Таблица. Эквивалентное время эксплуатации покрытий  по отношению к температуре 0^оС в различных климатических районах

Примечание. Над чертой приведены значения для ПВАЦ покрытия, под чертой – для покрытий КО-166.

Поливинилацетатцементное покрытие
При температуре воздуха -40^оС время испытаний, эквивалентное температуре 0^оС, составляет

При температуре воздуха +20^оС и относительной влажности 100% эквивалентное время составляет

При температуре воздуха +20^оС . относительной влажности 70% и воздействии ультрафиолетового облучения эквивалентное время составляет

Следовательно, один цикл испытаний эквивалентен 34,16 сут. при температуре 273^оК. Число циклов испытаний составляет 120.
34,16*120=4099,84 сут.
Срок службы покрытий при числе ускоренных суточных испытаний, равном 120, эквивалентен
- в Москва
-в Якутске
-во Владивостоке 
Кремнийорганическое покрытие
При температуре воздуха -40^оС время испытаний, эквивалентное температуре 0^оС, составляет

При температуре воздуха -40^оС и относительной влажности 60% эквивалентное время составляет

При температуре воздуха +20^оС и относительной влажности 100% эквивалентное время составляет

При температуре воздуха +20^оС . относительной влажности 70% и воздействии ультрафиолетового облучения эквивалентное время составляет
Следовательно, один цикл испытаний эквивалентен 37,32 сут при температуре 273^оК. Число циклов испытаний составляет 200.
37,32*200=7465,59 сут.
Срок службы покрытий при числе ускоренных суточных испытаний, равном 200, эквивалентен
- в Москва
-в Якутске
-во Владивостоке 
Результаты натурных испытаний подтвердили, что расхождение между прогнозируемым и реальным сроком службы не превышает 15%.

При оценке влияния способов формования на водостойкость минеральношлаковых вяжущих (МШВ) методом виброуплотнения и прессования нами установлено, что при одной и той же дозировке металлоорганического гидрофобизатора – стеарата цинка силовое прессование обеспечивает более высокую нормативную прочность при сжатии у гидрофобизированных составов [1]. Для карбонатношлакового вяжущего (КШВ) она выше в 1,4-2,2 раза, для глиношлакового вяжущего (ГШВ) – в 1,15-1,6 раза. При этом нижние значения относятся к контрольным образцам, а верхние – к гидрофобизированным.

Гидрофобный эффект стеаратов кальция и цинка в виброуплотненных МШВ значительно ниже, чем в прессованных. Действие гидрофобизатора стеарата цинка более эффективно, чем стеарата кальция [2]. Причина незначительной гидрофобизации заключается в высокой фильности глинистого компонента и особой поровой структуре глин. Открытая пористость виброуплотненных образцов из КШВ и ГШВ со стеаратом цинка составляет соответственно, 38,9 % и 34,6%, что выше таковых значений для прессованных минеральношлаковых композиций на 6,8% и 9,6%, соответственно. Эффективность гидрофобизации металлоорганическими соединениями на прессованном КШВ выше, чем на ГШВ. Водопоглощение контрольного виброуплотненного КШВ по массе составляет 10,0%, что выше прессованного – в 1,1 раза. Более подробная информация о влиянии способа формования представлена в нашей опубликованной работе [1].

В исследованиях минеральношлаковых композиционных материалов давление прессования выбиралось исходя из возможностей широкого использования существующего промышленного оборудования для прессования. Современное оборудование позволяет прессовать изделия не только при давлении 25 МПа, но и при более высоком давлении, т.е. гиперпрессованием. При создании высокого давления число контактов возрастает, и создаются условия обеспечения плотной упаковки при минимальном влагосодержании. При давлении более 40 МПа на формирование структуры влияют контактно-конденсационные процессы, которые приводят к образованию в дисперсной системе прочных контактов на уровне взаимодействия микро- и макрочастиц. Управление плотностью прессованных материалов может осуществляться и путем рационального использования потенциала поверхностных и капиллярных сил. Расклинивающее давление пленочной жидкости способствует разуплотнению, а капиллярное давление – сближению частиц.

Для исследования влияния величины давления прессования на физико-технические свойства КШВ и ГШВ с металлоорганическими гидрофобизаторами были изготовлены образцы-цилиндры диаметром 2,5 см: по одному составу – на бездобавочном КШВ и ГШВ при удельном давлении прессования 25 МПа; другие составы – с добавлением стеарата цинка в ранее оптимально подобранной дозировке 2,5% от массы вяжущего [2, 3]. Компоненты вяжущего и металлоорганического гидрофобизатора в сухом состоянии были однородно перемешаны в мешалке с металлическими шарами. Давление прессования для МШВ с металлоорганическим гидрофобизатором составило 25 МПа и 40 МПа, 60 МПа, 80 МПа. В качестве активизатора твердения использовали щелочь в количестве 3% от массы вяжущего. Влажность смеси образцов, прессованных при давлении 25 МПа, 40 МПа и 60 МПа составила 12%.  При увеличении давления прессования свыше 60 МПа наблюдалось отжатие воды из образца, поэтому количество воды затворения при гиперпрессовании при давлении 80 МПа снизили до 11%.

