прави-
ло, имеет место максимальное развитие деструктивных
процессов, вызываемых температурно-влажностными
деформациями бетона.
/ о п л \ / W7 а %
В уравнение (3.24) введен член-----— , что вызвано
су
следующими соображениями.
Химическая реакция гидратации цемента в тверде-
ющей массе бетона сопровождается равномерно рас-
пределенным в объеме внутренним тепловыделением
цемента. Обозначим этот источник тепла через =
т. е. мощность внутреннего источника тепла, выделяе-
мого в результате твердения бетона, равна произведе-
нию мощности внутреннего стока влаги W, вступающей
в молекулярную (гидратную) связь, на энтальпию I дан-
ной системы.
Известно, что гидратация минеральных вяжущих
является сильно экзотермическим процессом. Суммар-
ное тепловыделение определяет количество химически
связанной воды, т. е. степень гидратации цемента (сте-
пень полноты химических реакций цементных минера-
лов с водой) .JC увеличением количества воды молеку-
лярной связи (по схеме И. А. Ребиндера) в кристалло-
гидратах цементного камня имеет место увеличение
теплоты гидратации, достигающее, по данным [60], 40—
50 тыс. ккал на 1 ж3 бетона, что равноценно повышению
ого температуры на 70—80 °C. При этом максимальная
интенсивность тепловыделения наблюдается в первые
2—3 час твердения.
153
Сообщенное системе тепло расходуется на увеличе-
ние энтальпии I, являющейся тепловой функцией со-
стояния системы. При этом вследствие равенства dl =
= du+pdv указанное тепло идет на увеличение внутрен-
ней энергии системы и на совершение работы увеличе-
ния объема новообразований цемента.
Так, согласно Т. Пауэрсу [203], гидратация порт-
ландцементного клинкера приводит к удвоению объема
твердых составляющих в цементном тесте, хотя в целом
процесс протекает без существенных объемных измене-
ний образцов.
Далее, выделение тепла в равномерно расположен-
ной в бетоне арматуре обозначим через источник 72.
Суммарный внутренний источник составит Q = 91 + ^2-
Одновременно следует отметить, что вследствие функ-
циональной зависимости внутренней экзотермии от тем-
пературы [63, 107] оно будет способствовать при таком
способе термообработки нивелированию неравномерно-
сти температурного поля.
В уравнение (3.25) введено дополнительное слагаемое
=учитывающее внутренний сток влаги, всту-
100
пающей в химическую связь с цементом, в результате
чего образуются высокогидратные и низкогидратные
формы новообразований цементного камня.
Первая часть граничного условия qm (3.26) равна
нулю, так как при Х = 0 поток влаги в сторону металли-
ческой формы изделия, играющей роль влагоизоляции,
равен нулю.
Решение системы (3.24) и (3.31) с линейным изме-
нением температуры формы и окружающей среды с
учетрм термодиффузии и испарения влаги с поверхно-
сти плиты представляет значительные математические
трудности. Конкретные условия тепловлажностной об-
работки железобетонных изделий в электромагнитных
камерах позволяют упростить задачу (3.24) —(3.31).
Допущения в основном относятся к следующему.
Учитывая то обстоятельство, что при нагреве желе-,
зобетонной плиты в электромагнитном поле перепад
температуры по ее сечению на рассматриваемом участ-
ке режима незначителен (рис. 26), а также то, что теку-
щее влагосодержание в этом периоде близко к началь-
ному, величина термоградиентного коэффициента б не-
154
велика. Поэтому в уравнении (3.25) вторым членом
можно пренебречь.
Исходя из экспериментальных данных, критерий
фазового превращения е в бетоне [59] может быть при-
нят равным нулю, так как перенос влаги в виде пара по
величине на три порядка ниже, чем в виде жидкости.
Таким образом, вторым членом уравнения (3.24) прене-
брегаем.
Крбме того, в периоде нагрева бетона основные ко-
эффициенты внутреннего тепло- и массообмена X, а, с и
ат являются целичинами переменными вследствие из-
менения физико-химических свойств, температуры и
влагосодержания бетона во времени. В связи с тем что
аналитическое решение системы тепло- и массоперено-
са с переменными во времени теплофизическими и мас-
сообменными характеристиками также представляет
большие трудности, .для расчета полей влагосодержа-
ния условно разделяем период нагрева бетона на четыре
равных временных отрезка (зоны). Теперь в преде-
лах каждого отрезка значения коэффициентов прини-
маются постоянными, но отличающимися по численно-
му значению для каждого последующего отрезка перио-
да нагрева.
Так как на данном участке температурного режима
из бетона испаряется незначительное количество влаги
вследствие высокой относительной влажности окружа-
ющей среды (ср = 85—95%), то теплотой испарения
можно пренебречь.
Указанный внутренний источник тепла Q, согласно
изложенным выше соображениям, принимается равно-
мерно распределенным в объеме плиты.
Итак, математическая постановка задачи
случае будет следующей:
dt(x, т) = а дЩх, т) ЛГ+?2
дх дх2 су
дЩх, т) _ aaf7(x, т)
дх т дх2 Ю’
<W, т) Q
дх
в этом
(3.32)
(3.33)
(3.34)
155
dU(R, т) , „
Yo«m ----7----- + <7m =°.
OX
+ «[/(/?, t) —/ ] =0.
ox L J
(3.35)
(3.36)
Формула (3.36) записана с учетом закона Ньютона.
Так как рассматривается квазистационарный режим,
то коэффициент теплообмена а принимается посто-
янным
t (0, т) - Ат + В; /ср - t (х, 0) = /0, (3.37)
t7(.r, 0)- Uo. (3.38)
Решение задачи (3.32), (3.36) и (3.37) имеет вид
/^+<72 л
t (X, т) = Ат + В ч----------
~(2+7?/г) Rx
1-|- Rh
4 [!^± — А ) hR3
, \ су_______
а
ац2
(\ _ п
х| (1—cos р. )е R2
R__J_ ______
f'n sin 2|in [Rh (1 + Rh) +
(3.39)
где |in — положительные корни уравнения pctgp. + Rh=0.
Здесь, начиная с некоторого момента времени перио-
да нагрева бетона, разность температур Z|x=o—^ср име-
ет незначительную величину, поэтому в формуле (3.39)
для расчета температурного поля ею можно пренебречь.
При условии со = const, применяя преобразования
Лапласа к задаче (3.33), (3.34), (3.35), (3.38), будем
иметь следующее решение для определения поля влаго-
содержания:
Т1. . 7?2-х2
U (х, т) =----------------
₽(/ 2ат
156
+ 2
/ ®7?2 , ,, \ / х \ _2ГК .
+ ^о— cos —- Нк е
\ umHK / \ R I
М(1+ sinfi,t+ rw cos^
- \ ^Pm / Ape/
где рк— положительные корни уравнения
(3.40)
ctgn =
(И/=
м
Biro
Hl .
R$U ’
При условии со = со (т), применяя конечное интегральное
преобразование к той же задаче, будем иметь решение
U (х, т) = Up +
т W' Л атц?к г
р— J ® (л) е я2 I е дг-
0________________ J
2pK+sin 2рк Х
А=1
X sin рк cos bL Xf (3.41)
R
Таблица 13
Исходные данные для расчета полей температуры и влагосодержания
Время от начала процесса термообра- ботки Номер от- резка (зо- ны) перио- да нагрева бетона R, м кг/м*
1 I 0,06 2435
2 II 0,06 2420
3 III 0,06 2410
4 IV 0,06 2400
А, СС в, °C с, ккал X, ккал
кг-град м-час-г рад'
15 20 0,26 1,86
15 20 0,25 1,78
15 20 0,25 1,72
15 20 0,24 1,65
а-10* м2/час ат' Ю* м*/час кг/ кг кг/кг h, 1/м (0, 1/час Q, ккал/м*- • час м/час
29,2 2,47 0,02 0,095 4,3 0,005 9800 0,00163
29,2 4,55 0,02 0,095 4,48 0,00185 10200 0,00168
28,5 6,93 0,02 0,095 4,65 0,001 10700 0,0034
28,5 11,3 0,02 0,095 4,85 0,0008 11300 0,0045
157
Таблица 14
Расчетные и экспериментальные значения распределения полей
Толщина образца Влагосодержание U,
Т1=1 час т2=2 час т3=3 час
А Б L А Б А Б
х=о 0,0949 0,0940 0,0926 0,0925 0,0878 0,0890
2. я 0,0936 0,0930 0,0922 0,0920 0,0855 0,0875
0,0933 0,0925 0,0908 0,0900 0,0821 0,0860
Х= -1 R 0,0929 0,0925 0,0903 0,0900 0,0837 0,0860
X=R 0,0900 0,0920 0,0878 0,0880 0,0804 0,0840
Примечание. А — расчетные данные; Б — экспериментальные
где цк — положительные корни уравнения
ctg м =
R£/= —
RW Bim
Для каждого из отрезков, на которые был условно
разграничен период подъема температуры, коэффици-
енты %, а и с были получены экспериментальным путем
[33]. Исходные данные для расчета полей температуры
и влагосодержания приведены в табл. 13. Эксперимен-
тальное определение локальных влагосодержаний в
процессе твердения бетона при его тепловой обработке
производилось нами при помощи радиометрического
метода путем просвечивания каждого слоя плиты
коллимированным пучком гамма-квантов изотопа
тулия-170 [156]. Коэффициент диффузии влаги для
каждого из отрезков стадии нагрева бетона определял-
ся экспериментальным путем. Значение коэффициента
массопроводности X™ для бетона данного состава было
принято из работы [133].
158
ичмпературы и влагосодержания в кинетике процесса термообработки
Температура /, °C
14 1 час Т1=1 час т2—2 час т3=3 час т4= 4час
Я А Б А Б А Б А Б А Б
11,0785 0,0850 35 39 50 56 65 69 80 80
0,0708 0,0830 35 39 50 55 65 68 80 79
0,0757 0,0815 35 38 50 53 65 68 80 78
0,0745 0,0810 35 36 50 52 65 66 80 77
0.0730 0,0785 35 35 50 52 65 65 80 76
л иные.
Количество химически связанной воды определялось
Экспериментально в кинетике процесса термообработки
по методике Ю. М. Бутта [25].
Образцы изготовлялись из бетона состава II.
Расчетные значения локальных температуры и вла-
госодержания в железобетонной плите, полученные по
формулам (3.39) и (3.40) при помощи ЭВМ «Минск-22»,
> равнивались с экспериментальными данными
(табл.14).
Как видно из табл. 14, результаты расчетов по упро-
щенной методике хорошо согласуются с эксперимен-
тальными данными. Решение этой задачи может быть
распространено на сборные железобетонные изделия
нша плит и панелей, толщина которых в несколько раз
меньше двух других размеров, при расчете в них полей
влагосодержания и температуры.
Аналогичные расчеты могут быть выполнены и для
линейных изделий типа балок, колонн, ригелей и др.,
гели их рассматривать как бесконечные цилиндры
эквивалентного сечения.
159
6. ПАРАМЕТРЫ ВНУТРЕННЕГО ПЕРЕНОСА
В ПРОЦЕССЕ ТВЕРДЕНИЯ
ПРИ РАЗНЫХ СПОСОБАХ
ТЕПЛОВЛАЖНОСТНОЙ ОБРАБОТКИ
МЕЛКОЗЕРНИСТОГО БЕТОНА
Для расчета процесса термообработки капиллярнопори-
стых коллоидных материалов необходимо знание пара-
метров внутреннего переноса, которые зависят от изме-
нения температуры, влагосодержания и структурных
свойств материалов.
Перенос энергии и вещества в процессе термообра-
ботки бетона на первой стадии твердения, когда фазо-
выми и химическими превращениями практически мож-
но пренебречь, описывается системой уравнений, пред-
ложенной А. В. Лыковым [93]:
dt 2/ i 8Г ^(7 /О ЛГ)\
— = Ч---------• • — , (3.42)
дх с дх
~ = (3.43)
дх
Для комплексного определения коэффициентов и
критериев внутреннего массотеплопереноса была ис-
пользована методика, предложенная А. Г. Темкиным
[170, 171] и применимая в начале процесса термообра-
ботки бетона (первые 1,0—2,0 час). Сущность этой
методики (учитывающей отсутствие фазовых и химиче-
ских превращений) заключается в том, что параметры
внутреннего переноса находятся комплексно из экспери-
ментальных кривых послойного распределения влаго-
содержания и температуры при помощи характеристи-
ческих функций термодинамики необратимых процессов,
полученных из системы дифференциальных уравнений.
Система уравнений (3.42) — (3.43) решалась при
условиях однозначности, которые выражаются локаль-
ным измерением температуры
t (xv т) = (т) = Эг (т); t (х2, т) = /2 (т) =Э2 (т) (3.44)
и влагосодержания
t/(x3, т) = {/1(т) = 53(т); t/(x4, т); t/2 (т) = Э4 (т).
(3.45)
160
В частном случае имело место совпадение точек
измерения температуры и влагосодержания^ xi = x3;
Х2 = %4- В безразмерном виде система уравнений перено-
са имеет вид
; , (Мб)
dFo dN2 ’ 5Ьо
FT \
dN2 J '
dU
dFo
=Lu
^L + Pn
dN2
(3.47)
где безразмерные температур3
отнесены к расчетной разное!11
чальному влагосодержанию Со
Т и влагосодержание U
температуры tK—to и на-
T(N, Fo) =
U(N, Fo)=t/(X> T) .
/ / U A
K 0 (3.48)
Безразмерная координата N от0осится к расстоянию между
датчиками л
(3.49)
В = х^
и представляет собой отношенИе
X — N — Х2 Х1 (3.50)
Для критерия Fo выбран тот характерный размер. Кри-
терии 8 Ко и Рп определены а0алогично 1170].
Условия однозначности в безразмерной форме имеют сле-
дующий вид:
t_ (х±, т) tp _ (0, Fo) = 9L (Fo), — to (3.51)
^(*2» т) 4 _ у 1, Fo) = Э2 (Fo), (3.52)
— = и (0, Fo) = Э3 (Fo), Uo (3.53)
и (,г2, т) _ J Fo) = Э4 (Fo). Uo (3.54)
II tK 24
161
Эти экспериментальные функции определяются не-
прерывно в течение всего опыта.
Решение системы переноса при локальном измере-
нии температуры и влагосодержания может быть, как
это было сделано в работах [170, 171], представлено в
виде суммы рядов, расположенных по производным
экспериментальных функций:
T(N, Fo) = 2 2 5]n)(Fo)PnJTV), (3.55)
i=l n=0
n co
U (N, Fo) - V У $n) (Fo) Qni (N), (3.56)
f=l /2=0
где Pnz (Л/) и Qni (N) — радиальные полиномы задачи, мат-
рица которых приводится ниже:
^oi Рц. • • • Qoi Qn
^02 ^12 ’ ’ * Qo2 Q12
Р Р О О (3.57) ^03 ^13 *<03 Ч<13
^04 ^14 ’ * * Qo4 Q14
В размерной относительно времени форме это решение
для температуры и влагосодержания можно записать
в виде:
Т (N, т) = [Л (т) Р01 (N) + Т2 (т) Р02 (Л7)] + [Т' (т) Pn (N) +
+ Т2 (т) Р12 (TV)] - + [и{ (Т) Р13 (TV) + U2 (т) P14(TV)] ,
а а
(3.58)
U (N, т) = [1/г (т) Q03 (N) + U2 (т) Q04 (TV)] + [т] (т) Qu (TV) +
+ Т2 (т) Q12 (TV)] b— + [(/; (т) Q13 (TV) +u2 (т) Q14 (TV)] —+...
a a
(3.59)
Измерение температуры в точке N позволяет определить
разностную—опытную величину
Д (TV, TV1( N„ т) = Т (TV, т) - [Л (т) Р01 + Т2 (т) Р„2]
(3.60)
и опытные величины, связанные со скоростью локального
нагрева:
162
П(т) = Л'(т)Р11+Т2(т)Р12; (3.61)
Цт) = ^(т)Р13 + ^(т)Р14. (3.62)
В таких обозначениях первое приближение для распре-
деления температуры (3.59) преобразуется к виду
Ь2 Ь2
т) — +£ — еКо = Д, (3.63)
а а
|Де
„ „т- w ЛИ ГА _ Al + ад АИА х
Л о о £
(3.63а)
А) + адА(АА>х
О у &
/ N__ J\
\ 3 3/
(3.636)
Для определения температуропроводности а и комплекс-
ного критерия с Ко обе части уравнения (3.63) следует диф-
ференцировать по времени
Z?2 Ь2
П — +Z — еКо = Д' (3.64)
а а
и для системы (3.63)—(3.64) определить аргументы харак-
и’рпстических функций типа Массье—Гиббса
Тогда для температуропроводности а получаем выражение
,2 dZa
a^b2 —•
д^а
। для комплекса
е Ко = Za —
dZa
(3.66)
(3.67)
и-
163
Совершенно аналогично, если для влагосодержания оп-
ределить опытную величину
— (3.68)
а В
где
® = {U (N, т) - [{/, (t)-Q03 (W) + U, (т) • Q04 (ЛЭ]} ,(3.69)
то из аппроксимации поля влагосодержания (3.60) получаем
выражение для критериев Рп и Lu:
Pn= , Lu-1= Z„— £ ~^Р- . (3.70)
aza р
Для определения параметров переноса были исполь-
зованы данные экспериментального исследования неста-
ционарных полей температуры и влагосодержания в об-
разцах из цементного раствора (мелкозернистого бето-
на) размерами 200X200X60 мм. Испарение влаги
происходило только с верхней поверхности образца,
т. е. имела место асимметричная одномерная задача
массопереноса. Определение локальных температуры
и влагосодержания производилось непрерывно в шести
слоях. Измерение локальных значений влагосодержа-
ния производилось без нарушения сплошности материа-
ла в процессе его структурообразования при помощи
просвечивания гамма-квантами изотопа тулия-170.
Тепловлажностная обработка как в паровой, так и
в электромагнитной камерах осуществлялась по режи-
му 4+4+3+3 час (выдерживание перед термообработ-
кой + подъем температуры от 20 до 80 °C + изотермичес-
кая обработка при температуре 80 °C + остывание до
40 °C). Относительная влажность окружающей среды в
камерах находилась на уровне 85—90%.
Точность наложения коллимированного пучка гам-
ма-квантов ±0,3 мм [156]. Измерение локальных зна-
чений температуры осуществлялось медь-константано-
выми термопарами 0 0,2 мм.
Для вычислений были взяты значения температуры
и влагосодержания, измеренные в центрах наружных
слоев, отстоящих от верхней и нижней поверхностей
образца на 5 мм и далее, через каждые 10 мм от центра
нижнего слоя (см. рис. 4), безразмерные координаты
164
Центров соответствующих слоев:
.. 0 — 0 „ „ 50 — 0 . „
N, =--------=0; N, =---------— = 1; W =
50 — 0 50 — 0
10 — 0
50 — 0
= 0,2.
Начальная температура материала была равной
’() С, наибольшая (на изотерме) —80 °C. Масштабная
рашость температуры Д/=80°С—20°С = 60°С. К этой
ра пости отнесены критерии Рп и eKo. При этом безраз-
мерная температура равна
T(N, Н)= Z
60° С
бс (размерное время отнесено к 10 час
^час
10 ’
так что промежутку времени 0,5 час соответствует без-
размерный интервал Л = 0,05.
Вычисление производных температуры и влагосодер-
ж.1пия производилось согласно правилам дискретного
дифференцирования [55]. Для концевых точек и точек
перегиба кривых применялись «предельные» формулы,
по (воляющие вычислить левую и правую производные
по трем экспериментальным значениям температуры и
влагосодержания. Промежуточный способ, позволяющий
находить производные по четырем опытным значениям,
оказался пригодным для соседних точек.
Значения экспериментальных функций влагосодер-
жания и температуры в безразмерном виде, а также
«качения их производных приведены в табл. 15. Величи-
нами {7ср и Тср в табл. 15 были приняты локальные
«качения влагосодержания и температуры: Ucr>^=U2 и
l\'v=T2 — для паротепловой обработки и ПСр=[74
п Тгр = Т4 — для электромагнитной термообработки.
Полученные в результате расчетов численные значе-
ния аргументов характеристических функций Za,
и их производных, а также значения коэффициента тем-
пературопроводности а и значения критериев Lu, Рп,
И(о приведены в табл. 16.