Физико-технические свойства гидрофобизированных МШВ, изготовленных при различных давлениях прессования, приведены в таблице.

Таблица 1. Физико-технические и гигрометрические свойства минеральношлаковых вяжущих с гидрофобной добавкой стеарата цинка, изготовленных при различных давлениях прессования

Из таблицы видно, что при увеличении давления прессования с 25 МПа до 80 МПа прочность при сжатии в начальные сроки твердения увеличивается на КШВ со стеаратом цинка – в 2,2 раза, на ГШВ – в 1,44 раза. Разница по прочности при сжатии в начальные сроки твердения между ступенями давления прессования 25 МПа и 40 МПа для образцов со стеаратом цинка на обоих видах вяжущего незначительна. Прочность при сжатии гиперпрессованных карбонатношлаковых и глиношлаковых образцов со стеаратом цинка в возрасте 28 суток достаточно высокая. При давлении 80 МПа для ГШВ она составляет 61,64 МПа, для КШВ – 60,74 МПа. Плотность гидрофобизированных образцов из ГШВ при возрастании давления прессования с 25 до 80 МПа увеличивается на 240 кг/м³, из КШВ – на 270 кг/м³ (с 1900 до 2170 кг/м³).

Присутствие стеарата цинка в составах КШВ и ГШВ приводит к возрастанию прочности образцов после 28 суток твердения относительно контрольных на 12-23%. Прирост прочности на 23% вряд ли можно объяснить химическим взаимодействием компонентов вяжущего с гидрофобной добавкой, которая не растворяется в щелочной и нейтральной среде. Упрочнение, очевидно, происходит по структурно-топологическому механизму: частицы стеарата цинка, встраиваясь в структурный каркас вяжущего, играют роль демпферов на пути распространения трещин и приводят к снижению микронапряжений на границах раздела фаз и, как следствие, к повышению прочности. Эффект упрочнения вяжущих гидрофобной добавкой более отчетливо проявляется и при увеличении давления прессования.

Исследование влияния металлоорганического гидрофобизатора стеарата цинка на кинетику водопоглощения и на коэффициент водостойкости осуществлялось на тех же составах. При длительном насыщении водой МШВ наблюдается весьма интенсивный набор прочности при сжатии как у негидрофобизированных образцов, так и у образцов с гидрофобной добавкой. Это явление закономерно для вяжущих гидратационного твердения, содержащих минералы шлака.

Образцы на КШВ и ГШВ с добавкой гидрофобизатора, прессованных при различных давлениях прессования, перед определением кинетики водонасыщения были подвергнуты обезвоживанию над хлоридом кальция и затем насыщались водой в течение 200 суток.

Анализируя полученные данные, можно сделать вывод о том, что стеарат цинка значительно уменьшает водопоглощение образцов, прессованных при давлении 25 МПа, через 200 суток относительно контрольных – в 1,38-1,66 раза. Прессование также существенно повышает эффективность гидрофобизаторов за счет понижения пористости: водопоглощение образцов из КШВ, прессованных при давлении 80 МПа, в 1,2 раза ниже, чем образцов, полученных при давлении 25 МПа. У ГШВ это отношение составляет 1,18. При этом 50% открытых пор не заполняется водой, что может служить основанием для использования изделий в агрессивных средах. После 200-суточного водонасыщения определялся также коэффициент длительной водостойкости, для чего половина образцов была подвергнута сушке в сушильном шкафу при t = 105 ± 5°С. В результате испытаний образцов выявлено, что все высушенные гидрофобизированные образцы, даже гиперпрессованные, показали прочность ниже аналогичных контрольных, в отличие от водонасыщенных образцов. Так, если прочность насыщенных образцов, прессованных при 80 МПа, превышает прочность контрольных примерно в 1,7 раза, то прочность аналогичных, высушенных образцов из КШВ составляет 90% от контрольных, а из ГШВ – лишь 72%. Парадоксальное на первый взгляд явление объясняется, очевидно, разрушением структуры гидрофобизатора под воздействием температуры при сушке образцов. Однако в результате такого воздействия коэффициент длительной водостойкости у гидрофобизированных образцов оказывается выше единицы (1,15-1,18) и существенно превышает коэффициент длительной водостойкости у контрольных образцов  (0,51-0,6).

По результатам полученных данных можно сделать вывод, что увеличение давления прессования с 25 до 80 МПа положительно сказывается на изменении физико-технических свойств минеральношлаковых вяжущих с гидрофобной добавкой стеарата цинка. Но увеличение давления прессования гидрофобизированного минеральношлакового вяжущего рентабельно лишь для отделочных плиток и плиток для полов, имеющих малую высоту прессовки, а, следовательно, требующих меньших затрат энергии на прессование. Оптимальным для стеновых блоков является давление прессования 25 МПа, при котором материал имеет приемлемые физико-технические характеристики, в том числе высокую длительную водостойкость.

Для выявления воздействия различных гидрофобизаторов на водостойкость минеральношлаковых вяжущих в щелочной среде, методом прессования была отформована серия образцов на карбонатношлаковых вяжущих и глиношлаковых вяжущих при соотношениях «шлак:известняк» и «шлак:глина» – 60:40, соответственно. В качестве гидрофобизирующей добавки была исследована реакционно-активная и растворимая в воде гидрофобная добавка – олеат натрия.

Механизм действия олеатов металлов в минеральношлаковых вяжущих обусловлен реакционным процессом, протекающим в растворе между ними и гидролизной известью Ca(OH)₂, выделяемой из силикатов шлака. В результате образуется щелочь NaOH, необходимая для активации твердения шлака, и стеарат кальция (Cт. Ca) в молекулярной форме с последующей гидрофобизацией поверхности пор мономолекулярным слоем.

2(С₁₆Н₃₅СООNa) + Ca(OH)₂ = (C₁₆H₃₃COO)₂Ca + 2NaOH

Образование щелочи NaOH является позитивным фактором, так как увеличивается ее содержание и общая щелочность системы.

Практический интерес представляет использование комбинированного продукта в виде олеатов металлов и нерастворимого металлического мыла, сочетающего в себе положительные свойства одного и другого. В отличие от диспергирующих свойств олеата натрия, продукты его реакции с Ca(OH)₂ теряют диспергирующие свойства и приводят к дополнительной гидрофобизации за счет молекулярно-дисперсного распределения нерастворимого металлического мыла.

При определении водоотталкивающих свойств минеральношлаковых вяжущих с комплексными гидрофобизаторами, методом прессования при давлении 25 МПа была отформована серия образцов из карбонатношлакового вяжущего и глиношлакового вяжущего. При использовании комбинации стеаратов металлов кальция и цинка (Cт. Zn) с олеатом натрия влажность смеси составляла 12%. Оптимальная дозировка индивидуальных порошковых добавок составляла 2,5% от массы композиционного минеральношлакового вяжущего, а добавок, включающих комбинацию стеаратов цинка или кальция с олеатом натрия, и стеаратов этих металлов с гидрофобной жидкостью SILSAN CO по 1,25% каждой от массы вяжущего. Для ускорения реакции образования стеарата кальция из олеата натрия в минеральношлаковых вяжущих добавляли гашеную Елецкую известь (составы 5 и 11, таблица). Стехиометрическое содержание ее по выше приведенной реакции с олеатом натрия составило 0,3% от массы композиционного вяжущего при дозировке олеата натрия 2,5%.

В комбинации со стеаратами цинка и кальция также была исследована и гидрофобная жидкость SILSAN CO, вводимая в композицию при приготовлении её. Влажность смеси была 10%.

Попытка гидрофобизации карбонатношлакового вяжущего и глиношлакового вяжущего гидрофобизирующей жидкостью SILSAN CO, вводимой с водой затворения на щелочном активизаторе, не увенчалась успехом, в связи с сильным гелеобразованием композиции SILSAN CO в смеси со щелочью. Поэтому в качестве активизатора твердения в такую систему было принято вводить соду Na₂CO₃ в сухом виде в количестве 4% от массы вяжущего. При этом обнаружен сильный пластифицирующий эффект жидкости SILSAN CO в присутствии соды, вследствие чего влажность смеси была снижена до 10%.

Спрессованные образцы твердели в нормально-влажностных условиях в течение 28 суток, а затем обезвоживались в эксикаторе над хлоридом кальция при W = 5-10% до стабилизации постоянной массы. В таблице приведены составы и значения водопоглощения образцов при длительном экспонировании их в воде и коэффициент длительной водостойкости. Практически все комплексные добавки значительно снижают водопоглощение в ранние сроки по сравнению с бездобавочными составами: у образцов глиношлакового вяжущего – в 1,9-3,9 раза, а у образцов карбонатношлакового вяжущего – в 1,4-6,5 раза.