165
Таблица 15
Экспериментальные данные и их производные
Способ теп- ловой обра- ботки н £ £ £ V л U (N,H) ср' £ 5. о ь V л и'в (N2,H) (И <lW)T2 V л £ £ Е*ч £ £ "’о, CJ £ V л £
Электро- 0,00 1,00 0 2 0,00 1,00 1,00 0 2 0,620 0,00 0 2 3,160 0,00 0,00 2 2 2,420
магнитная 0,05 1,00 1 2 0,00 1,00 0,960 1 2 —0,536 0,167 1 2 3,298 0,108 0,075 2 2 2,536
термообра- 0,10 1,00 2 2 0,00 1,00 0,938 2 2 —0,488 0,316 2 2 3,130 0,284 0,242 2 2 2,652
ботка 0,15 1,00 2 —0 040 1,00 0,918 2 2 —0,490 0,500 2 2 2,864 0,417 0,367 2 2 2,750
0,20 1,00 2 2 —0,100 0,98 0,899 2 2 —0,506 0,616 2 2 2,502 0,543 0,517 2 2 2,476
0,25 0,99 2 2 —0,120 0,98 0,857 2 2 —0,812 0,733 2 2 2,086 0,685 0,625 2 2 2,230
0,30 0,98 2 2 —0,140 0,96 0,817 2 2 — 1,022 0,825 2 2 1,904 0,785 0,732 2 2 1,916
0,35 0,98 2 2 —0,308 0,94 0,756 2 2 —1,150 0,917 2 1 1,786 0,870 0,817 2 1 1,820
0,40 0,97 2 2 —0,452 0,918 0,694 2 2 —1,234 1,00 2 0 1,7 0 0,942 0,900 2 0 1,680
Паротепло- 0,00 0,790 0 2 0,330 0,790 0,790 0 2 0,00 0,00 0 2 1,330 0,00 1,00 0 1 2,500
вая обра- 0,05 0,828 1 2 0,550 0 790 0,790 1 2 0,00 0 05 1 1 1,330 0,0667 0,125 1 1 2,840
ботка 0,10 0,855 2 2 0,536 0,790 0,790 2 2 0,051 0,133 1 2 2,750 0,142 0,284 1 1 3,250
0,15 0,908 2 2 0,718 0,802 0,790 2 1 0,078 0,325 1 2 3,220 0,358 0,450 1 2 2,808
0,20 0,946 2 2 0,708 0,829 0,803 2 2 0,182 0,483 2 2 3,084 0,535 0,582 1 2 2,454
0,25 0,972 2 2 0,476 0,842 0,817 1 2 0,124 0,633 2 1 2,660 0,651 0,708 2 2 2,370
0,30 1,00 2 2 0,272 0,855 0 833 2 2 0,064 0,750 2 2 2,318 0,767 0,817 2 2 2,098
0 35 1,00 2 1 0,168 0,855 0,822 2 1 0,00 0,858 2 1 1,166 0,875 0,925 2 1 2,028
1 0,40 1,00 2 2 —0,178 0,855 0,817 2 2 0,484 0,950 2 2 2,234 0,968 1,010 1 1 1,00
. Т а б л и ца 16
Аргументы характеристических функций и параметры внутреннего переноса
Способ тепло- вой об- работ- ки Н t, °C U, кг/кг Z а 1 4 V а? 8 КО Z р 4 Lu Рп п-102 1/град
Элект- 0,00 20,0 0,1450 8,42 0,19 25,80 1,40 46,1 4,92 0,00 —18,50 0,398 0,717 0,174
ромаг- нитная 0,05 27,4 0,1446 10,00 0,27 19,28 1,26 39,8 5,87 —0,876 —15,808 0,399 0,825 0,200
термо- обра- 0,10 37,1 0,1440 11,00 0,33 15,20 1,18 32,2 6,74 —1,85) —13,36 0,532 0,878 0,212
ботка 0,15 46,4 0,1432 11,30 0,38 13,00 1,08 30,1 6,63 —2,310 —9,00 0,563 0,692 0,168
Паро- 0,00 20,0 0,1450 —9,4 0,00 30,0 1,55 48,0 0,00 0,00 0,00 — 0,00 0,00
тепло- вая 0,05 25,0 0,1453 —8,0 0,07 27,8 1,62 42,7 —8,119 0,00 —19,68 1,170 0,710 0,172
обра- ботка 0,10 31,1 0,1460 —6,4 0,155 26,8 1,83 36,8 —8,680 —1,14 —39,52 0,463 1,470 0,356
0,15 43,7 0,1470 —5,2 0,204 26,4 2,00 33,0 —7,890 —2,92 —54,16 0,362 2,050 0,495
0,20 54,1 0,1484 —4,0 0,320 24,0 2,15 28,0 —7,380 —8,42 —72,5 0,435 3,020 0,730
Для периода подъема температуры в табл. 16 приве-
дены значения вышеназванных величин от Н = 0 до Н —
= 0,20. Начиная от времени // = 0,20 и до конца периода
подъема температуры бетона, имеет место неравенство
-^.<0. (3.71)
&,а
В этом случае вычисление коэффициента температу-
ропроводности и других параметров внутреннего массо-
теплопереноса становится невозможным вследствие из-
менения характера связи влаги с материалом в процес-
се термообработки.
В начальный период термообработки влага в бетоне
связана с дисперсными коллоидными частицами адсорб-
ционными и осмотическими силами. Через 1 —1,5 час от
начала процесса термообработки происходит интенсив^
ное формирование капиллярнопористой структуры, уа-.
рактеризующейся значительным уменьшением потен-,
циала массопереноса. С образованием капилляров в.
формирующейся структуре цементного камня начи-.
нает преобладать капиллярная связь влаги с мате-,
риалом. ' <
Неравенство (3.71) имеет место также вследствие,
того, что в этом периоде (на уровне температуры окола
50°) весьма ощутимым становится проявление экзотер-
мии реакции гидратации цемента.
Очевидно, для определения параметров внутреннего,
переноса при т>1,0 + 2,0 час после начала процесса тер^
мообработки должны быть учтены явления внутреннего,
тепловыделения и стока влаги на химическую (гидрат^
ную) связь.
Анализ полученных результатов (табл. 16) показьь.
вает, что коэффициент температуропроводности а
уменьшается с самого начала процесса, однако по
абсолютной величине коэффициент а несколько больше
при паротепловой обработке, что, вероятно, объясняет-
ся конденсатообразованием на поверхности материала
и переносом влаги внутрь его.
Величина термоградиентного коэффициента 6 не-,
сколько меньше при электромагнитном способе подвода
тепла вследствие более равномерного распределение
полей температуры, чем при паротепловой термообра^
ботке.
168
11ри электромагнитной термообработке происходит
удаление влаги, что связано с поглощением тепла внут-
ри материала. При этом значения критерия eKo поло-
жи ГОЛ ьны.
При паротепловой обработке значения критерия eKo
(чрицательны вследствие конденсатообразования и мо-
лярного переноса влаги внутрь материала, что равно-
ценно возникновению положительного внутреннего
и гочника тепла.
Как следует из результатов расчета, значения кри-
риев Lu, Рп, eKo в процессе термообработки сущест-
венно отличаются при различных способах подвода
генла, что свидетельствует о принципиальном отличии
в механизмах массотеплопереноса.
Глава IV
ТЕХНОЛОГИЯ ПРОЦЕССА
ТЕРМООБРАБОТКИ БЕТОНА
В ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ ПОЛЕ
1. СТРУКТУРНО-МЕХАНИЧЕСКИЕ
И ДЕФОРМАТИВНЫЕ СВОЙСТВА БЕТОНОВ
И ИХ АНАЛИЗ
Термообработка влажных материалов не только тепло-
технический, но и сложный технологический процесс, во
время которого изменяются технологические свойства ма-
териала. Правильно организованный процесс термообра-
ботки бетона не только не ухудшает физико-химические
и структурно-механические свойства, но и приводит к за-
метному улучшению. Оптимальный режим термообработ-
ки должен определяться конечными технологическими
свойствами бетонов и закономерностями их изменения
при воздействии тепла и удалении влаги. Технология тер-
мообработки должна быть решающим фактором ц при
выборе метода термообработки.
С целью изучения влияния процесса термообработки
в электромагнитном поле на технологические свойства бе-
тонов были проведены всесторонние исследования струк-
турно-механических свойств после термообработки, а так-
же в кинетике их изменения в процессе дальнейшего твер-
дения [34]. Изучение свойств бетонов, подвергнутых
электромагнитной термообработке, осуществлялось в
сравнении со свойствами бетонов нормально-влажного
твердения, принятых в соответствии с действующими
стандартами за эталон. Показатели прочностных и де-
формативных характеристик бетонов для всех исследо-
ванных режимов определялись в соответствии с требова-
ниями вариационной статистики, при этом каждый из ре-
жимов имел необходимую повторяемость.
Результаты испытаний предела прочности при сжатии
тяжелого судостроительного бетона в различном возрас-
те твердения представлены на графиках (рис. 42). Анализ
170
рис. 42 показывает, что прочность тяжелого бетона, про-
шедшего термообработку в электромагнитной камере, для
тех без исключения режимов больше прочности бетона
нормально-влажного твердения как в 28-суточном, так и
в 90-суточном возрасте. Наибольший прирост прочности
высокомарочного тяжелого бетона в 28-суточном возрасте
наблюдается при применении режимов № 7—10 (до 20—
30%) и в 90-суточном возрасте — для режимов № 9, 10
(до 75—80%) по сравнению с прочностью бетона нор-
мально-влажного твердения в марочном возрасте.
Режимы №7, 9 (см. табл. 7) длительностью соответ-
ственно 4 + 6 + 3 час и 4 + 3 + 3 час (подъем температу-
ры + изотермическая обработка + спад температуры) для
бетона, к которому предъявляются повышенные требова-
ния по морозостойкости, водонепроницаемости и агрес-
еивостойкости, определены как оптимальные.
Во всех опытах для режимов первой и второй групп
предел прочности бетона сразу после термообработки пре-
вышает 70% марочной прочности (до 89%). Характерно,
чго у коротких «пиковых» режимов (третья группа), у ко-
торых отсутствует стадия изотермической обработки,
прочность бетона после термообработки хотя несколько и
ниже 70%, однако в 28- и 90-суточном возрастах также
превышает прочность бетона нормально-влажного твер-
дения.
Прочность при сжатии высокомарочных судострои-
тельных керамзитобетона и нефтенепроницаемого тяжело-
го бетона, определенная после термообработки по режиму
№ 7, представлена в табл. 17. Как следует из табл. 17, и
для этих видов бетона прочность бетона, прошедшего
электромагнитную термообработку, также значительно
превышает прочность бетонов нормально-влажного твер-
дения.
Прочность при сжатии бетонов, приготовленных на ос-
нове тех же цементов и подвергнутых пропариванию по
оптимальному режиму, равна или незначительно превы-
шает (на 3—5%) прочность бетонов нормально-влажного
। нердения.
Результаты определения предела прочности на растя-
жение при изгибе бетонов различных видов, прошедших
юрмообработку по режиму № 7, приведены в табл. 18.
Как видно из таблицы, прочность на растяжение при из-
ыюе бетона, обработанного в электромагнитной камере,
171
превышает прочность эталона. При этом при использова-
нии тяжелого бетона превышение достигает 12%, для ке-
рамзитобетона — на 9%.
Из табл. 19 следует, что эта прочность бетона, термо-
обработанного в электромагнитном поле, превышает
прочность бетона нормально-влажного твердения для
тяжелого бетона на 10%, для керамзитобетона на 11%.
Рис. 42. Графики нарастания предела прочности при сжатии (/?,
обработке по различным режимам (сплошные линии) и твердеющего
б — II группа режимов; в — III группа режимов (цифры на кривых
вым прочности бетона нормального твердения из одной партии
172
Исследовалось сцепление различных видов бетона с
рматурой различных диаметров. Результаты исследо-
вания приведены в табл. 20. Сцепление с бетоном стерж-
ней из гладкой арматуры 0 10 мм и арматуры периоди-
ческого профиля 0 10 мм нарушалось при нагрузках,
превышающих расчетный предел прочности сцепления
/?Сц- Бетонные образцы (как кубы, так и призмы), в ко-
торые были забетонированы стержни из арматуры
периодического профиля 0 14 мм, в процессе испытаний
раскалывались на части вдоль осей стержней. Это свиде-
юльствует о том, что величина сцепления арматуры с бе-
тоном больше величины сопротивления срезу Дср. Предел
прочности сцепления /?Сц для тяжелого и легкого бетонов,
подвергнутых термообработке в электромагнитном поле,
шачительно превышает 7?сц бетонов нормально-влажного
1всрдения независимо от вида, диаметра, профиля арма-
турной стали, а также возраста бетона испытываемых
образцов.
Для судовых железобетонных конструкций, отличаю-
щихся небольшим защитным слоем по отношению к ар-
матуре (10—15 мм) и относительной тонкостенностью
(60—80мм), жизненно важными становятся вопросы не-
проницаемости бетона, зависящей прежде всего от плот-
кг/см2) во времени (т, сут*) тяжелого бетона, подвергнутого термо-
в нормально-влажных условиях (пунктир): а — I группа режимов;
обозначают номера режимов термообработки и соответствуют кри-
образцов)
173
Таблица 17
Значения предела прочности при сжатии
Вид бетона R, кг/см? Повышение прочнос- ти бетона, % после термообработки (в сравнении с нормаль- ным твердением в ма- рочном возрасте)
бетон нормаль- ного тверде- ния бетон после термо- обработки в электро- магнитном поле
возраст
28 сут 90 сут 5 час 28 сут 90 сут 28 сут 90 сут
Керамзи- тобетон 405 422 306 476 492 17,5 21,5
Нефтей е- проницае- :мый тяже- лый бетон 493 513 351 569 615 15,4 24,7
Таблица 18
Значения предела прочности бетона на растяжение при изгибе
R, кг/см?
R , кг/см?
и
бетон нор- мального твердения бетон после термо- обработки в элект- ромагнитном поле бетон нор- мального твер- дения бетон после термооб- работки в электромаг- нитном поле
возраст
7 сут 28 сут 5 час 7 сут 28 сут ! 7 сут 1 28 сут 5 час 7 сут 28 сут
Тяжелый бетон 261 418 252 341 458 43,3 48,2 37,0 42,1 54,0
Керамзи- тобетон 240 294 181 301 379 30,4 39,2 34,6 41,0 43,0
ности структуры и характера распределенных в ней пор.
Из табл. 21 следует, что величина водонепроницаемости
бетона, термообработанного в электромагнитном поле, во
всех случаях значительно более высокая, чем бетона нор-
мально-влажного твердения, независимо от режима тер-
мообработки. При этом ни в одном из образцов не наблю-
далось фильтрационного просачивания воды на противо-
174
Таблица 19
{качения предела прочности бетона при осевом растяжении
R, кг/см2
/?ос' кг/см2
Вид бетона
бетон нор-
мального твер-
дения
бетон после
термообработ-
ки в электро-
магнитном поле
бетон нор-
мального твер-
дения
бетон после
термообработ-
ки в электро-
магнитном поле
возраст
7 сут 28 сут 5 час 28 сут 7 сут 28 сут 5 сут 28 сут
Тяжелый бе- тон 261 418 252 458 23,7 29,3 27,6 31,2
Керамзито- )СТОН 240 294 181 379 25,2 31,1 26,8 34,6
положной (от приложения давления воды) грани образ-
цу. Однако большая глубина зоны потемнения бетона в
образцах нормально-влажного твердения позволяет пред-
положить, что такой бетон обладает большим (по сравне-
нию с бетоном после электромагнитной термообработки)
об немом сообщающейся пористости.
Исследованиям подвергались также элементы судо-
вых железобетонных конструкций. Исследование прочно-
сти при изгибе (трещинообразование и разрушающая на-
грузка моделей железобетонных плит) осуществлялось на
испытательной машине ГМС-100А. Результаты исследо-
ваний (табл. 22) показывают, что прочность плит, под-
вергнутых термообработке в электромагнитном поле, в
оольшинстве случаев больше прочности плит, твердевших
в нормально-влажных условиях. Отношение нагрузки тре-
щпиообразования к разрушающей нагрузке для плит
нормального твердения в среднем составляет 81%, а для
плит, подвергнутых электромагнитной термообработке по
оптимальному режиму (№ 9), 84%, что говорит о боль-
шей трещиноустойчивости термообработанного бетона.
Исследование прогибов и деформаций железобетон-
ных ребристых элементов судовых конструкций осущест-
влялось, согласно методике исследований, при помощи
I пдравлического пресса со специальной оснасткой. Ре-
зультаты исследования этих элементов, приведенные в.
17S
Таблиц а 20
Значение предела прочности Сцепления арматуры с бетоном
Образцы-приз- мы размерами 100X100x200 мм Д 5 час | 28 сут 98 раско- лолся 88 раско- лолся
79 99
Д co Q 5 2 S § А К А К А К - § 00 § сч § Ci о § N О § СО О §
a* 03 й 03 й 03 У ca car СА
co 05 СЧ 05
И co О 05 О0
oo
—— » nW О ио • Ю
WW О b- 00 О
СЧ g о о X о о д I 105 раско- лолся А « А К А К 00 g О С5 g О N ° О °0 S § Г- S § 2,^
ье X 05 00 05 СО
о д о СЧ О 00 00
Д о о V—4
к СЧ со
2 <! 05 00 00 со
о.
ф § СЧ са И 'ут 87 раско- лолся A R A W А К «- S ё w S а Ь- S § о § ю 3 § cj й 03 Е? 03 У СА СА ~ СА
из >. Д 00 СЧ т—’ со TH LO 00 СО
33 - IO to Xf 05
д 05 -Ф b- LQ
со
СЧ
\о 6 w . _, 6 к
о Д w о Г" Q 4 1 1
ctf О 03 о
Q ca СА
д LO 05 86
CO 1 ю 1
<3 05 1 ь- 1
uifia 081 tO О со ь- СЧ ' -ф LO
Iх** со to -ф
% шПэ gz СЧ 05 —Ч Ь, СЧ to 00
CO 'Ф -Ф СО
£ uifio L 88 СЧ СО СЧ 05 to о-
* Tf сч СО СЧ
Q to 1 00 1
3Vh e О
CO СЧ
к 03 03
S W
К
Условия тверде Термообрабо в электрома] нитном поле о 'S g i 8 S g 2.0 g g g ►o S CA J3 E IBs aa i§= §.a /*ч 0») 1 CT) C"”1 z^\ GJ h2 « s £ m Uh r- H fQ Д Ah
- xS
О
9S
ВНО1Э9 йид Тяжелы тон s co S ж ag \D
Примечание. А — стержни гладкого профиля 0 10 мм; Б —- периодического профиля 0 10 мм; В — периоди
ческого профиля 0 14 мм.
176
Таблица 21
Результаты исследования водонепроницаемости бетона
[ -V* серии Способ твердения бетона Режим электромаг- нитной термообра- ботки, час Возраст бетона в мо- мент испытания, сут Предел прочности при сжатии в воз- расте 28 сут, кг/см2 Давление воды, кг 1см1 Проницаемость воды в тело бетона, мм Потемнение бетона (капиллярный под- сос), мм
после тер- мообра- ботки нормаль - ного твер- дения
Керамзитобетон
1 А 4+6+3 28 333 264 2,5 7 15
2 А 5+6+3 28 379 294 2,5 3 9
3 А 5+6+3 60 453 .— 2,5 3 8
Б 5+6+3 60 453 401 2,5 15 34
Обычный тяжелый бетон
4 А 4+6+3 28 663 599 2,5 2 9
5 А 3,5+6+3 28 497 402 2,5 6 11
6 А 4,5+6+3 28 557 — 2,5 8 17
Б 4,5+6+3 28 557 447 2,5 13 25
7 А 4,5+3+3 28 509 — 8,0 9 10
Б 4,5+Э+З 28 509 441 8,0 11 35
8 А 4+3+3 28 484 — 8,0 10 30
Б 4+3+3 28 484 372 8,0 21 38
9 А 5+0+3 60 631 — 2,5 5 9
Б 5+0+3 60 631 549 2,5 8 25
Примечание. А — электромагнитная термообработка; Б — нормаль-
ное твердение.
1абл. 23—25, показывают, что бетон, термообработанный
в электромагнитном поле, обладает большей трещино-
сгойкостью, чем бетон элементов нормально-влажного
iвердения. Так, в 28-суточном возрасте предельная рас-
тяжимость высокопрочного тяжелого бетона, термообра-
ботанного в электромагнитном поле, составляет 3,9-4-4,6 X
Х10~4, а твердеющего в нормально-влажных условиях —
1,14-2,6-10-4. Другими словами, растяжимость бетона,
прошедшего электромагнитную термообработку, превы-
шает растяжимость бетона нормально-влажного тверде-
ния в 1,7—3,5 раза. Поэтому величины раскрытия тре-
щин термообработанного бетона при тех же нагрузках
значительно меньше величин раскрытия трещин бетона,
12. Зак. 24
177
Таблица 22
Результаты испытания железобетонных плит на прочность
при изгибе
Прочность железобетонных плит из тяжелого бетона при изгибе в возрасте 28 сут
термообра- термообра-
№ ре- нормальное ботка в эле- нормальное ботка в эле-
жима твердение ктромагнит- твердение ктромагнит-
ном поле процент ном поле процент
превыше - превыше-
ния
трещинообразование разрушение при на-
при нагрузке, кгс грузке, кгс
1 2010 2020 0,5 2380 2620 10,0
2 1380 1680 21,7 1640 1940 18,3
3 1600 1600 — 1820 1820 —
4 1350 1560 15,6 1560 1600 2,6
5 1990 2010 1 0 2240 2260 0,8
6 2020 2100 4,0 2560 2630 2,7
7 2060 2080 1,0 2500 2580 3,2
8 1830 1850 1,1 2360 2380 0,9
9 1830 2250 22,9 2240 2570 14,7
10 2020 2100 4,0 2380 2400 0,8
И 2100 2140 1,4 2390 2480 3,8
12 2200 2310 5,0 2600 2680 3,1
13 2180 2210 1,4 2400 2620 9,2
14 2180 2210 1,4 2540 2700 6,3
15 1760 2120 20,4 2200 2460 11,8
16 1840 2100 14,1 2080 2600 25,0
твердевшего в нормально-влажных условиях. Увеличение
предельной растяжимости термообработанного бетона
приводит к некоторому увеличению ползучести бетона и,
следовательно, к улучшению его деформативных свойств.
Появление первых трещин в полке ребристых элементов
фиксировалось при достижении степени нагрузки 7300 кг.
В железобетонных элементах, прошедших термообра-
ботку, трещинообразование проявляется, как правило, в
средней части пролета в виде мелких равномерно распре-
деленных трещин. При снятии нагрузки трещины закры-
ваются. В железобетонных элементах нормально-влажно-
го твердения наблюдается меньшее количество трещин,
однако ширина их раскрытия превышает таковую в эле-
ментах, прошедших термообработку. При снятии нагруз-
ки размер трещин уменьшается, но полностью они не за-
178
крываются. Как следует из табл. 24 и 25, разрушение тер-
мообработанных элементов происходит при значительно
больших нагрузках, чем разрушение элементов нор-
мально-влажного твердения. Величина раскрытия тре-
щин бетона конструкций нормально-влажного твердения
достигает 3 мм, причем трещины образуются не только
в средней части пролета, но и под нагрузкой и на опорах.
Из табл. 26 следует, что величина модуля упругости
тяжелого бетона, подвергнутого термообработке, ниже ве-
личины модуля упругости бетона нормального твердения,
несмотря на то, что предел прочности при сжатии бетона
нормально-влажного твердения меньше на 22%. Указан-
ная зависимость еще более заметно проявляется при оп-
ределении модулей упругости легкого бетона — высоко-
прочного керамзитобетона.
Улучшение деформативных свойств бетона, прошедше-
го термообработку в электромагнитном поле, можно объ-
яснить образованием мелкокристаллической структуры
бетона с сеткой мелких равномерно распределенных замк-
нутых капилляров. Равномерность изменения во времени
температуры и влагосодержания в объеме бетона способ-
ствует снижению температурных и усадочных деформа-
ций и соответствующих напряжений в формирующейся
структуре бетона. Величина указанных напряжений в лю-
бом сечении изделий пропорциональна модулю упругости
бетона и разности между свободной относительной де-
формацией в этом сечении и фактической относительной
деформацией, которая является результатом тормозящего
влияния соседних слоев бетона:
°C = Е (8св — 6ф)> (4.1)
где ос — температурно-влажностные усадочные напряже-
ния, кг!см2\ Е — модуль упругости бетона, кг/сл/2; 8ф и
8< в — соответственно фактическая и свободная относи-
тельные температурно-влажностные усадочные деформа-
ции.