Комплексные добавки «стеарата цинка+SILSAN CO» и «стеарата кальция+SILSAN CO» в составах карбонатношлакового вяжущего имеют высокие показатели коэффициента длительной водостойкости от 0,98-0,99, а в глиношлаковом вяжущем эффективность комплекса «стеарата цинка и SILSAN CO» полностью исчезает. Стеарат цинка и SILSAN CO в глиношлаковых вяжущих несовместимы. Состав 11 из глиношлакового вяжущего ведет себя аномально: водопоглощение по массе через 15 минут достигло 10,8%, что выше негидрофобизированного состава в 2,77 раза. Более того, состав 11 подвергается деструкции и прочность сильно снижается.

Хотя добавка SILSAN CO в индивидуальном виде как в составах карбонатношлакового вяжущего так и в составах глиношлаковых вяжущих повышает коэффициент длительной водостойкости до 0,83-0,84 по сравнению с негидрофобизированным составом.

Таблица. Характеристика состава и кинетика водопоглощения минеральношлаковых вяжущих с комплексными гидрофобизаторами

Комплексные добавки олеата натрия со стеаратом кальция и олеата натрия со стеаратом цинка в глиношлаковом вяжущем понижают водопоглощение по массе по сравнению с контрольным в 1,49-1,58 раза. В более поздние сроки после 70 суток экспонирования в воде образцов из карбонатношлакового вяжущего (и, особенно, с глиношлаковым вяжущем) с комплексными добавками водопоглощение практически не возрастает. Комплекс «олеат натрия+стеарат кальция» (состав 13, таблица) повышает коэффициент длительной водостойкости практически до 1, в то время, как комплекс «олеат натрия+стеарат цинка» (состав 7 и 14, таблица) сильно понижает его.

Оценка воздействия комплексных гидрофобизаторов на кинетику нарастания прочности чрезвычайно важна в связи с возможным негативным действием органических соединений, вводимых в повышенных дозировках. Результаты влияния гидрофобизаторов на прочность при сжатии, представлены в таблице.

Воздействие комплексных гидрофобизаторов «олеат натрия+стеарат металла» в глиношлаковом вяжущем положительно сказывается на повышение 28-суточной прочности образцов (до 76 МПа) по сравнению с 44,6 МПа контрольного состава. В образцах из карбонатношлакового вяжущего наблюдается торможение роста прочности на всех составах. Продолжительное твердение в воде в течение 70 суток способствует сильному дополнительному упрочнению контрольных образцов, так и образцов из карбонатношлакового вяжущего с комплексными добавками. Это является важным позитивным фактором, что определяет твердеющие системы как гидравлические.

Изучен прирост прочности образцов на минеральношлаковых вяжущих с комплексными гидрофобизаторами «стеаратами+SILSAN CO» от 28-ми суточной прочности после длительного насыщения водой.

Более высокую прочность на сжатие через 28 суток воздушно-влажностного твердения имеют составы, модифицированные комплексными гидрофобизаторами «стеарата кальция +SILSAN CO». Для карбонатношлакового вяжущего прочность на сжатие равна 54,9 МПа, а для глиношлакового вяжущего – 64,8 МПа, что выше контрольных составов соответственно на 27% и 45%.

Выявлено сильное блокирование процесса формирования прочности глиношлакового вяжущего с добавкой комплекса «стеарата цинка+SILSAN CO» (состав 11, таблица): образцы практически не затвердели в течение 28 суток воздушно влажностного твердения (2,45 МПа) и при последующем водном твердении прочность повысилась лишь до 4,89 МПа.

Более значительный прирост прочности образцов в воде наблюдается у образцов на карбонатношлаковом вяжущем. Комплекс «SILSAN CO+стеарат цинка» также сильно блокирует набор прочности. Прочность на сжатие этого состава при длительном экспонировании в воде выросла с 6,5 МПа до 79,7 МПа, т.е. в 12,22 раза. На глиношлаковом вяжущем с добавкой SILSAN CO в индивидуальном виде прочность на сжатие в воде возросла с 31,8 МПа до 81,1 МПа.

По результатам исследования, можно рекомендовать использование комплексных добавок «олеата натрия со стеаратом кальция» в карбонатно- и глиношлаковых вяжущих (состав 6 и 13 таблица), которые, обеспечивая низкое водопоглощение (6,5% и 5,3%, соответственно) через 70 суток, имеют достаточно высокие коэффициенты длительный водостойкости – 0,97 и имеют высокую прочность через 28 суток (37,5 и 58,8 МПа), а также после высушивания (61,6 и 89,3 МПа).

Учитывая, что цементирующая матрица вулканических горных пород, которых в земной коре содержится 64,7% по оценкам Бери Л., Мейсона Б. и Дитриха Р. [1], содержит альбит, алибито-анортит и анортит, преимущество следует отдать катиону натрия. Химический состав горной массы в отвалах примерно соответствует верхней мантии Земной коры и представлен преимущественно SiO₂, Al₂O₃, Fe₂O₃, CaO, MgO, Na₂O, K₂O, SO₃, P₂O₅, CO₂ и др_. В вещественном составе преобладают минеральные образования полиморфных модификаций кремнезема SiO₂, кварца, кварцитов, песчаников, гравелитов, полевошпатовых пород, сульфатов, карбонатов, фосфатов, фторидов, пироксенов, аморфиболов, слоистых силикатов и др. Часто эти горные породы по своему качеству превосходят то нерудное сырье, которое добывают предприятия промышленности строительных материалов.

Замкнутый процесс образования щелочи в теле композита является экологически безопасным и может быть положен в основу новых материалов и улучшения экологии. Других вариантов масштабного безобжигового, малоэнергоемкого использования отходов горных пород пока наука не предложила и вряд ли сможет предложить в ближайшем будущем, если исходить из современных представлений о происхождении прочных горных пород без продолжительного времени (многих миллионов лет) кристаллизации в нормальных условиях без воздействия высоких температур и давлений.

Предпосылкой к получению геошлаковых (ГШ) и геосинтетических (ГС) вяжущих послужили работы, проводимые кафедрой «Технологии строительных материалов и деревообработки» (ТСМиД) ФГБОУ ВПО Пензенского государственного университета архитектуры и строительства, в области создания минеральношлаковых вяжущих и строительных материалов на их основе, начатые в 1993 г. За этот период был разработан целый ряд минеральношлаковых вяжущих: глиношлаковых, карбонатношлаковых (кальцито и доломитошлаковых), гравелитошлаковых, дацитошлаковых и силицитошлаковых вяжущих [2-6]. При этом показано, что значительное количество горных пород вулканического и осадочного происхождения – базальт, диабаз, диорит, гранит, дацит, глауконитовый песчаник и др. – способные отвердевать в смеси со шлаком и 2-3% щелочи или извести и соды в прессованном состоянии с формированием в нормальных условиях достаточной прочности (60-80 МПа). Преимущество таких материалов состоит в том, что они являются малощелочными, в отличие от шлакощелочных вяжущих и бетонов, разработанных Глуховским В.Д. и его школой [7]. Нами показательно [5], что высокопрочные материалы с прочностью 150-200 МПа могут быть получены при паротепловой обработке при t=80-90°C с обязательным последующим сухим прогревом при t=150-330°C. В этом случаи использованы специфические коллигативные свойства щелочи NaOH, высокомолярный раствор, который способен кипеть при t > 150°C. Такая особенность NaOH позволяет получить при сушке высокомолярный водный раствор (80 моль/л и более) в микропленках, кипящий при температуре 150-200°C и растворяющий в микропленках и микрокапельках многие горные породы, хотя дозировка щелочи не превышает 2-3%.

Разработанные нами низкощелочные (2-3% щелочи), смешанные глиношлаковые, карбонатношлаковые и опочношлаковые вяжущие существенно расширяют сырьевую базу для их производства и позволяют сократить расходы шлака в 1,5-2,0 раза и щелочных активизаторов NaOH, KOH, Na₂CO₃ в 2-3 раза по сравнению со шлакощелочными вяжущими. При этом прочностные показатели этих вяжущих и прессованных материалов на их основе практически не ухудшились по сравнению с чисто шлаковыми дозировками NaOH, Na₂CO_3. При этом глиношлаковые вяжущие являются высокотрещиностойкими, обладают “безопасной” усадкой, выдерживают без образования трещин 25-30 циклов попеременного увлажнения и высушивания при t= 105°С с повышением прочности и модуля упругости [2]. Шлакощелочной цементный камень разрушаются через 2-5 циклов попеременного увлажнения и высушивания. Доказано, что структурная топология таких смесей наиболее оптимальна и “прорастание” и цементация частиц целого ряда природных глин, молотых горных пород и кальциевых известняков продуктами гидратации шлака и взаимодействия их с растворенными веществами породы обеспечивают физико-технические показатели.

К чистым геополимерам можно отнести каолинощелочные вяжущие. По данным В.Д. Глуховского, глинистые минералы при сильно щелочной активации, когда содержание щелочи составляет 20-27%, от их массы, композиция затвердевает. В этом случае образуются цеолитоподобные гидроалюмосиликатные новообразования с общей формулой Na₂(K₂)O·Al₂O₃·(2-4)SiO₂·nH₂O типа анальцима, натролита, гидронефелина, мусковита и др. Естественно, что такое содержание щелочей делает технологию каолинощелочных вяжущих крайне неэкономичной и опасной из-за работы с высоко концентрированными растворами едкой щелочи. В наших опытах каолин с 5% NaOH при пропаривании в течение 5 часов при температуре 70 °C приобретал прочность и водостойкость, в то время как при нормально-влажностных условиях не образовывал твердеющей структуры в течение 10 лет.