Отсюда следует, что чем меньше модуль упругости бе-
тона и разность между фактической и свободной дефор-
мациями, тем меньше по величине возникающие напряже-
ния. Наши экспериментальные исследования подтверж-
дают получение бетона с меньшим модулем упругости
после электромагнитной термообработки и с повышенной
12*
179
Таблица 23
Значения прогибов и деформаций при испытании балок на изгиб через 5 час после термообработки
(пролет 1300 мм)
[ь на- , кг Показания прогибе- метров Прогиб f по середине про- лета, мм Показания тензо- метров Абсолютная деформа- ция А/, мм Относительная дефор- мация 8
Степей грузки № 1 № 2 № 3 растянутая зона сжатая зона растянутая зона сжатая зона растянутая зона сжатая зона Примечания
Режим длительностью 4-\-6+3 час
0 0 0 0 0 86 98 0 0 0 0 Р$час — 273 кг) см*
1000 3 7 1 0,05 86 2(4-1) 0 0,004 0 0,00002
2000 26 33 18 0,11 81 2 0,005 0,004 0,000025 0,00002
3000 59 82 47 0,29 78 4 0,008 0,006 0,00004 0,00003
4600 194 219 196 0,44 70 20 0,016 0,022 0,00008 0,00011
7300 502 530 410 0,74 82е"-1 > 76 . 0,104 0,078 0,00052 0,00039 Начало трещинооб- разования
8800 Приборы сняты 34 97 0,152 0,099 0,00076 0,000495
10000 1 — — — 24<+2) — 0,126 -— 0,00063
11130 Разрушение от изгиба
Режим длительностью 4-[-3—3 час
0 1000 0 20 0 20 0 15 0 0,025 69 67 70 76 0 0,002 0 0,006 0 0,00001 0 0,00003 ^б<шс = 276 кг/см?
2000 50 52 41 0,07 61 85 0,008 0,015 0,00004 0,00007
3000 75 77 61 0,09 57 93 0,012 0,023 0,00006 0,00011
4600 125 142 114 0,23 55 18(+1) 0,014 0,048 0,00007 0,00024
5700 172 212 172 0,40 51 38 0,018 0,068 0,00009 0,00034
7300 271 344 273 0,72 97 70 0,072 0,100 0,00036 0,00050 Начало трещинооб- разования
8800 365 463 355 1,03 67 96 0,102 0,126 0,00053 0,00063
10000 При боры с няты 45 ЮН'2* 0,124 0,140 0,00062 0,0007
11130 — — 29 25 0,140 0,255 0,0007 0,0012
13870 Разрушение от изгиба
Примечание. Знаки (—1) и (—2) в степени чисел обозначают количество целых оборотов лимба счетчика
тензометра против часовой стрелки, знаки (+ 1) и (+2) — по часовой стрелке.
S Таблица 24
ND
Значения прогибов и деформаций при испытании балок на изгиб через 28 суш (пролет 1000 мм)
Степень на- грузки, кг Показания прогибо- меров Прогиб f по середине про- лета, мм Показания тензо- метров Абсолютная де- формация А/, мм Относительная деформация е Примечания
№ 1 № 2 № 3 растя- нутая зона сжатая зона растя- нутая зона сжатая зона растя- нутая зона сжатая зона
После термообработки по режиму длительностью 4-}-3-\-3 час
0 0 0 0 0 39 12 0 0 0 0 ^28 = 465 кг[смг
1000 25 25 25 0 35 15 0,004 0,003 0,00002 0,000015
2000 53 54 48 0,04 32 20 0,007 0,008 0,000035 0,00004
3000 69 72 62 0 07 30 27 0,009 0,015 0,000045 0,000075
4600 121 122 105 0,09 25 40 0,014 0,028 0,00007 0,00014
5700 137 150 131 0,16 20 46 0,019 0,034 0,000095 0,00017
7300 263 224 259 0,37 60(-1) 72 0,079 0,060 0,00039 0,0003 Начало трещинообразова- ния
8800 317 290 175 0,46 93<“2) 93 0,146 0,181 0,00073 0,00090 Трещины в полке под си- лой приложения а = = 0,05 мм
10000 396 355 212 0,51 85 10(+1) 0,154 0,198 0,00077 0,00099 Косая трещина от силы приложения к нижней опоре, а = 0,10 мм, тре- щина в полке, а—0,20 мм, трещина в стенке, а = = 0,10 мм
12000 512 452 268 0,62 58 33 0,181 0,221 0,00091 0,00110 Косые трещины а =0,2— 0,3 мм. Увеличение трещин в полке и стен- ке
14000 Приборы сняты
16610 Разрушение от изгиба
70 — 0,354 — 0,00177 Прямая трещина по сере- дине балки в стенке и
полке, а = 1 — 2 мм 5 трещин по середине бал-
• ки
После нормального твердения
0 0 0 0 0 30 10 0 0 0 0 Т?28 = 438 кг[см2
1000 23 38 52 0 28 16 0,002 0,006 0,00001 0,00003
2000 40 62 86 0 25 22 0,005 0,012 0,000025 0,00006
3000 40 77 133 0 20 28 0,010 0,018 0,00005 0,00009
4600 61 107 134 0,10 19 42 0,011 0,032 0,000055 0,00016
5700 67 128 162 0,14 17 58 0,013 0,048 0,000065 0,00024
7300 112 190 214 0,33 77 77 0,053 0,067 0,00026 0,00033 Начало трещинообразова- ния
8800 153 247 258 0,42 25 0 0,105 0,090 0,00052 0,00045 Трещины в стенке под силой приложения, то же в полке и по середине, а~ = 1 мм с одной стороны
10000 196 295 303 0,45 95<~2> у(+1) 0,135 0,097 0,00063 0,00048 Трещины в точке прило- жения силы с другой сто- роны, а = 0,1 мм Трещины увеличились, а = 1,00 мм Большое количество тре- щин под приложенной си- лой, а = 2—3 мм
12000 14030 оо 271 410 Разруг 382 пение с 0,84 >т изги( 55 за 35 0,175 0,125 0,00087 0,00063
Таблица 25
£ Значения прогибов и деформаций при испытании балок на изгиб через 28 сут (пролет 1000 мм)
я Показания прогибо- а * Показания тензо- Абсолютная де- Относительная дефор-
Л метров ° Я о Й метров формация AZ, мм мация 8
« к Л Я Я <Х> « К о . № 1 № 2 № 3 с ч **- о хо g* S с о я стяну- я зона к я я S м Я стяну- я зона <атая на стяну- я зона [атая на Примечания
н я ±r S- я я “ О я я Я О Я Я я о
о я С о я ан О Я Л Ен о о>
После термообработки по режиму длительностью 4-[-6-[-3 час
0 0 0 0 0 7 15 0 0 0 0 *^28 — 503 кг/см?
1000 0 4 2 0,02 5 20 0,002 0,005 0,00001 0,000025
2000 14 24 24 0,06 3 27 0,004 0,012 0,00002 0,00006
3000 26 38 36 0,07 1 30 0,006 0,015 0,00003 0,000075
4600 52 65 63 0,08 95,5(“п 40 0,011 0,025 0,000055 0,00012
5700 65 80 80 0,08 92 46 0,015 0,031 0,000075 0,00015
7300 95 129 125 0,19 15 62 0,092 0,047 0,00046 0,00023 Начало трещинообразова-
ния
8800 123 173 165 0,29 89<~2> 81 0,118 0,066 0,00059 0,00033 Трещина в полке под
приложенной силой, а =
= 0,1 мм
10000 154 210 196 0,35 54 5(+5) 0,153 0,085 0,00076 0,00042
12000 214 285 264 0,46 40 18 0,167 0,087 0,00083 0,00043 Косая трещина в стенке
от силы приложения до
опоры, а = 0,1 мм
14000 259 347 318 0,59 Приборы сняты Прямая трещина в стен-
ке полки, а = 0,2 мм
17250 Разрушение от изгиба
После нормального твердения
0 0 0 0 о 30 75 0 0 0 0 /?28 =405 кг[смг
1000 0 0 0 0 29 76 0,001 0,001 0,000005 0,000005
2000 0 0 0 0 28 76 0,002 0,001 0,00001 0,000005
3000 0 0 0 0 28 76 0,002' 0,001 0,00001 0,000005
4600 20 24 25 0,02 28 79 0,002 0,004 0,00001 0,00002
5700 42 47 47 0,03 27 92(+1) 0,003 0,017 0,000015 0,0008
7300 96 НО 89 0,18 8 22 0,022 0,047 0,00011 0,00023 Начало трещинообразова- ния
8800 147 167 131 0,28 0 35 0,030 0,060 0,00015 0,00030 Трещина в полке под опорой, а = 0,05 мм
10000 210 232 180 0,37 88(~1} 48 0,042 0,073 0,00021 0,0036 Косая трещина в стенке от силы приложения до опоры, трещины в полке, а = 0,1 мм
12000 14000 15320 389 Приб< Разру 430 Эры CHJ гшение 297 тгы ОТ ИЗГ1 0,87 i6a 0,5<~2> 82 0,130 0,Ю7 0,0065 0,0053 Косые трещины в стенке от точки приложения си- лы к середине полки, а= = 0,2 мм Прямые трещины в сере- дине полки и стенки, а= = 1 мм
*3 ихэол
- XdiiA qirAtfojv
Таблица 26
Значения модулей упругости бетонов
7V bhYi -BHldOCpQtf вин -Ч1Г91ИЭОН1О Ш »-0 ио to Г-ЮОСЧСОСЧСЧ’-'СОЬ-фШ СЧ СЧ СЧ СЧ СЧ СЧ ’Ф -Ф ’Ф СО СО СО оооооооооооо оооооооооооо оооооооооооо оооооооооооо"
W3 ‘3 К И'ПВГАКЗофЭ'П' ввн±олгоэ9У Tfr-•СЧ1ЛОЮт±<СЧО>'фСОО 1.0 1Л L-: т* GO оо OC N N оооооооооооо оооооооооооо оооооооооооо"
zwo/гя ‘О ЭИНЭЖЕЙЦВН 00 Q0 О 00 Ь- Tt1 to о’ оооо •—< т—1 1—(
гэ/ ‘вжЛсШц оооо СО 00 о 00 'Ф ю о оооо ’—и »—< «
zWO/гя СЧ О О о О < Ю СО со СО СО СО
zwo/гя оооо О to о ОО to Tf Ю ’ф
Вид бетонов Тяжелый бетон после электро- магнитной термообработки Тяжелый бетон нормального твердения Керамзитобетон после электро- магнитной термообработки Керамзитобетон нормального твердения
SOtTEBd -90 иийээ бх ’-'СЧСОччЮО^ОООО^СЧ
186
грещиностойкостью у термообработанных железобетон-
ных конструкций.
Проведенные исследования показывают, что правиль-
ный выбор метода управления процессами переноса тепла
и массы в твердеющей реологической среде (бетоне) по-
зволяет управлять процессами структурообразования с
целью получения бетона оптимальных свойств и повы-
шенной долговечности.
2. ВЛИЯНИЕ ТЕРМООБРАБОТКИ
В ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ ПОЛЕ НА МОРОЗО-
И КОРРОЗИОННУЮ СТОЙКОСТЬ БЕТОНОВ
Долговечность бетона определяется условиями его твер-
дения и дальнейшей эксплуатации в конструкциях и зави-
сит при прочих равных условиях от характера сформиро-
вавшейся структуры. Уменьшение срока службы соору-
жений, а нередко и полное разрушение железобетонных
конструкций происходит в результате воздействия жидких
н газообразных агрессивных сред, попеременного замо-
раживания и оттаивания. Поэтому важным средством по-
вышения стойкости и долговечности бетона является
н ияскание возможности управления процессом формиро-
вания структуры при помощи выбора рационального спо-
соба ускорения его твердения. Так как процесс термооб-
работки бетонов является процессом тепло- и массооб-
мспа в системе капиллярнопористой среды, то законо-
мерности переноса тепла и вещества в значительной мере
определяют как кинетику процесса термообработки, так
и долговечность железобетонных конструкций, эксплуа-
тируемых в условиях агрессивных сред и сурового кли-
мата.
Характер капиллярнопористой структуры затвердев-
шего бетона, играющий основную роль в развитии про-
цессов разрушения при воздействии мороза и агрессивных
факторов, влияет на интенсивность массообмена кон-
струкций с окружающей средой.
В соответствии с разработанной методикой были про-
ведены долговременные исследования агрессивостойко-
сгп бетонов в сильно агрессивной среде, позволяющие
охарактеризовать стойкость бетонов с различным харак-
тером структурной пористости цементного камня, форми-
рующегося в процессе термообработки различными мето-
дами [27].
187
Исследования проводились в натурных условиях Си-
вашской коррозионной станции (оз. Старое, район г.
Красноперекопска Крымской обл.). Общий вид стенда с
установленными образцами приведен на рис. 43. Образ-
цы, изготовленные на сульфатостойком портландцементе
Вольского завода «Большевик» (см. табл. 1) из судо-
строительных тяжелого бетона состава I и керамзитобе-
тона, были установлены на испытание в 1965 г. Образцы
подвергались паротепловой обработке (маркировка И) и
электромагнитной термообработке (маркировка Э) по оп-
тимальному режиму. Для сравнения на испытательный
стенд устанавливались также образцы, твердевшие в нор-
мально-влажных условиях (маркировка Н).
Исследования начаты по достижении бетоном 30-су-
точного возраста. Как следует из табл. 27, содержание
хлор-ионов в рапе колеблется в зависимости от времени
года, что объясняется увеличением ее концентрации за
счет частичного испарения водоема в летнее время, и в
среднем составляет 135 г/л. Среднегодовое содержание
всех солей в рапе составляет 251 г/л.
В связи с установкой образцов-призм в переменном
уровне водносолевой среды они были подвергнуты цикли-
ческому воздействию увлажнения и высушивания (в лет-
ний и осенне-весенний период), замораживания и оттаи-
вания (в зимний период). Образцы-кубы были погружены
в агрессивную среду полностью.
Как показано в ряде работ [124, 163], разрушение бе-
тона при солевой агрессии происходит вследствие дейст-
вия избыточного давления солей при их накоплении, кри-
сталлизации и отложении в пористой структуре бетона
при капиллярном подсосе агрессивной жидкости, а также
вследствие действия фазовых превращений при формиро-
вании структуры цементного камня, расклинивающего
действия воды и знакопеременного напряженного состоя-
ния, возникающего в материале от его циклического на-
сыщения и высушивания [7].
Находясь в указанных условиях, образцы извлекались
из рапы в сроки от одного и до трех лет со времени изго-
товления и испытывались.
Из табл. 28 следует, что прочность тяжелого бетона
при сжатии, определяемая по образцам-кубикам, несколь-
ко уменьшалась по истечении одного года, в дальнейшем
наблюдается ее стабилизация. Прочность керамзитобето-
188
на при сжатии увеличивалась в течение всего трехлетне-
ю срока исследования, однако наибольшая интенсивность
набора прочности имела место в период до одного года.
Предел прочности тяжелого бетона на растяжение при
изгибе, определяемый по образцам-призмам, после трех-
летнего испытания в агрессивной среде увеличивался на
31 % для образцов маркировки Н, на 27.% — для образцов
маркировки П и на 34% —для образцов маркировки Э.
В течение первого года исследования потерь веса ар-
матурных стержней не наблюдалось, коррозия характе-
ризовалась появлением на их поверхности незначитель-
ного налета ржавчины, язвенная коррозия отсутствовала.
Следует отметить, что арматурные стержни, находившие-
ся в бетоне, твердевшем в процессе электромагнитной
термообработки, подвергались как поверхностной, так и
язвенной коррозии в наименьшей степени. В наибольшей
мере воздействию агрессивной среды подвергались стерж-
ни, находившиеся в бетоне, твердевшем в процессе паро-
гспловой обработки. Величина коррозии арматуры в бе-
гоце, твердевшем в нормально-влажных уловиях, зани-
мает в этом ряду промежуточное положение.
В указанные сроки образцы бетонов обоих видов бы-
ли подвергнуты химическому анализу. Из слоев бетона,
толщина которых указана в табл. 29, перед анализом уда-
лялся крупный и мелкий заполнители. Анализировался
цементный камень, в котором определялось послойное со-
держание хлор-ионов по методу Фольгарта (титрование
\лор-ионов азотнокислым серебром) L
Наименее проницаемыми из испытуемых образцов ока-
шлись образцы из бетонов маркировки Э, т. е. подверг-
шиеся электромагнитной термообработке. Причем наибо-
лее сильное воздействие такая обработка оказывает, по-
видимому, на поверхностные слои бетона.
Можно также заметить, что химическая активность
цементного камня в бетоне маркировки Э ниже, чем у бе-
тона маркировки Н, о чем свидетельствует меньшее коли-
чество хлор-ионов, связавшихся в гидрохлоралюминат
кальция.
Возможные объяснения этому: а) электромагнитная
1срмообработка интенсифицирует процессы гидратацион-
иого твердения цемента (более полное протекание реак-
’ Анализ производился в МАДИ под руководством доктора хим. наук
проф. В. Б. Ратинова.
189
Рис. 43. Общий вид стенда с установленными образцами для натурных испытаний на агрессивостойкость (а)
и вид образцов тяжелого бетона и арматуры в них после испытания на агрессивостойкость в течение 3 лет
(б): TH — образцы, твердевшие в нормально-влажных условиях; ГК —образцы, подвергнутые паротепловой
обработке; ТЭ — образцы, подвергнутые электромагнитной термообработке
Таблица 27
Полный анализ рапы оз. С тарое за 1967 г.
Месяц Среднемесяч- ная темпера - ра, °C Удельный вес рапы, кг/л Содержание
возду- ха рапы нсО; Са Mg сг Вг
Январь —4,33 —3,14 1,132 0,153 1,210 9,302 116,633 0,302
Март 2,64 3,23 1,124 0,152 1,302 8,573 107,532 0,298
Май 18,54 20,6 1,15 0,183 1,302 10,000 132,975 0,382
Июль 23,6 22,56 1,188 0,238 0,805 12,920 170,021 0,500
Сентябрь 17,3 18,7 1,206 0,207 0,451 16,021 184,394 0,602
Ноябрь 7,66 8,88 1,196 0,158 0,451 13,473 182,619 0,546
ции гидратации), благодаря чему повышается плотность
цементного камня бетона, улучшается его структура
и контакт с заполнителями; б) усиление гидратации со-
ставляющих цемента снижает химическую активность це-
ментного камня, так как большей реакционной способно-
стью обладают непрореагировавшие зерна вяжущих.
Под химической активностью в данном случае подра-
зумевается способность цементного камня к химическому
воздействию с агрессивной средой, т. е. хлор-ионами. Речь
идет о кинетике связывания хлор-ионов в труднораствори-
мый гидрохлор алюминат кальция.
Исходя из данных по концентрации свободных хлор-
ионов, оставшихся в поровой жидкости, можно полагать,
что потенциальная опасность для стальной арматуры, на-
ходящейся на глубине 10 мм от поверхности бетона, прак-
тически одинакова для всех испытанных через один год
образцов и значительно меньше для бетонов обоих видов
маркировки Э через три года.
Необходимо отметить, что количество связанных хлор-
ионов во всех слоях образцов обоих видов бетонов по
истечении трех лет воздействия агрессивной среды оди-
наково и находится на уровне 2 мг на 1 г пробы, т. е. по-
видимому, хлор-ионы вступили в соединение максималь-
но. Очевидно, этим можно объяснить стабилизацию
изменения прочности бетона во времени. Общий вид об-
разцов из тяжелого и легкого бетонов и арматуры в них
после трехлетнего исследования на агрессивостойкость
представлен на рис. 44, а, б.
192
ионов, г/л Содержание солей, г/л
SO4- Na Са(НСО3)2 CaSO4 MgSO4 MgBr2 MgCl2 NaCl
7,770 60,418 0,203 3,940 6,252 0,348 31,296 153,859
8,000 55,982 0,202 4,253 6,264 0,343 28,434 142,343
9,160 66,001 0,243 4,219 7,747 0,440 32,799 174,555
11,727 90,681 0,316 2,476 12,505 0,576 40,399 230,622
13,785 9),542 0,274 1,304 16,119 0,693 49,626 242,984
13,579 99,076 0,209 1,358 15,814 0,631 39,921 251,971
Тот факт, что коррозия арматуры в тяжелом и легком
бетонах, подвергнутых электромагнитной термообработ-
ке, по величине значительно меньше, чем в бетонах других
способов твердения (табл. 28), позволил предположить,
что при электромагнитном способе подвода тепла образо-
вание структуры бетона происходит с более мелкокапил-
лярной пористостью.
С целью качественной оценки структуры бетона, под-
вергшегося длительному воздействию агрессии, было про-
ведено исследование дифференциальной и интегральной
пористости цементного камня образцов тяжелого бетона
при помощи поромеров системы Т. Г. Плаченова методом
вдавливания ртути под давлением до 2500 атм [134], а
также термографическим способом М. Ф. Казанского
[68]. Для этого от бетона отбиралась растворная часть,,
которая и подвергалась испытаниям на поромерах систе-
мы Плаченова.
Согласно классификации А. В. Лыкова [92], прини-
малось следующее деление пор (капилляров) в цемент-
ном камне по размерам: а) микропоры с г=25—50 А;
б) переходные поры с г = 50—1000 А; в) макропоры с
г> 1000 А. Из [92] также следует, что бетон можно отнес-
ти к категории капиллярнопористых тел, так как его
капиллярный потенциал (определяемый отношением по-
тенциальной энергии капиллярных сил к единице массы
жидкости) значительно больше потенциала поля тяжести.
По характеру пористости можно приблизительно судить о
возможной степени проницаемости материала.