Сведения о низкощелочной активации горных пород (2-3% щелочи) для получения высокопрочного вяжущего в литературе отсутствуют. Нами выявлен целый ряд горных пород осадочного происхождения которые отверждаются в нормально-влажностных условиях при 15-20%-ном содержании шлака. Доказано, что шлак выступает в таких системах, не столько как цементирующее вещество, а как сильный инициатор конденсации матричных частиц горной породы. Инициирующая способность шлака в щелочной среде существенно выше, чем клинкерного цемента.

Исследованные молотые горные породы - кремнеземистые и глауконитовые песчаники, чистые кварцевые пески, халцедоны, опалы, гравелиты, не твердеющие в нормальных условиях со щелочами NaOH и КOH, отвердевали в нормальных условиях при соотношении по массе «шлак :порода» 1:4 (2% NaOH) до прочности при сжатии 25-50 МПа. При прогреве при температуре 200-250°С прочность возрастала до 90-160 МПа. Таким образом, в свете полученных новых данных, шлаки следует рассматривать как ценнейший компонент при создании геополимеров. На чрезвычайно простых опытах доказан диффузионно-сквозьрастворный механизм цементации частиц горной породы растворенными продуктами шлака при нормальных условиях твердения. Выявлен механизм дополнительного отвердевания систем в процессе сухого прогрева при температуре 100-330 °C и микроповерхностного синтеза цементирующих веществ в контактах частиц горных пород.

При сухом прогреве силицитощелочных композиций, спрессованных при давлении 25 МПа, основным цементирующим веществом является кремнекислота, обеспечивающая прочность при сжатии 150-200 МПа. Изделиями на основе таких песчанико-щелочных вяжущих с жаростойкими зернистыми наполнителями могут использоваться для футеровки песчаных агрегатов.

Модификация силицито-щелочных вяжущих гидроксидом алюминия и малыми добавками шлака повышает длительную водостойкость и расширяет сферы применения силицитовых материалов в строительстве.

На настоящем этапе основной технологией формования высокопрочных геосинтетических вяжущих и материалов на их основе является силовое прессование и вибропрессование. Наиболее перспективным направлением необходимо считать литьевую технологию, которая успешно развивается для получения цементных бетонов нового поколения – реакционно порошковых бетонов с эффективными суперпластификаторами [7, 8]. Такие бетоны изготавливаются из цемента с молотой каменной мукой, мелкого песка, дисперсной стальной фиброй и суперпластификатора (СП) литьевым при содержании воды 9-11%. Прочность их при сжатии достигает 150-200 МПа и более, на растяжение при изгибе – 15-25 МПа. Самоуплотняющиеся бетоны с такими же прочностными характеристиками изготавливают с использованием мелкозернистого щебня фракции 3-10 мм. Благодаря эффективным гиперпластификаторам (ГП) бетонные смеси саморастекаются и самоуплотняются под действием собственного веса.

В связи с этим основная задача в области совершенствования технологии высокоэкономичных минерально-шлаковых, геошлаковых и геосинтетических особовысокопрочных бетонов состоит в разработке супер- и гиперпластификаторов, высокие водоредуцирующие эффективны в присутствии щелочей NaOH, КOH, соды и других солей, каустифицируемых известью.

Выполненные работы на кафедре ТСМиД Пензенского ГУАС свидетельствует о невозможности получения литых смесей при использовании более чем 20 видов зарубежных СП и ГП. В присутствии щелочей происходит значительное изменение электрокинетического потенциала минеральных частиц и шлака и все известные пластификаторы не «работают». Исходя из теоретических представлений о механизме действия СП и ГП, можно выдвинуть гипотезу о том, что суперпластификаторы для сильнощелочных систем должны быть не ноногенными и, вероятнее всего, не олигомерными, а полимерными.