13. Зак. 24
193
Таблица 28
Изменение прочности бетона и коррозия арматурных стержней во времени
Способ твердения бетона Предел прочности бетона при сжатии, кг/см3 Величина коррозии арматур- ных стержней Характер по- ражения стер- жней ржав- чиной через 3 года
перед уста- новкой на ис- пытание через 1 год через 3 года общая | потеря веса через 3 года, площа верхи* корро: через 1 год дь по- эстной ЗИИ, % через 3 года глубина яз- венной корро- зии через 3 года, мм
н п э н 431 396 497 213 415 365 482 251 Обыъ 392 359 477 Л 264 1ный т 0,58 1,34 1,20 1,14 0,88 0,91 1,08 0,78 1,07 1,41 0,32 0,28 0,44 0,33 0,39 0,51 'ерамзи 1,48 1,17 яжелый 1,5 3,0 1,6 2,3 6,9 2,9 3,2 5,7 3,0 2,3 1,6 0,6 2,8 0,9 1,9 2,0 тобетс ' 7,4 10,1 : бетон 27,4 18,3 33,6 48,0 42,6 41,2 61,0 55,0 56,0 48,0 12,2 9,1 6,1 12,2 12,3 18,3 73,0 55,0 Язв нет 0,702 0,366 0,641 0,140 Язв нет 0,810 0,970 0,780 0,950 Язв нет 0,133 Язв нет 0,827 Язв нет 0,378 0,270 0,457 С торцов об- щей длиной 8,0 см 2,0 см 9,0 см' Пятнами по всей поверх- ности С торцов об- щей длиной 1,0 см 2,5 см Пятнами по всей поверх^ ности То же « С торцов об- щей длиной 10,5 см Нижняя часть по всей длине С торцов об- щей длиной 1,0 см 1,5 см 1,0 см 1,5 см Пятнами по всей поверх- ности То же
194
Продолжение табл. 28
। Способ твердения бе-’ тона | Предел прочности бетона при сжатии, кг/см? Величина коррозии арматур- ных стержней Характер по- ражения стержней ржавчиной через 3 года
перед уста- новкой на ис- пытание через 1 год через 3 года общая потеря веса через 3 года, % площадь по- верхностной коррозии, % глубина яз- венной корро- зии через 3 года, мм
через 1 год через 3 года
п 209 234 245 1,36 1,03 1,54 1,34 0,86 4,1 5,6 3,5 2,3 8,6 42,6 48,0 70,0 61,0 58,1 0,675 0,931 0,661 0,913 0,745 Нижняя часть по всей длине Пятнами по всей поверх- ности То же « Пятнами по
э 253 287 393 1,11 0,86 0,93 0,66 8,0 3,7 7,2 6,3 61,2 48,4 42,6 15,2 1,123 1,199 0,952 Язв нет всей поверх- ности То же « « С торцов об-
0,71 0,50 0,67 0,45 0,24 1,8 2,0 4,3 3,9 3,1 6,1 9,1 36,6 12,2 9,1 0,024 0,224 0,818 Язв нет 0,325 щей длиной 1,5 см 6,5 см 7,0 см 6,0 см 3,0 см 0,5 см
Как показано в работах [16, 126], для капиллярных
тел с сообщающимися капиллярами переменного сечения
проницаемость характеризуется наименьшим диаметром
каналов, а не усредненными размерами больших и малых
сообщающихся пор, так как большие поры, определяю-
щие величину пористости материала,’ могут соединяться
микрокапиллярами, последние и будут определять прони-
цаемость тела.
Ранее было также установлено [188], что стойкость
цементного камня к воздействию коррозии уменьшается с
увеличением пористости, представленной микрокапилля-
рами, т. е. капиллярами более 1000 А. Движение воды и
водорастворимых веществ при непосредственном сопри-.
1.Г
195
Таблица 29
Послойное распределение хлоридов в бетонах различных
методов твердения после испытаний на агрессивостойкость
Способ тверде- ния бе- тона Толщина слоя бетона Содержание хлор-ионов, мг/г пробы
через год исследования через три года исследования
общее свобод- ных химически связанных общее свободных химически связанных
Тяжелый бетон
Н 0,5 22 13 9 28 26 2
1,5 18 11 7 19 17 2
2,5 13 7 6 10 8 2
5,0 6 5 1 5 3 2
П 0,5 22 17 5 29 27 2
1,5 17 13 4 16 14 2
2,5 16 12 4 9 7 2
5,0 5 3 2 6 4 2
э 0,5 18 16 2 14 12 2
1,5 13 13 2 12 10 2
2,5 12 10,5 1,5 5 3 2
5,0 11 10 1 3 1 2
Керамзитобетон
Н 0,5 Не исследовалось 27 25 2
1,5 20 18 2
2,5 12 10 2
5,0 9 7 2
П 0,5 Не исследовалось 21 19 2
1,5 20 18 2
2,5 17 15 2
5,0 11 9 2
Э 0,5 Не исследовалось 16 14 2
1,5 14 12 2
2,5 10 8 2
5,0 4 2 2
косновении жидкости с бетоном происходит только в по-
рах, превышающих определенный минимум, который мо-
жет быть принят примерно равным г=10~5 см.
Как показано в работе [92], капиллярнопористые те-
ла с г<10“5 см поглощают влагу из атмосферы даже при
196;
Рис. 44. Общий вид блока электромагнитных камер, примыкающего к формовочному цеху
небольшой относительной влажности воздуха. Учитывая,
что толщина монослоя адсорбционной пленки воды в
цементном камне примерно равна 10-7 см, можно счи-
тать, что вследствие набухания микрочастиц твердой
фазы и явления конденсации влаги в капиллярах с г<
<Ю~5 последние полностью заполнены адсорбционно
связанной водой. Указанное подтверждается нашими ис-
следованиями [35] форм связи влаги с цементным кам-
нем. Таким образом, проницаемость бетона будет опре-
деляться наличием в нем пор радиусом более 10-5 см,
так как при незначительном градиенте давления в образ-
цах, определенного высотой столба воды над ними, не
представляется возможным удалить адсорбционную воду
из микрокапилляров.
Наличие в бетоне капилляров диаметром от 10~2 до
10~7 см позволяет предполагать, что его проницаемость
будет характеризоваться различными механизмами пе-
реноса флюида.
Как показано в работе [183], на основании экспери-
ментальных данных механизм переноса влаги в бетоне
может иметь различный характер в зависимости от ма-
ксимального радиуса пор.
При асмосферном давлении и непосредственном со-
прикосновении солевого раствора с поверхностью бетона
проницаемость будет определяться двумя механизмами
переноса — молекулярной диффузией и капиллярным
поднятием.
Цементный камень представляет собой гетеропорис-
тое тело, в котором разность капиллярных потенциалов
может достигать значительных величин. Следовательно,
бетонные образцы могут пропитываться полностью за счет
капиллярного давления Ра и перепада давлений \Р. По
мере продвижения жидкости будет возрастать сопротив-
ление Рт, возникающее от трения жидкости о стенки ка-
пилляров.
Так как в конкретном случае (глубина свободного по-
гружения образцов в рапу составляла 20 см)
ЛР^Ро + Рг, (4.2)
то перенос жидкости осуществлялся в бетоне вследствие
капиллярного переноса (r= 10-5—10-3 см) и молекуляр-
ной диффузии (г< 10~5 см).
198
Капиллярное давление, обусловливающее поднятие
смачивающей жидкости в капилляре:
= 26Ж.Г-СО5е , (4.3)
''‘/(Тж —Тп)
где сгж. г — поверхностное натяжение на границе жид-
кость — газ; 0 — угол смачивания; q — ускорение силы
тяжести; уж и уп — плотность соответственно жидкости и
пара.
Таким образом, величина поднятия жидкости обратно
пропорциональна радиусу капилляров. Жидкость подни-
мается по крупным капиллярам (наибольшим значением
г капиллярной поры в бетоне следует считать 10ц) и по
мере передвижения отсасывается более мелкими капил-
лярами.
Поэтому рано или поздно распределение влаги и во-
дорастворимых веществ в объеме бетона должно стать
равномерным. Это наблюдается (табл. 29) по истечении
трех лет нахождения образцов на Сивашской коррозион-
ной станции по стабилизации изменения количества свя-
занных в бетоне хлор-ионов. Медленное протекание про-
цесса заполнения пор влагой в бетонных образцах, нахо-
дившихся в зоне полного погружения в агрессивную
жидкость, объясняется отсутствием поверхности испаре-
ния. На рис. 39 приведены экспериментальные данные о
распределении пор по их эффективным радиусам в це-
ментном растворе бетона, подвергшегося воздействию
агрессивной среды в течение трех лет. На рис. 40—то же
самое для образцов бетона, находившихся для сравнения
в течение того же времени в условиях естественного (воз-
душно-влажного—/с = 20°С, ср = 60—70%) хранения. Пло-
щади под кривыми (рис. 39 и 40) дают объем пор, радиу-
сы которых изменяются в пределах от 50 до 3100 А. Эти
кривые называются дифференциальными кривыми рас-
пределения пор или дифференциальными уравнениями
объемной характеристики пор.
Как следует из рис. 39 и 40, максимумы пористости
для всех образцов бетона попадают на микро- и переход-
ные поры радиусом до 5000 А. На эту закономерность не
влияют ни возраст, ни условия испытаний бетонов, что
указывает на высокую плотность бетонов подобных со-
ставов. Такую структуру можно отнести к микропористой,
199
практически непроницаемой для воды (при небольшом
гидростатическом давлении). Следует, однако, отметить,
что бетон с индексом Н после трехлетнего хранения в воз-
душно-влажных условиях является наиболее проницаем
мым—максимум пористости в пределах 70 000—100 000 А
(рис. 40), в то время как после воздействия агрессивной
среды в течение того же времени наиболее проницаемым
является бетон с индексом П — максимум пористости в
тех же пределах (рис. 39). Влияние агрессивной среды на
характер структурной пористости сказалось в следующем.
Как видно из табл, 30, суммарная пористость бетона
независимо от способа начального твердения после трех-
летнего нахождения в агрессивной среде значительно
уменьшилась.
Изменение величины микропористости в некоторой ме-
ре может характеризовать степень гидратации. Известно,
что дальнейшее твердение бетона, особенно во влажной
среде, может привести к значительному снижению по-
ристости и уплотнению структуры цементного камня.
Наиболее интенсивное уменьшение объема микропор
в бетоне с индексом Э за трехлетний период можно объ-
яснить наиболее полной гидратацией в нем цемента,
вследствие чего увеличивается объем гидратных новооб-
разований и уменьшается эффективный радиус микрока-
пилляров.
Уменьшение объема микро- и переходных пор бетонов
возможно объяснить отложением и кристаллизацией на
их внутренней поверхности растворенных в жидкой фазе
солей.
Уменьшение пористости вследствие кольматации ка-
пилляров солями отмечалось также И. Н. Ахвердовым с
учениками [7].
Участие микрокапилляров структуры бетона в погло-
щении растворенных солей маловероятно, так как они бу-
дут заполняться влагой, сорбируемой из окружающей
среды. Капилляры с г<10~5 см будут полностью заполне-
ны водой за счет образования водных пленок на их стен-
ках (толщина слоя « 10~7 см).
Указанная вода будет препятствовать дальнейшему
проникновению солевого раствора в микропоры, поэтому
уменьшение их размеров могло произойти только за счет
дальнейшей гидратации соприкасающихся с ними не пол-
ностью прореагировавших вначале цементных зерен.
200
к
s
X
cd
s
X
О
X
201
Таким образом, уменьшение объема общей пористости
должно происходить исключительно за счет уменьшения
объемов макро- и переходной пористости. Особенно за-
метно это для бетона с индексом П, что указывает на на-
личие в нем капиллярной пористости преимущественно со-
общающегося характера.
Наиболее примечательным здесь является то, что мик-
рокапиллярная пористость бетона маркировки П имеет
наибольшее значение по сравнению с бетоном Н и тем
более Э. Сказанное хорошо согласуется с данными табл.
28 о максимальной коррозии арматуры в таком бетоне и
проявляется также в более интенсивном шелушении и от-
слаивании поверхностных слоев бетона (рис. 43, а), про-
шедшего паротепловую обработку.
Исходя из табл. 28 и 30 на примере бетона с инде-
ксом Э, можно сделать вывод о том, что на коррозию ар-
матуры влияет преимущественным образом содержание
макрокапиллярной пористости. Подтверждением этого яв-
ляется наличие наименьшего объема макропористости в
этом бетоне, в то время как объем переходной пористости
в нем занимает промежуточное значение между бетонами
с индексами Н и П.
Как уже было показано, в течение трех лет наблюдает-
ся (табл. 28) незначительное снижение прочности тяжело-
го бетона и увеличение прочности керамзитобетона. Раз-
личие в характере изменения прочностных показателей
разных бетонов вызывается возникновением напряженно-
го состояния (отсюда объемных деформаций) вследствие
возрастающего сопротивления откладывающихся в порах
бетона солей. В тяжелом бетоне вследствие большого мо-
дуля упругости (42000—45000 кг/см2) увеличивающиеся
деформации приводят к микротрещинообразованию и
снижению прочности. В легком бетоне возникающие на-
пряжения не могут привести к значительным деформаци-
ям, так как модуль упругости керамзитобетона имеет зна-
чительно меньшее значение (25 000—28 000 кг/см2) при
большей его растяжимости [34]. Указанному способству-
ет наличие в керамзитобетоне пористого заполнителя
(керамзитового гравия), растяжимость которого намного
больше, чем тяжелого заполнителя (гранитного щебня), а
сцепление с растворной частью улучшено за счет проник-
новения цементного теста в его поры. Принципиально воз-
можно также снижение концентрации солей в пористой
202
структуре цементного камня керамзитобетона вследствие
поглощающей способности керамзитового гравия.
Из табл. 11 и работы [35] следует, что бетон с инде-
ксом Э обладает наибольшей микрокапиллярной и наи-
меньшей макрокапиллярной пористостью, что придает ему
свойства меньшей проницаемости и большей стойкости к
агрессивному воздействию (в сравнении с бетонами Н и
П), что подтверждается также прямыми исследованиями
(табл. 29). Содержание как свободных, так и связанных
хлор-ионов в тяжелом и легком бетонах с индексом Э
значительно меньше, чем в бетонах с индексами И и Н.
Результаты экспериментальных исследований порис-
той структуры термографическим методом [35] также
указывают на превышение микрокапиллярной пористости
и на увеличение степени гидратации у тяжелого и легко-
го бетонов с индексом Э вследствие вовлечения в химиче-
скую реакцию большого количества воды.
Из результатов проведенных исследований следует,
что установленный характер структурной пористости и
принятая классификация пор согласуются с данными
стойкости бетонов по прочностным показателям и со-
хранности в них стальной арматуры.
Анализ этих результатов позволяет заключить, что
коррозия бетона второго вида (по классификации В. М.
Москвина) в данном случае менее возможна, а коррозия
третьего вида приводит к меньшим деструктивным про-
цессам L
Основной задачей в повышении долговечности мор-
ских гидротехнических сооружений, железобетонных су-
дов является создание плотного бетона, обладающего вы-
сокой морозостойкостью при одновременном воздействии
агрессивной морской воды. Представляет значительный
интерес исследование морозостойкости бетонов различ-
ных видов, твердевших в процессе термообработки при
различных способах теплоподвода.
Разрушение железобетонных конструкций под дейст-
вием попеременного замораживания и оттаивания харак-
терно для всех открытых сооружений, работающих в усло-
1 Коррозия второго вида — результат химического взаимодействия
внешней среды с составляющими цементного камня с образованием
труднорастворимых продуктов; коррозия третьего вида — физиче-
ский процесс кристаллизации солей, вносимых в поры в результате
миграции солевого раствора.
203
виях атмосферных воздействий с одновременным насы-
щением их влагой. В этом случае на бетон воздействуют
не только температурные и влажностные поля, но и фазо-
вые превращения воды и осмотические силы. И в дан-
ном случае основную роль в развитии разрушающих
процессов играет характер капиллярной пористости бето-
на, влияющий на скорость тепло- и массообмена с окру-
жающей средой.
Увеличения морозостойкости можно достичь уменьше-
нием объема капиллярной пористости в процессе форми-
рования структуры бетона, правильной организацией про-
цессов тепло- и массопереноса при термообработке бето-
нов.
Большинство исследователей придерживается точки
зрения, что разрушение бетона происходит при цикличе-
ском замораживании и оттаивании вследствие образова-
ния критических напряжений в скелете материала при
кристаллизации льда и создания термоупругих напряже-
ний при воздействии знакопеременных температур [31,
46, 190]. Известная часть температурных деформаций бе-
тона является необратимой. Накапливающиеся при цик-
лическом воздействии знакопеременных температур ос-
таточные деформации могут в несколько раз превышать
предельную растяжимость бетона. Однако указанные два
фактора не объясняют всех особенностей поведения бе-
тона при замораживании и оттаивании и особенно связь
этих явлений с капиллярнопористой структурой
При понижении температуры в воде образуются более
крупные ассоциированные комплексы, состоящие из трех-
четырех молекул [8]. Из-за неравномерности распределе-
ния температуры по объему бетона в нем появляются
участки с разными концентрациями этих комплексов, в
силу чего возникает осмотическое давление, способст-
вующее при постепенном промерзании перемещению во-
ды от центра к периферии. Вследствие диффузии влаги в
геле цементного камня возникают значительные напряже-
ния. При замораживании в морской воде величины этих
напряжений от осмотических явлений будут выше, по-
скольку поровая жидкость содержит определенное коли-
чество растворенных солей.
Наличие в бетоне солей, не связанных в комплексные
соединения, вызывает образование кристаллов хлористо-
го натрия и хлористого кальция в виде кристаллогидра-
204
тов. Это также усиливает разрушительное действие отри-
цательных температур на бетон. По-видимому, при обра-
зовании кристаллогидратов наибольшие напряжения
возникают в контактах цементного камня с заполни-
телем.
Разрушению бетона способствует миграция влаги.
В самом начале охлаждения бетона в силу создания зна-
чительного градиента температуры перенос влаги из внут-
ренних слоев происходит по направлению к охлаждаю-
щейся поверхности. Таким образом, в период заморажи-
вания к поверхностным слоям бетона, уже насыщенным
влагой, поступает влага из внутренних слоев бетона, ко-
торая при замерзании увеличивает разрушение поверхно-
стного слоя. Влияние миграции влаги на разрушение бе-
тона усугубляется циклическим изменением направления
градиентов температуры и влагосодержания при по-
переменном замораживании и оттаивании конструкций.
Образцы из тяжелого судостроительного бетона соста-
ва I и керамзитобетона на портландцементе Вольского
завода «Большевик» (см. табл. 1) подвергались термооб-
работке в электромагнитном поле (маркировка Э) и в
паровой среде (маркировка П) по оптимальному режиму.
Совместно с образцами этих маркировок 2-летнему иссле-
дованию морозостойкости подвергались образцы нор-
мально-влажного твердения (маркировка Н). Возраст
бетона к началу исследования составлял 1 год. После 200
и 500 циклов попеременного замораживания и оттаива-
ния в синтезированной морской воде солесодержанием
34 г/л (состав солей Варенцова моря) образцы подверга-
лись испытанию. За критерий морозостойкости прини-
малось число циклов замораживания и оттаивания, кото-
рое должно было вызвать снижение предела прочности
при сжатии на 25% или веса образца на 5% от первона-
чального (т. е. насыщенного водой в ваннах).
Как следует из табл. 31, испытание на морозостой-
кость после 200 циклов выдержали оба вида бетонов не-
зависимо от способа твердения. Испытание на морозо-
стойкость после 500 циклов по прочности не выдержал
только керамзитобетон, подвергнутый паротепловой об-
работке.
Необходимо особо отметить, что как после 200 цик-
лов, так и после 500 циклов наименьшие потери прочнос-
ти и веса наблюдались у бетона маркировки Э. Наиболь-
205
206
шие потери прочности и веса имели место для бетона
маркировки П, бетон маркировки Н занимал в этом отно-
шении промежуточное значение.
Анализ полученных данных позволяет сделать вывод,
что повышенную стойкость бетона, прошедшего электро-
магнитную термообработку, к знакопеременному темпе-
ратурному воздействию можно объяснить уменьшением
в нем (по сравнению с бетонами других способов тверде-
ния) объема капиллярной пористости, особенно макро-
капиллярных пор (г> 10“5 см), в которых, как известно',
вода замерзает уже при температуре —6 °C, в то время
как в микрокапиллярах сконденсировавшаяся вода за-
мерзает только при температуре от —45° до —50 °C, а ад-
сорбционно связанная вода не замерзает даже при
охлаждении до —ПО °C.
У бетона маркировки Э наблюдалось меньшее поверх-
ностное разрушение образцов, проявляющееся в шелу-
шении или отслаивании некоторой части поверхностного
слоя. Как известно, такому разрушению поверхностных
слоев способствует более полное (по сравнению с внут-
ренними слоями) заполнение их водой, что усугубляется
при замораживании миграцией влаги из внутренних
(более теплых) к наружным (более холодным) слоям
вследствие термовлагопроводности.
Это подтверждает тот факт, что в бетоне, подвергну-
том электромагнитной термообработке, направленная со-
общающаяся пористость значительно меньше, чем в бето-
нах, прошедших пропаривание, и даже нормально-влаж-
ного твердения.
Таким образом, тепловая обработка бетона в перемен-
ном электромагнитном поле по оптимальным режимам
позволяет улучшить структуру бетона в процессе.ее фор-
мирования, а в результате и долговечность бетона.
Глава V
ВОПРОСЫ ИНЖЕНЕРНЫХ РАЗРАБОТОК
И ВНЕДРЕНИЯ ТЕХНОЛОГИИ
ТЕРМООБРАБОТКИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ
ИЗДЕЛИЙ В ПЕРЕМЕННОМ
ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ ПОЛЕ
В СТРОИТЕЛЬНОЙ ИНДУСТРИИ
На основании проведенных исследований представи-
лось возможным выполнить необходимые расчеты опыт-
но-промышленных и промышленных электромагнитных
установок (технологический, теплотехнический, электро-
технический), разработать их конструкции и создать но-
вую технологию термообработки сборных железобетон-
ных изделий и конструкций применительно к заводской
технологии.
В настоящей главе кратко изложены некоторые основ-
ные данные по конструктивно-технологическим особенно-
стям электромагнитных установок и результатам исследо-
вания процесса термообработки различных типов
железобетонных изделий в конкретных производственных
условиях.
Изделия и конструкции из железобетона изготовляют-
ся на заводах и полигонах с применением поточной или
стендовой схем производства. Из условий создания мак-
симальной механизации и автоматизации процесса изго-
товления сборных изделий поточная технология является
наиболее рациональной. Поэтому электромагнитные ус-
тановки, разрабатываемые Институтом тепло- и массооб-
мена АН БССР, проектируются органически вписанными
в технологическую схему производства железобетонных
изделий, изготовляемых по поточному методу. Как пра-
вило, электромагнитные установки, разрабатываемые для
заводской технологии, представляют собой камеры тун-
нельного типа, для полигонной технологии — камеры-
колпаки.