На основании выполненных работ могут быть сформулированы основные принципы получения минерально-шлаковых, геошлаковых и геосинтетических вяжущих:

1. В минерально-шлаковых вяжущих, согласно нашей классификации, минеральными компонентами, содержащимися в смешанном вяжущем в количестве 20-80% и в геошлаковых вяжущих – в количестве 5-20%, могут быть не только большая гамма горных пород, но и неактивные и малоактивные шлаки, кальцевые основные и кислые золы, пыли газоотчисток, цементные и известковые пыли, молотый бой любых керамических материалов (керамзита, аглопорита, плитки, кирпича, шамота) и стекла и многие минеральные отходы производства, не содержит гипса.
2. Важным критерием интенсивного твердения прессованных и вибропрессованных изделий является дисперсность шлака и минерального компонента. Помол может быть раздельным и совместным до удельной поверхности 300-350 м²/кг. Более высокие результаты достигаются при более тонком измельчении горной породы, в связи с необходимостью растворения в сильнощелочной среде супертонких частиц минерального компонента из горных пород и техногенных отходов и получения композиционной цементирующей связки.
3. При использовании в качестве активизатора смеси извести и соды (натриевых солей неорганических и органических кислот таблица), их целесообразно подвергать совместному помолу.
4. Отходы мокрой магнитной сепарации и флотации руд цветных металлов можно использовать в виде суспензий, обезвоживания их сухими молотыми горными породами, техногенными отходами и шлаком до формовочной  влажности.
5. Твердые модифицирующие добавки (гидроксид алюминия, алюминат натрия, боксид, каолин, шамот и др.) целесообразно размалывать совместно со шлаком.
6. Для повышения прочности минерально-шлаковых, геошлаковых и геосинтетических вяжущих и бетонов необходим их сухой прогрев при температурах изотермии от 100 до 250 °C в течении 5-10 час (в зависимости  от массивности изделий) после паротепловой обработки при t=60-90°C.
7. Минеральные мелкозернистые наполнители для бетонов должны иметь наибольший размер зерен не выше 5-8 мм. Для них целесообразно применять ту же горную породу, которая используется в тонкодисперсном виде и близкую к ней для реализации протекания твердофазных реакции на границе «вяжущее – заполнитель» и повышения технико-экономических показателей при использовании отсевов камнедробления.
8. Во всех составах минерально-шлаковых, геошлаковых и геосинтетических вяжущих целесообразно использовать добавку глины в количестве 5-7% для улучшения прессования, повышения трещиностойкости и реализации позитивной “безопасной” усадки [2].
9. С целью изготовления гидрофобных и высококоррозистойких строительных материалов на МШВ, ГШ и ГС в качестве гидрофобной добавки в щелочные системы необходимо использовать щелочестойкие стеараты цинка и кальция и вводить их в вяжущее при совместном помоле [10, 11].
10. При силовом прессовании влажность смеси должна составлять 12-14%, давление прессования 25 МПа.
11. При производстве мелкозернистых бетонов методом вибропрессования целесообразно использовать пластификаторы, наилучшим из которых для щелочных систем является ЛСТ.

Если бы исключить капиллярное водопоглощение композиционных материалов, было бы ликвидировано развитие напряжений от сопутствующих усадочных деформаций и напряжений в структуре бетона, диффузионного перемещения агрессивных растворов в тело бетона и коррозии его, растягивающих напряжений от кристаллизации льда в порах бетона. Создание таких, с одной стороны, пористых материалов, капиллярная структура и сродство к воде которых определены генетической природой гидратационных процессов, а с другой – не поглощающих воду и солевые растворы, т.е. являющихся сильно гидрофобными, можно считать актуальнейшей проблемой будущего.

В связи с тем, что химико-минералогический состав композиционных материалов является чрезвычайно разнообразным, сложность заключается в выборе «универсального» гидрофобизирующего вещества. И, если для цементных бетонов и композиционных материалов, рН жидкой фазы которых не превышает 12,3-12,7 и ниже, гидрофобные добавки преимущественно определены, то в шлакощелочных бетонах и минеральношлаковых бетонах (МШБ) и композиционных материалах на их основе рН жидкой фазы которых может быть равна 14 и более, далеко не все гидрофобизаторы могут сохранять своё гидрофобное действие длительное время. Положение существенно усугубляется, если на щелочные бетоны воздействует паротепловая обработка, а в случае минеральношлаковых материалов – сушка и сухой прогрев при температуре 100-150ºС и более. В этих условиях на гидрофобизирующие вещества действует не только высокая температура, но и высокомолярный раствор щёлочи, образующийся от обезвоживания материала при испарении лишней воды из раствора, повышения концентрации щёлочи в нём. Поиску таких высокостойких к агрессивной среде гидрофобизаторов и исследованию щелочных бетонов, гидрофобизированных ими, посвящена эта  работа.

Большое количество современных гидрофобизаторов одного или различных классов, предлагаемых различными фирмами производителями и поставщиками (Baerlocher GmbH, Сlariant GmbH, BMP Chemicals Ltd (Германия), Rhodia (Франция) и др.), требует тщательного анализа при выборе наиболее эффективных из них в конкретных условиях эксплуатации для определенных видов строительных материалов.