208
До настоящего времени увеличение производительно-
сти паротепловых установок осуществлялось за счет
увеличения количества туннелей или камер-колпаков,
что связано с дополнительными затратами и расширением
производственных площадей, или за счет увеличения
коэффициента загрузки камер изделиями. Однако, как
показал опыт, увеличение загрузки камер при паротепло-
вой обработке ухудшает аэродинамику процесса термо-
обработки, приводит к неравномерности прогрева изде-
лий по объему штабеля и ухудшению однородности
структурно-механических свойств бетона.
При электромагнитной термообработке указанные не-
достатки легко устраняются, так как независимо от запол-
нения объема камер изделиями происходит образование
практически равномерного температурного поля в шта-
беле изделий вследствие выделения тепла за счет маг-
нитной индукции непосредственно в каждом изделии.
Кроме того, процесс термообработки при таком способе
теплоподвода существенно сокращается (по сравнению с
пропариванием) и суточная оборачиваемость камер воз-
растает. Таким образом, увеличить производительность
установок представляется возможным без увеличения ко-
личества электромагнитных камер-туннелей или колпа-
ков.
1. КОНСТРУКТИВНО-ТЕХНОЛОГИЧЕСКИЕ
ОСОБЕННОСТИ ЭЛЕКТРОМАГНИТНЫХ
УСТАНОВОК, РАЗРАБОТАННЫХ ИНСТИТУТОМ
ТЕПЛО- И МАССООБМЕНА АН БССР
И ВНЕДРЕННЫХ НА ПРЕДПРИЯТИЯХ СТРАНЫ
Конструктивно эти установки представляют собой
устройства, состоящие из блока электромагнитных камер
с механизацией передвижения изделий и блока контроля
и управления технологическим процессом термообработ-
ки. Габаритные размеры и количество камер определяют-
ся габаритными размерами железобетонных изделий и
производительностью цехов по их изготовлению. Камеры
туннельного типа выполняются из сборного железобето-
на, камеры-колпаки — из листового металла с обеспече-
нием в обоих случаях необходимой расчетной влаготеп-
лоизоляции от окружающей среды.
Длительность процесса термообработки различных
типов изделий определяется режимными параметрами,
14. Зак. 24
209
учитывающими закономерности внутреннего тепло- и
массопереноса в конкретных изделиях, зависящих от их
геометрических размеров, физико-химических свойств бе-
тонных смесей и требований, предъявляемых к конечному
продукту (структурно-механические свойства, стойкость,
непроницаемость и т. п.).
Промышленная электромагнитная установка для тер-
мообработки железобетонных плитных изделий Заинско-
го завода железобетонных конструкций (промбаза Кам-
ской ГЭС) выполнена в виде блока электромагнитных
камер, примыкающего к формовочному цеху. Камеры
вынесены за пределы цеха с целью экономии капитало-
вложений на строительство промышленных помещений.
Оптимальный периметр туннеля определен геомет-
рическими размерами изделий. Из условий максималь-
ной загрузки камер к производству выбраны железобетон-
ные 9-пустотные плиты типа ПТК и ребристые плиты типа
пкж.
В рабочем отделении камеры по ее длине расположе-
ны четыре отсека, каждый длиной на одно изделие. По
внутреннему периметру каждого из отсеков смонтирована
электромагнитная обмотка из алюминиевых шин на диэ-
лектрических опорных изоляторах. Обмотка выполнена
трехфазной с количеством витков, обеспечивающим соз-
дание расчетной напряженности магнитного поля. Вели-
чина напряженности магнитного поля рассчитывается
исходя из параметров режимов термообработки. Мини-
мальное расстояние между витками обмотки определяет-
ся условиями минимального пробойного промежутка и
гарантийного расстояния от межвиткового замыкания.
Расчеты выполняются таким образом, чтобы подвод элек-
троэнергии к обмоткам осуществлялся непосредственно
от сети напряжением 220/380 в без его промежуточных
трансформаций и преобразований тока.
Регулирование температуры в процессе термообработ-
ки осуществляется изменением напряженности магнитно-
го поля за счет включения соответствующего количества
ампер-витков обмотки по различным схемам, либо за счет
изменения напряжения, подводимого к обмоткам (пода-
ется линейное или фазное напряжение).
Технологический процесс термообработки осущест-
вляется следующим образом. После изготовления на
формовочных постах железобетонные изделия в ферро-
210
магнитной опалубке переносятся мостовым краном и
устанавливаются на транспортных вагонетках. На каждой
вагонетке друг над другом в штабеле укладываются 5
изделий. После формирования состава из четырех вагоне-
ток изделия транспортируются в камеру при помощи
электротолкателя.
Загерметизировав торцы рабочего отделения камеры
задвижными воротами, производят включение электро-
магнитной обмотки. Все операции по включению и выклю-
Р,ис. 45. Пульт технологического контроля и управления параметра-
ми процесса термообработки плитных изделий
чению обмотки, контролю за технологическими парамет-
рами процесса осуществляются с единого пульта (рис.
45). Автоматический контроль за температурощи отно-
сительной влажностью среды ведется дистанционно при
помощи «мокрых» и «сухих» лагометров, которые уста-
новлены в каждом отсеке.
После осуществления стадий нагрева и изотермиче-
ской обработки бетона ворота камеры открываются и из-
делия транспортируются далее в остывочное отделение
камеры, которое является естественным продолжением
туннеля рабочего отделения электромагнитной камеры и
равно ему по длине. Таким образом, при помощи чисто
14*
211
технологического приема время остывания изделий ис-
ключено из общей длительности процесса термообработ-
ки, так что в рабочее отделение камеры возможно сразу
же подавать новую партию свежеотформованных изде-
лий. После завершения процесса термообработки ваго-
нетки транспортируются на площадку распалубки изде-
лий, откуда последние подаются мостовыми кранами на
эстакадный склад готовой продукции. Возврат вагонетки
с формами в цех производится при помощи электротол-
кателя по обгонному пути. По такой же схеме работает и
промышленная электромагнитная установка, сооружен-
ная на промбазе Монтажного Управления треста «Кав-
электромонтаж» (г. Грозный). В установке, выполненной
в виде блока четырех камер, осуществляется термообра-
ботка предварительно напряженных центрифугированных
опор линий электропередач. Электромагнитная обмотка
камер в этом случае выполнена двухслойной из алюми-
ниевых шин. Общий вид внутренней части камеры и об-
мотки показан на рис. 46, а общий вид цеха с электро-
магнитными камерами — на рис. 47. Подача изделий в
камеры производится в герметичных формах на трековых
тележках после окончания режима центрифугирования
при помощи бесконечного ленточного конвейера. Конт-
роль и управление режимными параметрами процесса и
передвижением тележек осуществляется с пульта управ-
ления. Прошедшие термообработку изделия также пода-
ются на склад готовой продукции, а тележки с формами
возвращаются по обгонному пути в цех.
Такая же технологическая схема изготовления желе-
зобетонных изделий и конструкций в туннельных каме-
рах проходного типа применена и в ряде других электро-
магнитных установок в Виннице (табл. 32), Новополоцке,
Мироновке (Донецкая обл.), Кишиневе.
В настоящее время разработана новая технология
электромагнитной термообработки железобетонных изде-
лий в полигонных условиях — на стендах [163].
В 1969 г. на Тольяттинском опытном заводе стройма-
териалов и конструкций (база стройиндустрии Волжского
автомобильного завода) пущена в эксплуатацию электро-
магнитная установка для термообработки железобетон-
ных ненапорных раструбных труб больших диаметров,
формуемых вертикальным способом. Отформованные
железобетонные трубы на металлических поддонах уста-
212
Рис. 46. Общий вид цеха с электромагнитными камерами
навливаются при помощи козлового крана на стендах.
Затем каждая труба накрывается электромагнитной ка-
мерой-колпаком (рис. 48). Камера-колпак представляет
собой цилиндрическую герметичную тепловлагоизолиро-
ванную конструкцию, наружная обшивка которой выпол-
нена из листового металла. По внутреннему периметру
двойной стенки камеры смонтирован излучатель пере-
менного электромагнитного поля, состоящий из электро-
магнитных обмоток, расположенных на неэлектропровод-
ном каркасе. При протекании тока по виткам электро-
магнитных обмоток основной магнитный поток проходит
через ферромагнитные арматуру и форму (опалубку)
железобетонных трубчатых изделий.
Процесс термообработки осуществляется одновремен-
но в нескольких камерах. Контроль за режимными пара-
метрами и управление процессом в каждой камере осу-
ществляются автономно с единого пульта управления.
Рис. 47. Общий вид внутренней части электромагнитной камеры для
термообработки железобетонных опор ЛЭП
214
Таблица 32
Основные технические характеристики промышленных электромагнитных установок
(напряжение сети 220/380 в, ток переменный)
Мощность компенси - рующих устройств, квар о CD о о СО Tf сч со ио со
Установ- ленная мощность, ква О ООО 3 3 S S
Габаритные раз- меры железобе- тонного изделия, мм % ^^33 5 13 « З^|сч^^3о^осо 3S ОО_ ^ОО,- "о —со ^СО _ н s00COlo^O II II *oS 'ko'fs >111 н н J, Л 4 £ii s s” sii s S“S<H SSJI £
Тип железобетон- ного изделия <ь H E Г) E « ,, g 5® 2 g 2 E к Q-, Л Д К a Д PS S ф _ Д tn гл К Ф ® X ЧЕЙ 0.0 g 4 E < о Д о H co _ о 23 1 3 с ф - co л cu § l_ я 2 ф с ф со >>оо 2 ф о/ ЕЕ н Ogg
Внутренние габа- ритные размеры одного туннеля (камеры колпака), мм 3^^ 3^ о 1 §оО §оо счо^ §00 S СО S [Г Оч^ S О О СО ОО c\j Н сз О СЧ ОО }~Г 'у II 11 U 11 II s S-" Л<ч^ iiiiii Ци и
Производи- тельность установки, Л43 железо- бетона в год ° S S о о о о о О 00 LO v-ч со О ОО —«
Тип установки 0s со • 1 1 Й S 1 И Я и ~ и д Он о >> te К Ф л CJ ф Д н Я Н Я Он Д 3 С5 S Я х ® 3 ф 2 я к н ® >>й Г я ч Д 2 £ £>> §«§ а£ д
Предприятие, на ко- тором сооружена электромагнитная установка i 5g, isii « Я Юош. ©Soq §2 «n^g " 2bZct K Г н н v д 2 ч/ я 10 о о к К О § ’Й g а ® Ю ^^2 姧й h°s
215
в-в
Рис. 48. Электромагнитная камера-колпак для термообработки желе-
зобетонных раструбных труб: 1 — излучатель переменного электро-
магнитного, поля (электромагнитная обмотка); 2— неэлектропровод-
ный каркас; 3 — наружная обшивка камеры; 4 — двойные влагоне-
проницаемые стенки камеры; 5 — теплоизоляция; 6 — железобетонное
изделие; 7 — металлический поддон под изделие; 8 — стенд термо-
обработки
По окончании процесса термообработки камеры-колпаки
последовательно перемещаются на параллельные стенды
со свежеотформованными изделиями, а термообработан-
ные трубы подаются на склад готовой продукции.
Разработана также технология термообработки изде-
лий в матрицах, на стендах, а также монолитных железо-
бетонных конструкций и стыковых соединений сборных
железобетонных конструкций. С этой целью создано
электромагнитное устройство плоскостного типа.
До настоящего времени вопрос об ускорении тверде-
ния бетона монолитных железобетонных конструкций и
стыковых соединений не решен вообще. Работы по изго-
товлению монолитных конструкций выполняются преиму-
щественно в теплое время года, в зимнее время они почти
прекращаются. Кроме того, даже в теплое время года для
набора прочности бетона, например в стыковых соедине-
ниях, требуется определенное время (порядка 7—10 сут),
после чего представляется возможным нагружать омоно-
личенные конструкции проектными нагрузками. Указан-
ное сдерживает темпы строительства и не позволяет
производить его в районах сурового климата (Крайний
Север, Дальний Восток).
Разработанная электромагнитная установка позво-
ляет решить эту проблему. Длительность процесса термо-
обработки монолитных конструкций зависит от их мас-
сивности и находится в пределах 8—12 час. Длительность
процесса термообработки стыковых соединений может
быть сокращена до 8—9 час с достижением не менее 70%
прочности после окончания процесса, т. е. такой проч-
ности, которая приобретается бетоном в условиях нор-
мально-влажного твердения в течение 7 сут.
Электромагнитная установка, представляющая собой
комплекс из электромагнитных устройств [151], позво-
ляет обрабатывать железобетонные элементы любой кон-
фигурации. Большим преимуществом установки являет-
ся ее высокая мобильность, простота в монтаже из от-
дельных электромагнитных устройств и их демонтаже.
Установка питается от любого источника переменного,
тока напряжением 220/380 в, может быть использована
на объектах с сезонными и временными работами. В от-
дельных районах страны, где нет постоянного источника
электропитания, могут быть применены передвижные
электростанции.
217
Работает установка следующим образом. Электро-
магнитные устройства монтируются под матрицей или
на форме изделий, подвергаемых термообработке [151].
Устройства состоят из магнитопровода с полюсами, со-
бранного из набора изолированных между собой пластин
из электротехнической стали. При прохождении тока по
виткам обмотки основной магнитный поток проходит че-
рез магнитопровод, матрицу-форму и арматуру нагревае-
мого изделия. В результате воздействия переменного
электромагнитного поля на ферромагнитные арматуру и
опалубку изделия происходит равномерный прогрев мас-
сы бетона, способствующий значительному улучшению
условий структурообразования, что улучшает структурно-
механические свойства бетона (прочность, морозостой-
кость, агрессивостойкость). Такие устройства находят
применение при строительстве гидротехнических соору-
жений (обшивка плотин, шлюзов и т. п.), при сооружении
аэродромных и дорожных покрытий, в железобетонном
судостроении.
2. РЕЗУЛЬТАТЫ НАТУРНЫХ ИССЛЕДОВАНИЙ
ПРОЦЕССА ТЕРМООБРАБОТКИ КОНСТРУКЦИЙ
НА ПРОМЫШЛЕННЫХ УСТАНОВКАХ
Пуск в эксплуатацию каждой из сооруженных электро-
магнитных установок предусматривает комплекс испыта-
ний, основными из которых являются определение напря-
женности магнитного поля и вольт-амперных характе-
ристик камер, полей температуры в железобетонных
конструкциях и в объеме камеры, исследование различ-
ных режимных параметров и выбор оптимального режима
применительно к технологическим свойствам твердеющих
бетонов, исследование структурно-механических свойств
как термообработанных бетонов, так и железобетонных
конструкций.
Напряженность магнитного поля определяется со-
гласно методике при подключении обмоток на понижен-
ное напряжение. Например, при испытании электромаг-
нитной установки Заинского завода ЖБК фазные напря-
жения и токи были соответственно равны: (7фа=36 в,
{/фв—30 в, £7фс — 36,5 в\ Iа —33 а, 1в = <23 а, 1с~30,2 и.
Экспериментальные амплитудные значения напряжен-
ности магнитного поля и расчетные, полученные по фор-
мулам (2.2) и (2.3), представлены на рис. 49. Напря-
218
женность поля по длине отсека камеры в его рабочем
объеме составляет 350—470 а/м. Некоторое падение на-
пряженности магнитного поля в зоне фазы В объясняется
встречным включением обмотки средней фазы. Повыше-
ние напряженности поля в зоне фазы А соответствует не-
сколько большему фазному току в ней по сравнению с
другими фазами в процессе испытаний. Спад напряжен-
ности у торцов отсека, объясняемый размагничивающим
фактором концов равномерно распределенной обмотки,
Ht а/м
Длина намерь/, м
Рис. 49. Распределение напряженности электромагнитного поля в
объеме отсека камеры: а — по вертикали: 1 -- вдоль оси камеры
(опытное значение, /); 2— вдоль оси камеры (расчетное значение,
II) \ 3 — на расстоянии 0,48 м от оси камеры; 4 — то же, на 0,96 м
от оси; 5 —то же, на 1,4’5 м от оси; б — по горизонтали: 1 — вдоль
оси камеры (опытное значение, /); 2 — вдоль оси камеры (расчетное
значение, //); 3— на расстоянии 0,43 м от оси камеры; 4—то же,
на 0,86 м от оси; 5 — то же, на 1,3 м от оси; А, В , С — соответственно
фазы А, В, С
219
находится за рабочей границей термообрабатываемого
изделия и на равномерности его нагрева не сказывается.
Указанное подтверждается проведенным на электромаг-
нитной установке Заинского завода ЖБК натурным ис-
следованием кинетики процесса термообработки, напри-
мер плит крупных железобетонных типа ПКЖ-4. Составы
использованных бетонов I и II марки «200» приведены
в табл. 33.
Определение полей температур в процессе термообра-
ботки производилось при помощи потенциометра ПП-63
(класс точности 0,5) и медь-константановых термопар из
проволоки 0 0,4 мм. Заделка термопар в арматуре, ме-
талле форм и в различных слоях бетона производилась
непосредственно в процессе формования изделий на
виброплощадке. Контроль заданных режимов термообра-
ботки производился по температуре бетона в «характер-
ной» точке изделия, которая в данном случае была
расположена в середине сечения полки ПКЖ-4 (на пере-
сечении осей симметрии). Бетон этой части изделия нахо-
дится в наиболее неблагоприятных условиях твердения с
точки зрения трещинообразования, так как именно с по-
верхности полки происходит испарение влаги, бетон ре-
бер изделия находится в этом отношении в значительно
более благоприятных условиях, потому что они полностью
влагоизолированы с боков формой, а сверху бетоном пол-
ки. Результаты исследования при оптимальном режиме
термообработки приведены ниже.
Распределение температуры в бетоне по длине элект-
ромагнитной камеры приведено на рис. 50, из которого
следует, что перепад температуры в изделиях по длине
четырех отсеков не превышает 5—8°. Распределение тем-
пературы в бетоне по длине полки плиты приведено на
рис. 51, а и продольного ребра — на рис. 51,6. Из этих
графиков видно, что перепад температуры не превышает
2—5°.
Из рис. 51, в следует, что максимальные перепады
температуры составляют 7—9°. Перепады температуры в
бетоне ребра составляют 7—15°, а в бетоне полки пли-
ты — 3—8°. Максимальный перепад в бетоне продольного
ребра плиты по его высоте не превышает 12° (рис. 52, б).
Результаты исследования полей температуры в ферро-
магнитных элементах без заполнения их бетоном показа-
ли, что перепад температуры в арматуре по высоте шта-
220
Таблица 33
Характеристика производственных составов бетона и их компонентов
W3 ‘ВЭННОМ UMtfBDQ —! —< СО 1 1 w 1 о о сч
Характеристика компонентов гравий i 5 s II g S § О М 2 1? I I Ф % 03 1 1 О^ S 1 ° ю Ю О “ X я * । —• ф X К 03 1 II со Д ОчЮ II £
щебень К К £ s д , g _ g со _ Е % °\§ 2« Л S и Л.о °- „ 8 §•& -S S£ SS§ * о °J I а 4 5 §• 3 ® си £го g ф о >> ф я о О дсч и Д 43 СЧ II Ь £ ®г-ч С с CU I II CU Си I II S Си Н || о сз 1 О Н 03 1 03 та II СО Д Ю ?- и Д ю М Я g
песок ЙЙ Hies-, I Й Й!--6 г “о ё« “Э 0,0-0 g £ К — g II — и 'О я «II Skills ©II ^Sll^Sg^^ § о
портландцемент 1 % ‘ вююЛл EEH4irBJMdOH ю со ю ® сч сч сч сч $
минералоги- ческий состав ю о сч СЧ со £
С3А Ю д Ь- -> 00 о СО д
GO О г- со со о >> —« СЧ СЧ со ю
GO О О О Ю 00 W- ю ю ю
Расход материалов на 1м3 бетона, кг вода =д н О О О о с ^го Я Ю 00 СО О1 Й- д О —। —' га сч О s ^о° |
1 § 1 1 1
чнэ9э1п О О Ю о, — 1 LO о — 1 СЧ О д
моэац о »— о о CQ ОО СО Ю Ю г- со ь-
портланд- цемент марки «400» та и оз к 03 о £ « О 9 S Я ° Д н f_ 00 S U ОС КД О’— Д QC4 *7 оСЧ д W Яд VO о о у ди о " та о о и я ~ ф д S Й и S- о оо S с> н д . 5 о д о о U 2 со иЗм Д со СО ф Ю CQ со S S
ВНО1Э9 sBiooj s 5 £ с
221
беля не превышает 15° и в металле формы по ее дли-
не— 10°.
Обобщенные кривые изменения температуры в желе-
зобетонном изделии, в среде камеры и относительной
влажности среды в камере при оптимальном режиме тер-
мообработки приведены на рис. 53. Как показали иссле-
дования, во всех без исключения случаях температура
окружающей среды в периоде нагрева первоначально
несколько превышает температуру бетона полки плиты
Рис. 50. Изменение температуры в бетоне железобетонных изделий
по длине четырех отсеков электромагнитной камеры
и ребра (на 5—14°), а по истечении 1,5—2,0 час от начала
режима становится меньше и продолжает уменьшаться
до конца процесса. На стадии изотермической обработки
температура бетона полки больше температуры среды на
10—11°. Относительная влажность среды в электромаг-
нитных камерах находится на уровне 80—82%, умень-
шаясь в периоде нагрева до 73%.
Результаты испытаний прочностных характеристик
бетона (состав II) по контрольным образцам-кубам
после термообработки по оптимальному режиму приведе-
ны в табл. 34. При этом следует отметить, что интенсив-
ность увеличения температуры бетона в контрольных
образцах на стадии нагрева значительно меньше, чем в
изделиях. Это проявляется в превышении температуры
бетона изделий над температурой образцов к началу ста-
дии изотермической обработки на 20—30°. Указанное
имеет принципиальное значение, так как на долю бетона
222
Рис. 52. Изменение температуры в бетоне изделий во времени: а—-
по высоте штабеля: 1 — по плите верхнего изделия; 2 — то же, сред-
него изделия; 3— то же, нижнего изделия, 4 — в ребре верхнего из-
делия; 5 — то же, среднего изделия, 6 — то же, нижнего изделия;
б — по высоте продольного ребра: 1 — температура поверхности бе-
тона; 2— температура бетона на расстоянии 50 мм от поверхности;
3— то же, на расстоянии 100 мм-, 4 — то же, на расстоянии 150 мм\
5 — то же, на расстоянии 200 мм-, 6 — то же, на расстоянии 250 мм
в образцах приходится в конечном счете меньшее удель-
ное количество тепла, чем на долю бетона в изделиях, что
вызывает в них разные по интенсивности и характеру
протекания физико-химические процессы твердения бе-
тона. В итоге это отражается и на конечных прочностных
показателях, прочность бетона образцов меньше проч-
ности бетона конструкций. Поэтому при таком методе
термообработки наиболее приемлемыми будут неразру-
Рис. 53. Кривые изменения температуры по толщине железобетонной
плиты и относительной влажности среды во времени (в средней части
по длине отсека): 1 — в бетоне полки; 2 — в бетоне продольного реб-
ра; 3— в металле формы; 4 — в арматуре; 5 — в среде камеры; 6 —
относительная влажность среды в камере; /, II, II — соответственно
в стадиях нагрева, изотермической обработки и спада температуры
(затемненные участки — время включения обмотки)
шающие методы определения прочности бетона непосред-
ственно в конструкциях, например ультразвуковой.
Установлено, что процесс термообработки в электро-
магнитных установках протекает во всем объеме бетона
практически при равномерных полях температуры с мини-
мальными градиентами V/по толщине изделий. Длитель-
ность процесса термообработки железобетонных плит
такого типа составляет 8—10 час при условии достиже-
ния бетоном не менее 70% прочности от марочной. Рас-
ход электроэнергии составил 90—120 квт-ч на 1 м3 бето-
на. В дальнейшем (в 1968—1969 гг.) на данной установке
была отработана технология термообработки плит желе-
зобетонных 9-пустотных настилов типа ПТК. Вследствие
того что коэффициент загрузки камер бетоном увеличился
(объем бетона одного изделия 1,25 ж3), технико-эко-
15. Зак. 24
225
Таблица 34
Результаты испытаний железобетонных конструкций на прочность
Предел прочности бетона при сжатии, кг/см2
Длительность режима термо- обработки (выдержка-р -Рподъем-рспад Тип изделия нормально - в ла ж- ное твердение в возрасте 28 суш - после тепловлажностной обработки в электромагнитном поле в возрасте, суш
1 1 28 1 j 28
температуры),
час образцы-кубики эталонный образцы-куби-
(100X100X100 мм) прибор Кашкарова ки (ЮОхЮОх Х100 мм)
2+4+3+3 Плиты 226 217 289 194 263
24-3,5+0+5 ПКЖ-4 203 131 245 118 227
2+1+2+3 3+0,75+ Опоры ЛЭП 385 445 502 274 422
+2+2 381 497 548 303 425
комические показатели установки улучшились. Длитель-
ность процесса термообработки составляет 7—9 час, рас-
ход электроэнергии равняется 80—85 квт-ч на 1 м3 желе-
зобетона.
Значительный интерес представляют результаты ис-
следования процесса термообработки железобетонных
центрифугированных конструкций на опытно-промышлен-
ной электромагнитной установке Винницкого комбината
Ж.
Отличительной особенностью такого метода термооб-
работки является то, что данные конструкции изготавли-
ваются в герметичных металлических формах, в связи с
чем в процессе термообработки отсутствует непосред-
ственный контакт и массообмен между бетоном и окру-
жающей средой в камере. Конструкции представляют со-
бой предварительно-напряженные центрифугированные
железобетонные опоры длиной 22,6 м типа СН-3 для ли-
ний электропередач под напряжение 35—154 кет (бетон
состава III, табл. 33).
Исследования процесса термообработки конструкций
на этой установке характеризуются следующими основ-
ными результатами. Величины токов и напряжений при
загрузке камеры железобетонной опорой: а) в начале
прогрева — 1А — 240 а, 1В = 238 a, 1С = 2А2 а и [7^ = 480 в,
Ub = 43Q в, Uc = 473 в; б) в конце прогрева — /Л = 232 а,
1в~235а, 1с = 235а и (/Л=423 в, UB=420e, Uc = 403e.
226
Предварительно определялась интенсивность нагрева
арматуры и металлической формы в течение одного часа
без заполнения их бетоном. За это время температура
металла формы достигает 155 °C, а перепады температу-
ры в среднем (по длине опоры) сечении формы состав-
ляют: между металлом формы и продольной арматурой
5—6°, между продольной и поперечной (спиральной)
арматурой 5—8°, между металлом формы и паровоздуш-
ной средой внутри формы 20—25°. Перепады температу-
ры по длине формы (23 м) при том же заполнении со-
ставляют: в паровоздушной среде внутри опалубки 10—-
15°, в продольной арматуре 12—30°, в металле формы
6—12°, в среде внутри камеры 5—7°. Процесс термообра-
ботки опор осуществлялся по различным режимам как
с непрерывным, так и со ступенчатым возрастанием тем-
пературы до максимальной. Ступенчатые режимы харак-
терны прекращением подвода тепла к бетону по достиже-
нии уровня температуры 40—50 °C, выдержкой при этой
температуре в течение 1 час и последующим интенсивным
подъемом температуры до максимальной. Этим учитыва-
ется то положение, что интенсивное внутреннее тепловы-
деление за счет реакций гидратации наступает по дости-
жении этого уровня температуры. Исходя из условий хи-
мической термодинамики, для достижения наибольшей
полноты протекания реакции гидратации в этом периоде
должен осуществляться отвод тепла от твердеющей си-
стемы. Кроме того, как показано С. А. Мироновым и его
учениками, такой режим рекомендуется с целью умень-
шения температурных градиентов в бетоне и создания
возможности упрочнения формирующейся структуры пе-
ред дальнейшей интенсификацией процесса. Во всех слу-
чаях перед термообработкой осуществлялось выдержива-
ние бетона в течение 2—3 час при положительной тем-
пературе. В связи с тем что формирование изделия
производилось в полигонных условиях, а температура на-
ружного воздуха в период проведения испытаний была
ниже нуля (—14—5 °C), температура бетона к моменту
транспортирования опоры в камеру снижалась до +5 °C.
Поэтому в начале периода выдерживания в камере
производился подогрев изделия до 20—23 °C включением
электромагнитной обмотки. К середине периода выдер-
живания температура бетона повышалась за счет тепло-
отдачи от ферромагнитных элементов (рис. 54, а).
15* 227
При тепловой обработке бетона в электромагнитном
поле не возникает значительных градиентов температуры
и влагосодержания. Поэтому представилось возможным
интенсифицировать нагрев изделия без опасения ухудше-
ния технологических свойств бетона. Эта стадия состав-
ляла для непрерывных режимов 45—80 мин, для ступен-
чатых— 105—120 мин. По достижении максимального
уровня температуры бетона (96—98 °C) подвод энергии
к обмотке прекращался, и осуществлялась стадия изо-
термической обработки в течение 2 час или производился
плавный спад температуры изделия в камере при откры-
тых крышках.
Как видно из рис. 54, а, на стадии подъема темпера-
туры наблюдается превышение температуры бетона над
температурой арматуры на 10—15° (тепло экзотермиче-
Рис. 54. Кривые кинетики процесса термообработки железобетонных
опор (а) и схема испытания железобетонных опор на прочность,
жесткость и трещиностойкость (б): 1— температура среды внутри
опоры; 2 — температура бетона в центральном слое; 3— температура
продольной арматуры, 4 — температура среды в камере; 5 — непод-
вижные опоры, 6 — подвижные опоры; 7 — тяга; 8 — динамометр;
9 — опора; I, II, III, IV — соответственно стадии выдержки перед
термообработкой, нагрева, изотермической обработки и спада темпе-
ратуры (затемненные участки — время включения камеры)
228
ской реакции гидратации). Перепад температуры в бето-
не по длине опоры даже в период подъема температуры
не превышал 5—13°, а по сечению изделия практически
отсутствовал. Относительная влажность среды ср в по-
лости опоры устанавливалась близкой к 100% и далее
поддерживалась на этом уровне на протяжении всего
процесса. Это достигалось нами герметизацией торцов
(«оголовков») формы специальными крышками. Испаря-
ющаяся из бетона влага (физико-механической связи)
совместно с влагой, оттесненной из бетонной смеси в про-
цессе центрифугирования, создает в полости опоры при
нагревании среду насыщенного пара. Кроме того, в по-
лости опоры наблюдалось установление избыточного па-
рового давления (при максимальной температуре РИзб
равнялось 160—200 мм рт. ст.), что указывает на воз-
можность еще большей интенсификации процесса термо-
обработки за счет некоторого превышения температуры
бетона более 100 °C (на 4—5°) без опасения закипания
воды в нем.
Вследствие совпадения градиентов температуры и
влагосодержания (внутрь бетона) величина внутреннего
избыточного давления в бетоне уменьшалась при электро-
магнитной термообработке по такому режиму до 260—
300 мм рт. ст. против 480 мм рт. ст. при пропаривании.
С установлением в полости опоры ф=100% миграция
влаги из бетона практически прекращалась. Формирова-
ние структуры цементного камня происходило в весьма
благоприятных условиях, вследствие чего уменьшалось
количество макрокапиллярной пористости и объем сооб-
щающихся направленных пор, по которым мигрирует
влага. Время стадии изотермической обработки пред-
ставлялось возможным существенно сократить, так как
при таком методе термообработки не требуется затрат
времени на выравнивание температуры бетона в объеме
изделий и длительность этой стадии определяется исклю-
чительно необходимостью упрочнения бетона до требуе-
мой нормативными документами величины (70% от /?2s).
Такие условия процесса способствовали улучшению
структурно-механических свойств бетона.
Как следует из табл. 34, прочность бетона сразу после
окончания тепловой обработки по оптимальным режимам
значительно превышает 70% от марочной прочности как
для плит ПКЖ-4, так и для опор ЛЭП. Примечательным
229
здесь является то, что прочность термообработанного
бетона во всех случаях превышает прочность бетона нор-
мально-влажного (эталонного) твердения как при испы-
тании образцов, так и при испытании бетонов в конструк-
циях. При применении «пиковых» режимов термообра-
ботки плит ПКЖ-4 прочность бетона после термообра-
ботки составляет около 60% от /?28, однако в марочное
возрасте его прочность также превышает прочность нор-
мально-влажного твердения. Кроме того, следует отме-
тить, что прочность бетона в конструкциях превышает
таковую в образцах как после термообработки, так и в
28-суточном возрасте. Применение ступенчатых режи-
мов термообработки опор ЛЭП позволило увеличить
прочность бетона в них (до 15%) по сравнению с режи-
мами, имеющими непрерывный подъем температуры,
что хорошо согласуется с работами [106, 111].
Длительность процесса термообработки опор ЛЭП
составляет 7 час, в то время как при пропаривании, со-
гласно инструкции на производство опор ЛЭП ВТП
2-62/МСЭС,— 21 час. Экономичность режимов термооб-
работки опор ЛЭП характеризовалась расходом энергии
83—104 квт-ч на 1 м3 железобетона.
Нами совместно с бюро «Подольскоргтехстрой» были
проведены натурные испытания опор ЛЭП на прочность,
жесткость и трещиностойкость по схеме рис. 54, б через
10 сут посде их термообработки в электромагнитной ка-
мере. Испытания осуществлялись пошормальному режи-
му (табл. 35). Опоры испытывались в горизонтальном по-
ложении на специальном стенде. По длине опоры ЛЭП
опирались на три подвижные опоры в виде катков, кото-
рые обеспечивали свободное их перемещение в горизон-
та б л и ц а 35
Режим нагрузки испытываемых опор ЛЭП
230
гальной плоскости. Нагружение производилось 3-тонной
лебедкой, тяговое усилие измерялось динамометром типа
ДПУ-5 класса 2. После достижения нормативной нагруз-
ки и выдерживания в течение 30 мин нагрузка снималась
до нуля, фиксировались остаточные деформации, а затем
осуществлялось дальнейшее нагружение.
Для сопоставления результатов испытаний опор с тео-
ретическими характеристиками прочности, жесткости и
трещиностойкости производился обсчет этих характери-
стик по значениям прочности бетона на день испытаний.
Этот обсчет включал в себя определение теоретических
значений разрушающих моментов в сечениях опоры, про-
гиба опоры от нормативной нагрузки в точке приложе-
ния ее и ширины раскрытия трещин по длине опоры.
Определение этих характеристик осуществлялось в соот-
ветствии с положениями расчета, изложенными в «Строи-
тельных нормах и правилах, П-В, 1,62», при помощи
ЭВМ типа «Промшь». За исходные данные принимались
фактические геометрические характеристики сечений,
армирование, расчетные сопротивления арматуры и бе-
тона. Для контроля перемещений опоры в заделке уста-
навливались прогибомеры системы Аистова и Максимова,
а в месте приложения нагрузки и в вершине опоры пере-
мещение замерялось рулеткой. Во время выдержек при
определенной нагрузке фиксировалось образование тре-
щин и ширина их раскрытия при помощи микроскопов
типа МПБ-2. Полученные фактические данные сравнива-
лись с теоретическими (табл. 35, 36).
Разрушение опор происходило по бетону сжатой зоны,
так как сечения изделий получаются переармированными
вследствие того, что в 10-суточном возрасте прочность бе-
тона, естественно, меньше марочной. Фактические зна-
Таблица 36
Значения теоретических и фактических разрушающих моментов
и прогибов опор ЛЭП на отметке 14,45 м (сила Р=1520 кг)
Дата изго- товления опоры Теорети- ческий прогиб Geop’ см Фактичес- кий прогиб ^факт’ см Отношение теор, % Теорети- ческий разрушаю- щий! момент Л,теор- Фактичес- кий разру- шающий момент АТфакт’ Отношение ^теор* %
факт Мфакт
30/XI 67г. 7/ХП 67г. 8/XII 67г. 48,9 50,4 44,6 47,2 46,9 40,3 103,7 107,4 110,6 34,08 19,42 34,08 35,55 19,67 35,55 95,8 98,7 95,8
231
чения разрушающих моментов больше теоретических.
Это указывает на то, что бетон, подвергнутый электро-
магнитной термообработке, обладает улучшенными
структурно-механическими свойствами. Ширина раскры-
тия трещин при нормативной нагрузке хотя несколько и
выше расчетной, но во всех случаях значительно меньше
нормативной (0,15 мм). Уменьшение величины расстоя-
ний между трещинами в изделиях, подвергнутых электро-
магнитной термообработке, можно объяснить повыше-
нием однородности структуры бетона.
В целом из сопоставления фактических и теоретиче-
ских значений прогибов, разрушающих моментов, шири-
ны раскрытия трещин видно, что характеристики проч-
ности, жесткости и трещиностойкости испытанных опор
хорошо согласуются с теоретическими значениями.
Результаты исследования процесса
термообработки железобетонных труб
на электромагнитной установке
тольяттинского завода
Величины токов и напряжений по фазам при загрузке
камеры железобетонным изделием после немедленной
распалубки: а) в начале прогрева — /л=180п? 7в=180й,
/с=188 а и /7^ = 280 в, UB=№A в, Uc = 220 в\ б) в конце
прогрева — /a=180cz7 /B=178a, /с=184а и 6^ = 245 в,
UB=\80e, Uc = 220 в.
При нагреве арматурного каркаса без заполнения
бетоном со скоростью 200 град/час распределение тем-
пературы по высоте каркаса равномерно (перепад А/ не
превышает 5°). Температура спирали (поперечной арма-
туры) превышает температуру продольных стержней по
высоте каркаса на 1—15°.
Поля температуры в бетоне в процессе его термообра-
ботки практически равномерны как по высоте, так по пе-
риметру и толщине трубы (А/ не превышал 5°). Темпе-
ратура арматуры на стадии нагрева превышала темпера-
туру бетона на 2—7°, однако к началу изотермической
обработки температура бетона становилась больше тем-
пературы арматуры на 2—5°. Относительная влажность
среды в камере-колпаке на стадии нагрева находилась
в пределах 70—80%, а на стадии изотермической обра-
ботки повышалась до 80—85%.
232
Прочность при сжатии бетона конструкции, опреде-
ленная после окончания процесса термообработки, со-
ставляла в среднем по многократным замерам при по-
мощи прибора Кашкарова 244 кг/см2 и при испытании
образцов-кубиков 210 кг/см2, что соответственно состав-
ляет 81 и 70% от /?28- В 28-суточном возрасте прочность
бетона, подвергнутого термообработке, превышала проч-
ность бетона нормального твердения на 22%. Расход
электроэнергии на процесс составил 65 квт-ч на 1 мг желе-
зобетона при длительности режима 9 (2,5 + 3,54-3) час.
Таким образом, из результатов промышленного внед-
рения новой технологии термообработки железобетонных
конструкций различной номенклатуры следует, что при-
менение электромагнитного способа подвода тепла по-
зволяет осуществлять процесс термообработки при прак-
тически равномерном распределении температуры в объ-
еме бетона и минимальных градиентах температуры и
влагосодержания. Это уменьшает температурно-влаж-
ностные деформации и интенсивность потока мигрирую-
щей влаги в твердеющем бетоне и позволяет интенсифи-
цировать процесс без опасения развития деструкции и
ухудшения качества материала. В итоге увеличивается
равномерность протекания реакций гидратации и набора
прочности по толщине изделий и существенно улучша-
ются технологические (структурно-механические, тепло-
физические и др.) свойства бетона.
3. ЭКОНОМИЧЕСКАЯ ЭФФЕКТИВНОСТЬ ПРОЦЕССА
ТЕРМООБРАБОТКИ ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
В ЭЛЕКТРОМАГНИТНОМ ПОЛЕ
Экономическая эффективность определяется в результате
сравнения технико-экономических данных метода термо-
обработки с существующими методами термообработки
железобетонных изделий на конкретных предприятиях.
Результаты опытно-промышленных и промышленных
испытаний электромагнитных установок на Заинском,
Тольяттинском, Грозненском и Винницком заводах ЖБК
позволили установить технико-экономические преиму-
щества данного метода.
Следует отметить, что на указанных предприятиях до
внедрения электромагнитного применялся паровой метод
термообработки. Другие методы — электропрогрев по-
Г i ,
( 233
средством электродов, обогрев изделий ТЭНами, пред-
варительный разогрев бетонной смеси с последующим
формованием изделий — либо неприменимы для густо-
армированных изделий из тяжелого бетона, которые
выпускаются данными предприятиями, либо не были
апробированы для таких изделий. Поэтому технико-эко-
номические показатели этих способов термообработки
применительно к такой номенклатуре изделий отсутству-
ют, и расчет экономической эффективности производился
в сравнении с паротепловым методом.
Электромагнитный метод термообработки позволяет
сократить ее длительность по сравнению с пропарива-
нием, при этом расход цемента принимается неизменным.
Сокращение времени термообработки ведет к снижению
себестоимости изделий за счет увеличения производи-
тельности цехов, оборачиваемости форм и технологиче-
ского оборудования, снижения затрат энергии. Отсут-
ствие конденсатообразования на поверхности металли-
ческих форм при таком методе термообработки умень-
шает коррозионный износ и удлиняет срок их службы.
Кроме того, сокращение времени термообработки увели-
чивает съем продукции с единицы производственной
площади.
Высказанные соображения подтверждаются расчета-
ми, выполненными в соответствии с «Типовой методикой
определения экономической эффективности капитальных
вложений» (утверждена постановлением Госплана СССР,
Госстроя СССР и Президиума АН СССР от 8 сентября
1969 г.), а также с «Временными указаниями по технико-
экономической оценке способов формования бетонных и
железобетонных изделий» (Москва, 1967 г.).
В расчетах экономической эффективности были
использованы данные, касающиеся только процесса тер-
мообработки, поскольку все остальные операции техноло-
гического процесса производства железобетонных изде-
лий и соответственно затраты себестоимости неизменны.
Основными затратами при термообработке изделий
являются расход энергии электрической или тепловой
(пара), амортизационные отчисления и расходы по
эксплуатации форм.
Сравнение двух методов термообработки выполнено
по форме приведенных затрат:
Ct + минимум, (5.1)
234
где Ci — затраты себестоимости i-ro способа; E#—
нормативный коэффициент эффективности капитальных
затрат; Кг — капитальные затраты.
Срок окупаемости Т определялся отношением допол-
нительных капитальных вложений к условной годовой
экономии по себестоимости:
Т = —-—, (5.2)
где К — капитальные затраты в электромагнитный ме-
тод термообработки; Ci и с2 — соответственно затраты
себестоимости при паровом и электромагнитном методах.
Расчет экономической эффективности замены
паротеплового метода на электромагнитный
метод термообработки
Данный расчет выполнен для электромагнитных устано-
вок при термообработке железобетонных изделий самой
различной номенклатуры, изготавливаемых на указан-
ных предприятиях.
При пропаривании энергетические затраты на про-
цесс термообработки зависят от расхода пара на 1 м6
железобетона и стоимости 1 т пара.
Следует отметить, что фактические данные предприя-
тий по расходу пара (табл. 37) значительно превышают
нормативные показатели, установленные «Временными
указаниями по технико-экономической оценке способов
формования бетонных и железобетонных изделий».
Так, в соответствии с «Временными указаниями» рас-
ход пара на процесс термообработки в туннельных каме-
рах составляет 500 кг на 1 м3 железобетона.
Однако эти нормы не отражают работы камер термо-
обработки в конкретных производственных условиях, так
как они выведены только для камер, находящихся в за-
крытых цеховых помещениях, где температура бетона,
опалубки и вагонеток не ниже 15—20 °C. В полигон-
ных же условиях бетонирование изделий происходит при
более низких температурах (в зимнее время при отрица-
тельных), что неизбежно вызывает дополнительный рас-
ход тепла не только на нагрев железобетонных изделий
до требуемого уровня температуры, но и имеются боль-
шие непроизводительные потери тепла в атмосферу.
235
Таблица 37
Значения теоретических и фактических величин ширины раскрытия
Дата изготовления опоры Расстояние от места
1,45 2,89 4,34 5,78
ат, мм /т, см ат, мм ZT, см а?, мм 1т, см ат, мм /т, СМ
30/XI 67 г. 7/XII 67 г. 8/XII 67 г. 0,07 5,3 0,064 5,2 0,08 5,4 0,052 5,7
0,15 0,08 10 5,5 0,15 0,07 П,1 5,4 0,06 0,06 И,1 5,6 0,1 0,055 10 5,9
0,15 0,086 14,3 5,7 0,15 0,075 12,5 5,6 0,1 0,064 12,7 6,0 0,07 0,053 11,1 5,8
0,15 12,5 0,1 11,1 0,075 10,5 0,08 12,5
Примечание. В числителе — теоретические значения, в знамена-
В связи с этим в качестве исходных для расчета эко-
номической эффективности можно принять усредненные
данные конкретных предприятий. Для Заинского завода
ЖБК (цеховые условия) принимаем расход пара в коли-
честве 500 кг на 1 м3 бетона. Для Тольяттинского завода
ЖБК (полигонные условия) принимаем расход пара в
количестве 650 кг на 1 м3 бетона. Для Грозненского и
Винницкого заводов, где изготавливаются опоры ЛЭП
(полигонные условия), принимаем расход пара в коли-
честве 1000 кг на 1 м3 бетона. Такой расход пара объяс-
няется еще и тем, что отношение удельного объема бето-
на в плотном теле таких изделий к объему камер очень
мало.
Исходя из этого, энергетические затраты, например,
на 3айнском заводе следующие.
При паротепловом методе стоимость тепла,
израсходованного на 1 м3 бетона, 3,4-0,5== 1,7 руб., где
3,4 — стоимость 1 т пара, руб.; 0,5 — расход пара'на 1 м3
бетона, т. Стоимость пара, затраченного на 41870 м3 же-
лезобетона в год, 1,7 -41870 = 71179 руб.
При электромагнитном методе
С = + ь = 22,1'100 + 0,69= 1,2654 коп., (5.3)
15-259 7
236
трещин ат и расстояний между ними /т в опорах ЛЭП (сила Р=1520 кг)
заделки опоры, м__
7,23 8,67 10,12 11,56 13,01
flT, мм ZT, СМ ат, мм /т, см ат, мм / . см т* ат, мм /т, см ат, мм /т, см
0,06 7,7 0,05 8,3 0,04 9,4 0,03 15,1 0,01 19,7
0,06 0,06 11,2 7,9 0,05 0,05 14,3 8,6 0,04 9,7 0,036 15,6 0,014 20,7
0,1 0,065 12,5 7,6 0,05 7,9 0,031 8,8 0,01 13,8 — —
0,06 15 — — — — — — — —
теле — фактические (средние на участках).
где с — стоимость электроэнергии по двухставочному та-
рифу; А = 22,1 руб.— основная годовая плата за 1 кет
максимальной нагрузки; КИСп— годовое количество часов
использования максимальной мощности; В = 0,69 — до-
полнительная плата за 1 кет, учтенный счетчиком.
Удельные затраты электроэнергии
1,2654-100 = 1,265 руб!м\
где 100 — средний расход электроэнергии на 1 м3 бетона.
Определяем годовую стоимость электроэнергии, потреб-
ляемой на производство 41870 ж3 железобетона в год,
1,265-41870 = 52966 руб.
При расчете энергетических и других затрат прини-
малась не фактическая годовая программа завода, а рас-
четная производительность камер.
Скользящий график работы камер позволяет повы-
сить оборачиваемость камер и форм.
Расчетная годовая производительность
Пг„ 259.8,2.0,92.3^ (5 4)
Тпр
237
где 259 — количество рабочих дней в году; 8,2 — продол-
жительность смены в часах при 5-дневной рабочей не-
деле; 0,92 — коэффициент использования камер в году;
3 — количество смен; Уиз — объем одного изделия, ж3;
п — количество электромагнитных камер термообработ-
ки; ТцР — продолжительность процесса термообработки
в камере, час.
На основе расчета получены данные по годовой произ-
водительности завода, которые приведены в табл. 38.
Таким образом, экономия по энергетическим затратам
по 3айнскому заводу составит в год:
г = 71179 — 52966 = 18213 руб.
В расчете на 1 ж3 экономия равна 0,435 руб.
Аналогичные расчеты были проведены для остальных
заводов, данные по которым приведены в табл. 39—42.
Большой удельный вес в себестоимости термообработ-
ки железобетонных изделий занимают расходы по
эксплуатации металлических форм. Для изготовления
изделий на разных заводах применяются различные по
конструкции, металлоемкости и стоимости формы. На
Заинском заводе используются формы металлические для
промышленного строительства I группы сложности.
В соответствии с «Временными указаниями» полная
стоимость этих форм составляет 472 руб. за 1 т. Вес
Таблица 38
Фактические затраты энергии и ее стоимость
Предприятие Фактический расход в па- ротепловых камерах, т/м? Фактический расход энер- гии в электро- магнитных камерах квт-ч/м? Стоимость \т пара, руб. Стоимость квт-ч, руб. Стоимость 1 ква установ- ленной мощ- I ности, руб.
Заинский завод ЖБЦ «Цамгэс- энергострой» Тольяттинский Опытный завод 2,5 80—120 3,4 0,0069 22,1
стройматериалов У СЭПП Грозненский завод монтажных заготовок треста «Кав электро- 1,0 65 2,95 0,0072 1,51
монтаж» 1,5 100—120 2,14 0,007 21,54
Винницкий завод ЖБК треста
«Центрожелезобетон» 1,54 83—104 2,03 0,0066 9,7
238
Таблица 39
Данные экономической эффективности замены паротеплового метода
электромагнитным методом термообработки железобетонных изделий
(плит ПТК) на Заинском заводе
Затраты На годовую программу, руб. На 1 м3 желе- зобетона, руб. Экономия (4-), перерасход (—)
паровой метод электро- магнитный метод паровой метод электро- магнитный метод всего на 1 м3
Энергетические 71179 52966 1,70 1,265 18213 0,435
По эксплуатации форм 47496 38615 1,27 1 03 8881 0,24
Нормы амортизации, % Амортизационные отчис- 2,4 6,3 — — — —
ления 2370 4790 0,063 0,128 —2420 —0,065
Всего по затратам па процесс, термообработки 121045 96371 3,033 2,423 24674 0,61
Капитальные вложения 98748* 76024 — — — —
Примечания: 1. Условно-годовая экономия от внедрения элек-
тромагнитного метода термообработки 24674 руб. 2. Срок окупае-
те 76024
мости капитальных вложений т ==-----------= ——- = 3,08 года.
Су—с2 24674
* Капитальные вложения на строительство паровых камер взяты
из Типового проекта 04-09-1 Всесоюзного государственного проект-
но-конструкторского института «Гипростройиндустрия». Паровые ка-
меры используются для производства других изделий, поэтому их
ликвидационная стоимость не учитывается.
одной формы для плит ПТК составляет 1 т. Стоимость
одной формы 472 X 1 =472 руб.
При норме амортизации 30,3% («Временные указа-
ния») сумма амортизационных отчислений для одной
формы
я 472-30,3
Лф =-----100---= 143 руб’ 5,5
По нормам процесс термообработки таких плит в па-
ровой камере длится И час. Камера делает два оборота
в сутки, при этом для выполнения годовой программы
41870 м3 необходимо 123 формы. Расчет производился по
следующей формуле:
= (5.6)
239
Таблица 40
Данные экономической эффективности замены паротеплового метода
электромагнитным методом термообработки железобетонных труб на
Тольяттинском заводе
Затраты На годовую программу, руб. На 1 м3 желе- зобетона, руб. Экономия (+), перерасход (—)
паровой метод элект- ромаг- нитный метод паровой метод элект- ромаг- нитный метод всего на 1 л*3
Энергетические 20851 5430 1,92 0,5 15421 1,42
По эксплуатации форм 80967 52390 7,45 4,82 28577 2,63
Норма амортизации, % 2,4 6,3 — — — —
Амортизационные отчисления 2169 3936 0,19 0,36 — 1768 —0,17
В том числе в котельную Всего по затратам на про- 1228 — — — • — —
цесс термообработки 103987 61757 9,56 5,68 42230 3,88
Капитальные вложения 53326 62492 — — — —
В том числе в котельную 14110 — — — — —
Пр имечания: 1. Условно-годовая экономия от внедрения электро-
магнитного метода термообработки 42230 руб. 2. Срок окупаемости
62492
капитальных вложений т =----— = 1,5 года.
42230
Таблица 41
Данные экономической эффективности замены паротеплового метода
электромагнитным методом термообработки железобетонных опор на
Грозненском заводе
Затраты На годовую программу, руб. На 1 м3 желе- зобетона, руб. Экономия (-}-), перерасход (—)
паровой метод элект- ромаг- нитный метод паровой метод элект- ромаг- нитный метод всего на 1 м3
Энергетические 12962 10192 2,14 1,68 2770 0,46
По эксплуатации форм 68005 48003 11,28 7,96 20002 3,32
Норма амортизации, % 2,4 6,3 — — — —
Амортизационные отчисления 1743 3769 0,28 0,63 —2026 —0,35
В том числе в котельную Всего по затратам на процесс 659 — — — — —
термообработки 82710 61964 13,70 10,27 20746 3,43
Капитальные вложения 52755 59832 — — — —
В том числе в котельную 7575 — — — — —
Примечания: 1. Условно-годовая экономия от внедрения электро-
магнитного метода термообработки 20746 руб. 2. Срок окупаемости
59832
капвложений т = -------= 2,9 года.
20746
240
Таблица 42
Данные экономический эффективности замены паротеплового метода
электромагнитным методом термообработки железобетонных опор
ЛЭП на Винницким ыводе
На годовую программу, руб. На 1 м? желе- зобетона, руб. Экономия (4-), перерасход (—)
паро- вой метод элект- ромаг- нитный метод паро- вой метод элект- ромаг- нитный метод всего на 1 м?
Эмери uric» кн 16930 7756 2,03 0,93 9174 1,10
По »i । in ни форм 44807 28 94 5,37 3,48 15813 1,89
Норм«1 .iMi'l J il'i П "у 2,4 6,3 — — — —
AMOp Г И 1 '-ТЧИ 'ЛСНИЯ 4533 6675 0,54 0,80 —2142 —0,26
В ТОМ Ч|н 1. 1.1. льпую 1833 — — — — —
Всего по 1 р м н процесс
терм «н ikii 66270 43425 7/4 5,21 22845 2,73
Кап ц ы.п» ни । I кепи i 133585 107534 — — — —
В т м « г льпую \ 1 21067 — — — — —
Пр и м i ч । п и я: 1. Условно-годовая экономия от внедрения электро-
магм нтною метода термообработки 22845 руб. 2. Срок окупаемости
107534 л п
капвложении г =——- = 4,7 года.
22845
где — количество форм при паровом методе тепловой
обработки; А4ЭМ— количество камер при электромагнит-
ном методе обработки, необходимое на программу;
тп, Тпм — соответственно продолжительность процесса
обработки в паровой и электромагнитной камерах, час;
Тф — продолжительность процесса формования, выдер-
живания и распалубки при паровом способе термообра-
ботки, час.
Аналогичные расчеты выполнены для трех других за-
водов. Данные приведены в табл. 43. Расходы на содер-
жание и эксплуатацию форм, входящих в оборудование
формовочного цеха, рассчитывались по формуле «Вре-
менных указаний»
где Лф — амортизационные отчисления, руб.; А=’1,2 —
коэффициент для полигонов и кассетных установок; Р —
годовая производительность, ж3.
16. Зак. 24
241
Таблица 43
Технико-экономические показатели использования металлических
Завод Режим термообработки, час Количе- ство камер на програм- Время одного оборота формы,- час Количе- ство форм на програм- му, шт.
му, шт.
паротепловой метод электромагнит- ный метод паротепловой метод электромаг- нитный метод паротепловой метод электромаг- нитный метод паротепловой I метод электромаг- нитный метод
Заинский 3+8+(2) 4+3+(2) 3 2 21 17 123 100
Тольяттин- ский 3+9+3 2,5+3,5+3 13 8 17,7 11,7 16 11
Грозненский 3+И+(2) 3+4+(2) 8 4 19,9 12,9 68 48
Винницкий 3+11+(2) 3+4+(2) 12 6 20,16 13,16 17 11
Л ' / ' - \ ; Л >
Примечания: 1. В расчете оборачиваемости формы во всех слу
2 час. 2. В расчете оборачиваемости камер Заинского, Грозненского,
ствие того, что остывание изделий осуществляется в остывочном по
Для Заинского завода годовая экономия по этим за-
тратам составила 8880 руб., в расчете на 1 м6 —
0,240 руб. Соответственно на Тольяттинском заводе —
2,63 руб/м?, Грозненском — 3,32 руб/м?, Винницком —
1,89 руб/м3.
Такая экономия на затратах по эксплуатации форм
объясняется увеличением их оборачиваемости вслед-
ствие ускорения процесса термообработки в электромаг-
нитных камерах по сравнению с паровыми.
На Заинском заводе оборачиваемость форм увеличи-
лась в 1,23 раза; на Тольяттинском — в 1,51 раза, на
Грозненском — в 1,54 раза, на Винницком — в 1,53 раза.
Ускорение оборачиваемости форм ведет к сокращению
их количества и соответственно эксплуатационных рас-
ходов.
Третья составляющая эксплуатационных затрат по
сравниваемым вариантам — амортизационные отчисле-
ния технологического оборудования и сооружений. При
паровом методе термообработки в состав затрат по
амортизации включаются амортизационные отчисления
242
форм
1,0 1 ’
7,5 с i
1,89 61
4.1 1
\Mt.| ।
IIM«* <• I H'l 1» -
руб.
Сумма
чмортиза-
ционных
отчислений
на 1 м3,
руб.
s s
h
ф Ь-1
ч В
g ч
fT\ *
i
In, I
19,. I
in, .
0,45 0,380
2,30 1,48
0,075
0,82
3289
8820
1,0
1,2
•г 17779
0 ,4919
4,18 2,95
1,66 1,07
1,23
0,59
7408
4881
1,0
1,2
8880
28577
20002
15813
0,238
2,63
3,32
1,89
' 1 170
К
о
« о
к .
чаях и ин I время выдерживания перед термообработкой, равное
BiibiiHiti •>» । в время спада температуры не учитывалось вслед-
М< ПК'Ннщ
от • । нт in паровых камер и долевых затрат в котель-
ную И III, ИКС.
При । 1ромагнитном методе учитывается сметная
стоим» си. < ооружения установок.
In ; । ни кого завода в амортизацию паровых камер
ш в и. । и!сь долевые затраты, поскольку завод полу-
ч,ь‘1 । ip I ближайшей ГРЭС.
Г -h i роизводился следующим образом:
121045-2,4 QQ7n .
--------— = 2370 руб.,
где 121045 — капитальные затраты поданным завода,
пересчитанные на программу 41870 м?!год, руб.; 2,4 —
норма амортизационных отчислений на камеры тверде-
ния, %•
При электромагнитном методе норма амортизацион-
ных отчислений 6,3% была принята для силового элек-
16*
243
тротехнического оборудования
устройств
А 96371-6,3
эм - 100
и распределительных
4790 руб.
Для Тольяттинского, Грозненского и Винницкого за-
водов к капитальным затратам на сооружение паровых
камер добавлялись долевые затраты в котельные.
Сметная стоимость котельных была принята по типо-
вым проектам Центрального института типовых проектов
(Москва).
Котельные выбирались в соответствии с данными за-
вода по себестоимости 1 т пара и количеству часов ис-
пользования в году. Расчет долевых затрат производился
следующим образом.
1. Тольяттинский завод
153680-10860-0,65-1 1Л11П
дол.кот---------——-----------= 14110 руб.,
zyduu
где 153680—-сметная стоимость котельной установки,
работающей на мазуте с двумя котлами ДКВР-20-13
(типовой проект № 903-1-51, 1967 г.), руб.; 10860 — произ-
водственная программа завода, м3; 1 — расход пара на
1 м3, т; 0,65 — теплосодержание 1 т пара, Гкал/т; 29300-
годовая теплопроизводительность котельной, Гкал. Амор-
тизационные отчисления
Ав = 14110-0,087 + 39216-0,024 = 2169 руб.,
где 8,7 — норма амортизации котельных установок, %.
2. Грозненский завод
„ 338000-0,65-1,5-6030 „е„ „
А дол. кот -— ------- — 7575 руб.,
262300
где 338000 — сметная стоимость котельной, руб.;
262300 — теплопроизводительность, Гкал (типовой проект
903-1-10, 1967).
3. Винницкий завод
„ _ 504000-8340-1-0,65 л
А дол .КОТ 1 ’ 13680 руб.
199700
(типовой проект № 903-1-15, 1966).
244
Таким образом, электромагнитный метод термообра-
ботки плит ПТК и специзделий (труб и опор ЛЭП),
изготавливаемых на данных заводах, является более эф-
фективным, чем паротепловой метод. Срок окупаемости
по всем четырем вариантам укладывается в нормативы.
Общая условно-годовая экономия от внедрения электро-
магнитного сцособа на этих заводах составляет
110495 руб.
ЛИТЕРАТУРА
1. Ар бен ь ев А. С. Сб. «Электропрогрев бетонной смеси при
изготовлении железобетоннных изделий и конструкций». Кеме-
рово, 1966.
2. Ахвердов И. Н. Высокопрочный бетон. М., 1961.
3. Ахвердов И. Н., Бенз ар ь В. А. ДАН БССР, 1969, 13.
4. А х в е р д о в И. Н., Ш а л и м о М. А., Ш а л и м о Т. Е. Тезисы
Всесоюзного совещания по современным проблемам технологии
бетона в промышленности сборного железобетона. М., 1965.
5. Ахвердов И. Н., Дзабиева Л. Б. ДАН БССР, 1967,
XI, IX.7.
6. А х в е р д о в И. Н. Сб. «Структура, прочность и деформации
бетонов». М., 1966.
7. Ахвердов И. Н., Станишевская И. В. ДАН БССР,
1967, XI, № 4.
8. Бабушкин В. И. Физико-химические процессы коррозии бе-
тона и железобетона. М., 1968.
9. Б а й к о в А. А. Собрание трудов, т. 5. М., 1948.
10. Б е р к о в и ч Т. М., X е й к е р Д. М. Труды ВНИИ Асбестцемен-
та, вып. 8, 1958.
11. Б е р к о в й ч Т. М. и др. ДАН СССР, 1958, 120, № 2.
12. Б е р к о в и ч Т. М. ДАН СССР, 1960, 133, № 5.
13. Б е р к о в и ч Т. М. ДАН СССР, 1963, 149, № 5.
14. Беркович Т. М. Комбинированная гидротермическая обра-
ботка асбоцементных изделий. М., 1967.
15. Б о ж е н о в П. И. «Цемент», 1937, № 4.
16. Б о ч к о в Н. М. Механическая суферозия грунта. М., 1936.
17. Брамсон М. А. Инфракрасное излучение нагретых тел. М.,
1964.
18. Брунауэр С., Гринберг С. Международный конгресс по
химии цемента. М., 1964.
19. Брун д А., Б о л и н X. Электрический подогрев бетона. «Бето-
нирование», № 12, 1931; «Железобетон», нем., № 9, 1932.
20. Б у д н и к о в П. П. и др. Труды Международной конференции
по" проблемам ускорения твердения сборных железобетонных
конструкций. М., 1968.
21. Будников П. П., Эр ш л ер Э. Я- ДАН СССР, 1965, 155,
№ 4.
22. Будников П. И., Гул и но в а Л. Г. ЖПХ, 1936, 19, № 11.
23. Б удько С. К. Автореферат канд. дисс. Минск, 1968.
246
24. БуттЮ. М., Рашкович Л. Н. Твердение вяжущих при по-
вышенных температурах, М., 1965.
25. Б у т т Ю. М. Практикум по технологии вяжущих веществ и из-
делий из них. М., 1953.
26. Вегенер Р. В. Электропрогрев бетонных и железобетонных
конструкций. М., 1953.
27. В о л о с я н Л. Я-, Самченко В. С. Исследование влияния
способов тепловой обработки при формировании капиллярнопЪ-
ристой структуры цементного камня на коррозионную стойкость
бетонов и арматуры. В сб.: «Термоаэродинамика». ИТиМО
АН БССР. Минск, 1970.
28. Виткуп А. Б. Эффективные режимы тепловлажностной обра-
ботки бетонов. М., 1957.
29. Вишневецкий Г. Д. Расчет прочности бетона при его тер-
мообработке, ч. 1. Ленинградский ДАТП, 1963.
30. Вишневецкий Г. Д. Сб. «Структура, прочность и деформа-
ции бетонов». М., 1966.
31. Власов О. Е.„ Е р е м е ё в Г. Г. Сб. «Строительная физика».
М., 1961.
32. Волженский А. В. «Строительная промышленность», 1934.
№ 7.
33. Во л ос ян Л. Я-, Черныше вич И. В. ИФЖ, 1970, XVIII,
№ 2.
34. В о л о с я н Л. Я., Романовский С. Г. Изв. АН БССР, сер.
ФЭН, 1968, № 1.
35. Волосян Л. Я., Казанский В. М, ИФЖ, 1968, XV, № 5.
36. Волосян Л. Я- Высокопрочный керамзитобетон для морского
железобетонного судостроения. «Судостроение», 1965, № 1.
37. Волосян Л. Я., Журавлева В. П., Юрке вич И. С.
ИФЖ, 1971, XXI, № 3.
$8. Волосян Л. Я-, Журавлева В. П. ИФЖ, 1969, XVI, № 3.
39. Ганин В. П. Электропрогрев сборных бетонных и железобе-
тонных изделий на полигонах. БПИ НИИОМТП, |959.
40. Гендин В. Я. Электропрогрев в производстве сборных желе-
зобетонных изделий и блоков. М., 1961.
41. Гендин В. Я. Руководство по электропрогреву бетонных и
жебезобетонных конструкций и изделий. М., 1964.
42. Гершберг О. А. Пропаривание бетона. Сб. ВНИТО строи-
телей, 1935.
43. Гершберг О. А. Технология бетонных и железобетонных
изделий. М., 1965.
44. Г о в о р о в А. А. Сб. «Строительные материалы», вып. IV. Киев,
1965.
45. Г о р ч а к о в Г. И., К а п к и н М. М., Птицын О. А. Цементы
и бетоны, рекомендуемые для суровых условий службы. Труды
НИИЖБ, вып. 22. М., 1961.
46. Горчаков Г. И., К а п к и н М. М., С к р а м т а е в Б. Г. По-
вышение морозостойкости бетона в конструкциях промышленных
гидротехнических сооружений. М., 1965.
47. Транковский И. Г., Маричевский И. И. Сб. «Строи-
тельные материалы, детали и изделия», вып. IV. Киев, 1965.
48. Давыдов П. Ф., Марьямов Н. Б. «Бетон и железобетон»,
1968, № 8.
247
49. Д а в ы д о в Н. Н. «Бетон и железобетон», 1959, № 8.
50. Данилов Н. Н., Бочаров В. И. «Гидротехническое строи-
тельство», 1969, № 7.
51. Данилов Н. Н., Бочаров В. И. Применение инфракрасных
лучей при производстве сборных железобетонных конструкций и
деталей. М., 1960.
52. Данилов Н. Н., Саранча О. И., Тимошенко М. С.
«Бетон и железобетон», 1969, № 1.
* 53. Данилов Н. П., Красновский Б. М. «Бетон и железо-
бетон», 1966, № 12.
54. Д е м и д о в и ч Б. П., М а р о н И. А., Ш у в а л о в а Э. 3. Чис-
ленные методы анализа. М., 1963.
55. Демидович Б. П., Марон И. А. Основы вычислительной
математики. М., 1966.
56. Д м и т р о в и ч А. Д. Тепло- и массообмен при твердении бетона
в паровой среде. М., 1967.
57. Д митр о вич А. Д. Теплозащитные свойства строительных
материалов и конструкций. Минск, 1963.
58. Долгополов Н. Н. Труды Международной конференции по
проблемам ускорения твердения бетона при изготовлении сбор-
ных железобетонных конструкций. М.. 1968.
59. Долинская Э. С., Гамаюнов Н. И., Беркович Т. М.
Труды НИИ Асбестцемента, вып. 19, 1964.
60. 3 а п о р о ж е ц И. Д., О к о р о к о в С. Д., П а р и й с к и й А. А.
Труды Международной конференции по проблемам ускорения
твердения бетона при изготовлении сборных железобетонных
конструкций. М., 1968.
61. Заседателев И. Б. Автореферат канд. дисс. М., 1958.
62. 3 а се д а т е л е в И. Б. Повышение эффективности тепловлаж-
ностной обработки сборного железобетона. М., 1957.
63. 3 а с е д а т е л е в И. Б. Сб. «Теплотехнические исследования
в области материалов и конструкций». М., 1960.
64. 3 и л ь б е р б е р г С. Д. Электропрогрев бетона в кассетных
установках. М., 1967.
65. Иванов Ф. М. Сб. «Физико-химическая механика дисперсных
структур». М., 1966.
66. И в а н о в Ф. М., Красовская Т. Г., Солнцева В. Л.
Труды Международной конференции по проблемам ускорения
твердения бетона при изготовлении сборных железобетонных
конструкций. М., 1968.
67. Инструкция по технологии применения судостроительных бето-
нов в железобетонном судостроении (Ф-111-140-63). Ленинград,
1969.
68. Казанский М. Ф. ДАН СССР, 1960, 130, № 5.
69. Казанский М. Ф., Л у цы к Р. В., Казанский В. М.
Сб. « Тепло- и массообмен в дисперсных системах». Минск, 1965.
70. Казанский В. М. Определение теплоты испарения влаги, за-
ключенной в пористом теле. ИФЖ, 1961, IV, № 8.
71. К а з а н с к и й В. М. ИФЖ, 1968, XV, № 6.
72. Кайсер В. М., Марьямов И. В., Панфилова Л. И.
Труды Международной конференции по проблемам ускорения
твердения бетона при изготовлении сборных железобетонных
конструкций. М., 1968.
248
73. К а й сер Л. А. Труды Международной конференции по пробле-
мам ускорения твердения бетона при изготовлении сборных же-
лезобетонных конструкций. М., 1968.
74. Калмыкова Е. Е., Михайлов Н. В. ДАН СССР, 1954,
99, № 4.
75. К а л м ы к о в а Е. Е., Михайлов Н. В. Коллоидный жур-
нал, 1954, 16, вып. 5.
76. К а р п и к о в а Л. И., Р у м я н ц е в а Л. А., Б а т р а к о в В. Г.,
Меламед Э. Е., В о лося н Л. Я. Инструкция по изготовле-
нию изделий из новых видов легких бетонов. М., 1966.
77. Клим ей юк Н. Н. «Бетон и железобетон», 1968, № 6.
78. К л ю in н и к Ю. П. Сб. «Электроразогрев бетонной смеси при
изготовлении железобетонных изделий и конструкций». Кемеро-
рово, 1966.
79. Кравченко И. В., Власова М. Г. О структуре цементного
камня при ускоренном пропаривании. Научное сообщение
НИИЦемента, № 8, 1960.
•80. Красновский Б. М. Сб. «Современная техника зимнего
строительства». М., 1965.
v81. Красновский Б. М. Автореферат канд. дисс. М., 1966.
82. К р о н г а у з С. Д. Тепловая обработка и теплоснабжение на
заводах сборного железобетона. М., 1961.
83. Крылов Б. А., Цителаури Г. И. Труды Международной
конференции по проблемам ускорения твердения бетона прц
изготовлении железобетонных конструкций. М., 1968.
84. Крылов Б. А., Копылов В. Д. Сб. «Методика исследова-
ний деформаций и кинетики нарастания прочности различных
бетонов в процессе тепловой обработки». М., 1967.
85. Крылов Б. А. Сб. «Электроразогрев бетонной смеси при изго-
товлении железобетонных изделий и конструкций». Кемерово,
1966.
86. К у и н о с Г. Я. и др. Труды Международной конференции по
проблемам ускорения твердения бетона при изготовлении сбор-
ных железобетонных конструкций. М., 1968.
87. Лебедев П. Д. Сушка инфракрасными лучами. М., 1954.
88. Л и Ф. М. «Химия цемента и бетона». М., 1961.
89. Л о т к о в О. А., К р у г л и к о в В. П. Сб. «Строительная тепло-
физика». М., 1966.
90. Лыков А. В. Теория сушки. М., 1968.
91. ЛыковА. В. Теория теплопроводности. М., 1952.
%92. Лыков А. В. Явления переноса в капиллярнопористых телах.
М., 1954.
93. Л ы к о в А. В. Теоретические основы строительной теплофизики,
Минск, 1961.
94. Лыков А. В. Тепло- и массообмен в процессах сушки. М., 1956,.
95. Лыков А. В., А у э р м а н Л. Я. Теория сушки капиллярно-
пористых коллоидных материалов пищевой промышленности,.
М., 1946.
Ф 96. Л ы к о в А. В., М и х а й л о в Ю. А. Теория тепло- и массопере-
носа. М., 1963.
97. ЛыковА. В. и др. ИФЖ, 1967, XIII, № 5.
98. Лыков А. В., Журавлева В. П. Сб. «Тепло- и массопере-
нос», 6. Киев, 1966.
249
99. Лыков А. В., Романовский С. Г. Изр. АН БССР сер.
ФТН, 1966, №2.
100. Лью и с Р. к. Труды Международной конференции по пробле-
мам ускорения твердения бетона при изготовлении сборных же-
лезобетонных конструкций. М., 1968.
101. Максимов Г. А. Труды конференции «Промышленное приме-
нение токов высокой частоты». М., 1954.
102. Малинина Л. А. Сб. «Тепловая обработка бетона». М., 1967.
103. Малинина Л. А. Труды VI конференции по бетону и железо-
бетону. М., 1966.
104. Малинина Л. А., Сб. «Методика исследования деформаций
и кинетики нарастания прочности различных бетонов в процессе
тепловой обработки». 1967.
105. М а л и н и н а Л. А., Ф е д о р о в В. А. Изв. АСиА СССР, 1961,
№ I.
106. Малинина Л. А., Булгакова М. Г., Федоров В. А.
«Бетон и железобетон», 1964, № 6.
107. Малинин Ю. С. Труды НИИЦемента, вып. 17. М., 1959.
108. М а л и н о в с к и й Р. К. Труды совещания по химии цемента.
М., 1956.
109. Марьямов Н. Б. Тепловая обработка бетона. М., 1967.
НО, Миронов С. А. Автоклавная обработка бетонов. М., 1939.
111. М и р о н о в С. А., Малинина Л. А. Ускорение твердения
бетона. М., 1964.
112. Миронов С. А., Кривицкий М. Я., Счастный А. Н.
Материалы к семинару по обмену опытом в г. Вильнюсе, т. I,
II. Вильнюс, 1965.
113. М и р о н о в С. А., Ретт и А. К. «Опыт стройки», 1936, № 9.
114. Миронов С. А. «Строительная промышленность», 1936, № 3.
115. Миронов С. А. Температурный фактор в твердении бетона.
М., 1948.
116. Миронов С. А. Труды Международной конференции по про-
блемам ускорения твердения бетона при изготовлении сборных
железобетонных конструкций. М., 1968.
117. М и р о н о в С. А. и др. Методы кратковременной тепловой об-
работки бетона и перспективы их применения при производстве
сборного железобетона. М., 1964.
118. Рекомендации-по применению в зимних условиях бетонных сме-
сей, предварительно разогретых электрическим током под ред.
С. А. Миронова. М., 1969.
119. М и р о н о в С. А. и др. Инструкция по пропариванию бетонов
и железобетонных изделий на заводах и полигонах. М., 1962.
120. Михайлов Н. В., Ребиндер П. А. «Советская архитек-
тура». 1960, № 12.
121. Михайлов Н. В. Физико-химическая теория бетона и основ-
ные положения новой технологии бетона и железобетона. М.,
1961.
122. Михайлов В. В. Элементы теории структуры бетона. М.,
1941.
123. Москвин В. М. Бетон для морских гидротехнических соору-
жений. М., 1949.
124. М о с к в и н В. М. Коррозия бетона. М., 1952.
125. М осн ер А. Теплопроводность твердых тел, жидкостей, газов
и их композиций. М., 1968.
250
126. Моща некий Н. А. Плотность и стойкость бетона. М., 1951.
127. Мчедлов-Петросян О. П. Журнал ВХО им. Менделеева,
1963, VIII, вып. 2.
128. М ч е д л о в-П е т р о с я н О. П., Воробьев Ю. Л., Буна-
ков А. Г. Сб. «Структура, прочность и деформации бетонов».
М., 1966.
129. ч е д л о в-П е т р о с я н О. П., Б у н а к о в А. Г., Воробь-
ев Ю. Л. Труды Международной конференции по проблемам
ускорения твердения бетона при изготовлении сборных железо-
бетонных конструкций. М., 1968.
130. М у р а ш к о М. Г. ИФЖ, 1958, 1, № 6.
131. Новиков Б. А. «Строительные материалы», 1961, № 5.
132. Пауэрс Т. К. IV Международный конгресс по хими цемента.
М., 1964.
133. Петров-Денисов В. Г.*и др. Сб. «Тепло- и массоперенос»,
т. 6, 1. Киев, 1968.
134. Плаченов Т. Г. ЖПХ, 1955, 28, № 3.
135. Плотников Г. Н. Сб. «Электропрогрев бетонной смеси при
изготовлении железобетонных изделий и конструкций». Кемеро-
во, 1966.
136. П о д у р о в с к и й Н. И. Автореферат канд. дисс. М., 1961.
137. Покровский Г. И., Наседкин Н. А. ЖТФ, 1939, № 9.
138. Полак А. Ф. Твердение мономинеральных вяжущих веществ.
М., 1966.
139. П о л а к А. Ф. Коллоидный журнал, 1960, 22, № 6.
140. Сб. «Легкие бетоны на пористых заполнителях» под ред. Н. А.
Попова. М., 1957.
141. Попов Н. А., Чуйко А. В. «Гидротехническое строительст-
во», 1955, № 7.
142. Ребиндер П. А. Труды совещания по химии цементов. М.,
1956.
143. Ребиндер П. А. Журнал ВХО им. Менделеева, 1963, VIII,
вып. 2.
144. Ре бин дер П. А. Изв. АН СССР, отделение химических наук,
1956, 1284; Физико-химическая механика. М., 1958.
145. Ребиндер П. А. Труды Всесоюзного совещания по интен-
сификации процессов сушки. М., 1958.
146. Ребиндер П. А., Сегалова Е. Е. ДАН СССР, 1950, 1.
147. Рейнсдорф 3. Труды Международной конференции по про-
блемам ускорения твердения бетона при изготовлении сборных
железобетонных конструкций. М., 1968.
148. Р о де А. А. Почвенная влага. М., 1952.
149. Романовский С. Г., Волосян Л. Я. Сб. «Строительная
теплофизика». М., 1966.
150. Романовский С. Г., Волосян Л. Я. Изв. АН БССР, сер.
ФТН, 1966, № 4. х
151. Романовский С. Г., Волосян Л. Я., Са-мченко В. С.
Авторское свидетельство № 234188, бюллетень, № 3, 1969.
152. Романовский С. Г., Волосян Л. Я., Журавлева В. П.
Изв. АН БССР, сер. ФЭН, 1968, № 3.
153. Романовский С. Г., Ф и ш Б. Г., Волосян Л. Я- «Энер-
гетическое строительство», 1.969, № 9.
154. Росс А. Д. Некоторые испытания бетона, подвергающегося
электронагреву. «Инженер», англ. 198, № 5153, 1954.
251
155. Р о як С. М., М алии и н Ю. С., М а я н ц М. М. Исследование
процессов гидратации трехкальциевого силиката при тепло-
влажностной обработке, т. 17. М., 1962.
156. Руцкий И. Н., Романовский С. Г., Волосян Л. Я.,
К ор секо А. Л. Сб. «Исследования конвективного тепло- и
массопереноса», т. 10. Минск, 1968.
157. Сарапин И. Г., Долинский Ю. И. Тепловая обработка
бетона. М., 1967.
158. С а т а л к и н А. В., И о р о ц к и й Е. М. Пропаривание бетонных
и железобетонных конструкций. М., 1933.
159. С е г а л о в а Е. Е., Р е б и н д е р И. А. «Строительные мате-
риалы», 1960, № 1.
160. Семенов Л. А., Подуровский Н. И. Безнапорная про-
парочная камера. 1М., 1961.
161. Семенов Л. А. Водоснабжение и санитарная техника, № 9,
- 1960.
162. С кр а мт а ев Б. Г., Шу бен к ин П. Ф., Баженов Ю. М.
«Бетон и железобетон», 1964, № 6.
163. Скрамтаев Б. Г., Рояк С. М., Гершман М. И. Сб.
«Коррозия бетона и меры борьбы с ней». М., 1954.
164. Солдаткин М. Т., Будько С. К. Термообработка панелей
наружных стен в электроиндукционной установке. М., 1968.
165. Стольников В. В., Судаков В. Б. Сб. «Структура, проч-
ность и деформации бетонов». М., 1966.
166. Смольский Б. М. Сб. «Тепло- и массообмен в капиллярно-
пористых телах». Минск, 1965.
167. Смольский Б. М. Внешний тепло- и массообмен в процессе
конвективной сушки. Минск, 1957.
168. Сторк Ю. Труды Международной конференции по пробле-
мам ускорения твердения бетона при изготовлении сборных же-
лезобетонных конструкций. М., 1968.
169. С т у п а ч е н к о В. В. Труды Дальневосточного политехниче-
ского института им. В. В. Куйбышева. Владивосток, 1964.
170. Темкин А. Г. Сб. «Исследование нестационарного тепло- и
массообмена». Минск, 1966.
171. Т е м к и н А. Г. ИФЖ, 1965, IX, № 3.
172. Труб Н. М. Сб. «Электроразогрева бетонной смеси при изго-
товлении железобетонных изделий и конструкций». Кемерово,
1966.
173. Туркестан о в Г. А. Сб. «Тоннельные отделки из сборного
железобетона». М., 1956.
174. Федоров В. А. XX научно-техническая конференция МИСИ,
тезисы докладов. М., 1961.
175. Фельдман Я. Г. «Бетон и железобетон», 1964, № 6.
176. Фельдман Я- Г. «Бетон и железобетон», 1967, № 5.
.177. Ф р а н ч у к А. У. ИФЖ, I960, № 9.
178. Фр ей си не Э. Переворот в технике бетона. М., 1938.
179. Халлер П. Электрический подогрев бетона «Швейцарская
строительная газета», № 6, 1936.
180. Хей к ер Д. М., 3 евин Л С. Рентгеновская дифрактометрия.
М., 1963.
181. Ц и л о с а н и 3. Н. ДАН СССР, 1958, 122, 674.
182. Черногоренко В. Б., Гранковский И. Г. Коллоидный
журнал, 1963, XXX, № 5.
252
183. Чеховский Ю. В. Понижение проницаемости бетона. М.,
1968.
184. Ч е х о в с к и й Ю. В., Лейрих В. Э., Казанский В. М.
Коллоидный журнал, 1965, 27, № 1
185. Чеховский Ю. В., Лейрих В. Э. Коллоидный журнал,
1964, 26, № 4.
186. Ш е й к и н А. Е. К вопросу прочности, упругости и пластичности
бетона. Труды МНИТ, вып. 69. М., 1946.
187. Шейнин А. Е., Олейникова Н. И. «Бетон и железобе-
тон», 1962, № 4.
188. Ш е й к и н А. Е., Олейникова Н. И. Сб. «Коррозия и защи-
та бетонных и железобетонных конструкций», вып. 1. М., 1963.
189. Шеропов В. И. «Бетон и железобетон», 1964, № 1.
190. Шестоперов О. В. Долговечность бетона. М., 1965.
191. Эдельман Л. И., С о ми некий Д. С., Копчикова Н. В.
Коллоидный журнал, 1961, 23, № 2.
192. Эр hi л ер Э. Я. «Бетон и железобетон», 1962, № 2.
193. Эршлер Э. Я. «Бетон и железобетон», 1964, № 6.
194. Юнг В. М. Введение в технологию цемента. М., 1938.
195. Яццо И ч и к и. Сб. «Материалы Международного конгресса
по зимнему бетонированию. М., 1968.
196. Coble R. Effect of Porosity о physical Properties Kingeri W.
of sintered Aluminia, J. Am. Ceram., 39, 377, 1958.
197. Le C h atelier H. Frans. Faradoy. Cos., 14, 8, 1919.
198. Menzel C. A. ACJ Jornal, 1934, Nov.—Dec., 1935, v. 7, sept.—
okt.
199. Micha61is W. Tonind. Ztg. B, 33, S. 1243—1251, 1909.
200. Powers T. С., В г о w n j a r d T. S. JACJ, v. 18, N. 5, 6. 1947.
201. Powers T. C., Brownjard T. S. Studies of the Physical
Properties Hardened of Porte. Cem. Poste, 1948, Chicago.
202. Powers T. C. Res. and Develop. Lab. PCA. Bull., 90, 1959.
203. Powers T. C. Zement-Kalk-Gips, 14, 3, 1961.
ОГЛАВЛЕНИЕ
Предисловие................................................ 3
Введение .................................................. 7
Г л а в a I. 1^’
Влияние тепло- и массообменных процессов на структурно-
механические свойства бетонов ...................... 11
1. Основные структурные свойства бетона,...................11
2. Анализ существующих способов тепловлажностной обра-
ботки в связи с характером теплоподвода к твердеющему
бетону.....................................................15
'“*3. Влияние процесса тепловлажностной обработки на струк-
турообразование бетона...................................24
4. Взаимосвязь тепломассообменных процессов с физико-хи-
мическими изменениями......................................30
5. Теплофизические основы метода тепловлажностной обра-
ботки бетона в электромагнитных установках . . . . 36
Глава II.
Экспериментальное исследование процесса тепловлажностной
обработки бетона в электромагнитных установках .... 41
1. Характеристика применяемых бетонов и их компонентов . 41
2. Методика и техника экспериментального исследования . 46
3. Кинетика и динамика процесса термообработки бетона при
различных режимах........................................ 67
4. Анализ кривых кинетики процесса термообработки бетона . 83
5. Основные критериальные зависимости кинетики процесса
термообработки цементных материалов........................98
Глава III.
Тепло- и массообмен в процессе структурообразования бетона 112
1. Механизм тепломассопереноса в процессе структурообразо-
вания бетона..............................................112
254
\
2. Диффузионный перенос влаги в процессе формирования
структуры бетона и раствора при различных способах теп-
ловой обработки...........................................125
3 Зависимость пористой структуры, форм и видов связи влаги
с цементным камнем бетонов от способов их твердения . 134
.. 4. Физико-химические и структурные свойства цементных бе-
тонов различных способов твердения......................143
' ’ ‘.in штичрское исследование процессов тепло- и массопере-
ш > л в кинетике твердения бетона при термообработке в пе-
ременном электромагнитном поле ....... 152
'6 Параметры внутреннего переноса в процессе твердения при
разных способах- тепловлажностной обработки мелко-
।. рнистого бетона......................................160
I । .t в а IV.
Технология процесса термообработки бетона в электромагнит-
ном поле....................................................170
1 1 2 3 । руктурпо-механические и деформативные свойства бето-
11* н и их анализ....................................... 170
?. Влияние термообработки в электромагнитном поле на моро-
зо и коррозионную стойкость бетонов...................187
I л а в а V.
Вопросы инженерных разработок и внедрения технологии тер-
мообработки железобетонных изделий в переменном электро-
магнитном поле в строительной индустрии.....................208
1. Конструктивно-технологические особенности электромагнит-
ных установок, разработанных Институтом тепло- и массо-
обмена АН БССР и внедренных на предприятиях страны . 209
2. Результаты натурных исследований процесса термообработки
конструкции на промышленных установках.....................218
3. Экономическая эффективность процесса термообработки же-
лезобетонных изделий в электромагнитном поле . . . 233
Литература .................................................246
Волосян Л. я.
В68 Тепло- и массообмен при термообработке бетонных и же-
лезобетонных изделий. Под ред. д-ра техн, наук В. Г. Камен-
ского. Мн., «Наука и техника», 1973.
256 с. с ил. (АН БССР. Ин-т тепло- и массообмена).
1200 экз. 97 к.
В монографии излагаются вопросы исследования основных
закономерностей тепло- и массопереноса в процессе структу-
рообразования цементных бетона и раствора при термообра-
ботке кондуктивным (в переменном электромагнитном поле)
и конвективным способами подвода тепла (при пропарива-
нии).— Список лит.: с. 246—253 (203 назв.).
6П4.51 + 530.1
Леонид Яковлевич Волосян
ТЕПЛО- И МАССООБМЕН ПРИ ТЕРМООБРАБОТКЕ
БЕТОННЫХ И ЖЕЛЕЗОБЕТОННЫХ ИЗДЕЛИЙ
Редактор Т. Ткачева, обложка Д. Светлова, художественный редактор
В. Савченко, технические редакторы Г. Якубовская, В. Кручено к,
корректор И. Ткачук. Печатается по постановлению РИСО АН БССР.
АТ 01070. Сдано в набор 2/1-73 г. Подписано в печать 16/1 П-73 г. Бум. тип. № 2
Формат 84ХЮ8’/з2. Печ. листов 8,0. Усл. печ. листов 13,4. Уч.-изд. листов 12,2.
Изд. заказ 108. Тип. заказ 24. Тираж 1200 экз. Цена 97 коп. Издательство
«Наука и техника». Минск, Ленинский проспект, 68. Типография имени Фран-
циска (Георгия) Скорины издательства «Наука и техника» АН БССР и Гос-
комитета СМ БССР по делам издательств, полиграфии и книжной торговли.
Минск, Ленинский проспект, 68.