Как правило, производители модификаторов при указании технических характеристик поставляемых добавок указывают также свойства модифицированного ими вяжущего или бетона. Эти характеристики в основном относят к традиционным вяжущим(портландцементным, гипсовым, известковым) и бетонам, широко применяемым в строительстве. Эффективность гидрофобизаторов в шлакощелочных вяжущих и бетонах на их основе при воздействии на гидрофобизаторы сильных щелочей и соды практически не исследована.

В связи с этим было проведено ряд экспериментов по выявлению наиболее эффективных гидрофобизаторов в прессованном шлакощелочном вяжущем (ШЩВ). Методом прессования при удельном давлении 25 МПа были изготовлены образцы-цилиндры Ø 2,5 см из шлака Липецкого металлургического завода с удельной поверхностью 400 м²/кг при влажности смеси 12%. Содержание щелочного активизатора NaOH составляло 3%. Молярность раствора в композиции около 8 моль/л. В качестве гидрофобных добавок были использованы шесть различных гидрофобизаторов, объединенных в три группы, в зависимости от их состава: 1) металлоорганические гидрофобизаторы, не реагирующие с гидролизной известью: стеарат цинка (C₁₇H₃₅COO)₂Zn и стеарат кальция (C₁₇H₃₅COO)₂Са; реакционноактивный с известью гидрофобизатор – олеат натрия С₁₆Н₃₃СООNa; 2) кремнийорганическая жидкость – гидрофобизатор ГКЖ-10; 3) редиспергируемые латексные порошки с гидрофобным действием – Rhoximat РАV-29 и Mowilith-Pulver LDM 2080 P, обладающие сильным гидрофобным действием;

Дозировка всех видов гидрофобизаторов составляла 2% от массы ШЩВ. Все смеси затворялись раствором едкого натрия в количестве 3% в пересчете на сухое вещество от массы вяжущего. Гидрофобные смеси готовились по рекомендациям фирм-изготовителей путем тщательного перемешивания дисперсного шлака с порошковыми гидрофобизаторами для достижения однородного распределения. Гидрофобизатор ГКЖ-10 был введен с водой затворения в процессе приготовления смеси.

Одна часть контрольных и гидрофобизированных образцов твердела в нормально-влажностных условиях при относительной влажности воздуха более  90% в течение 28 суток, затем подвергалась испытанию на прочность при сжатии. Другая часть после твердения была помещена в эксикатор над хлоридом кальция (СаСl₂) для обезвоживания до стабилизации массы. Далее образцы подвергались длительному водонасыщению в течение 100 суток. Периодически производился контроль водопоглощения по массе. На рис. 1 показана кинетика водопоглощения по массе ШЩВ, модифицированного гидрофобизаторами. По истечении продолжительного экспонирования образцов в воде определяли коэффициент длительной водостойкости. Значения прочностей на сжатие образцов в насыщенном водой состоянии получали после их водного испытания, а прочность в сухом состоянии – после высушивания до постоянной массы в сушильном шкафу при t = 105 + 5°С. Данные по прочности занесены в сводную табл. 2.

Из графика видно (рис. 1), что контрольный состав имеет наибольшее водопоглощение по массе, как в начальные, так и в более поздние сроки экспонирования в воде. Наибольшее поглощение отмечено у контрольного состава за 100 суток–14% по массе. Наиболее сильное снижение водопоглощения обеспечивают металлоорганические гидрофобизаторы – стеарат цинка (кривая 7), стеарат кальция(кривая 6) и реакционно-активный гидрофобизатор – олеат натрия (кривая 5).

Данные гидрофобизаторы эффективны как в начальные сроки экспонирования в воде так и в более поздние (через 100 суток). Характер кривых со всеми гидрофобизаторами идентичен и имеет плавный вид, соответствующий экспонентам.

Рис. 1 Кинетика водопоглощения по массе ШЩВ с различными гидрофобными добавками

             1 – контрольный; 2 – Мowilith-Pulver LDM 2080 P; 3 – Rhoximat PAV-29; 4 – ГКЖ-10; 5 – олеат натрия; 6 – стеарат кальция; 7 –стеарат цинка.

Оценку влияния гидрофобизаторов на степень водопоглощения ШЩВ, принято осуществлять по показателю относительного водопоглощения К_отн, представляющего собой отношение водопоглощения гидрофобизированных шлаковых композиций к негидрофобизированным, определяемый по формуле:

К_отн =W_г/W_н;

где W_г  – водопоглощение гидрофобизированных композиций; W_н – водопоглощение негидрофобизированных композиций.

В табл. 1 показано изменение К_отн во времени в зависимости от вида гидрофобизатора для ШЩВ. Стеарат цинка и стеарат кальция в ШЩВ обладают наиболее сильным гидрофобизирующим действием, понижая значение водопоглощения по массе контрольного состава через 100 суток в 3,58 и 3,24 раза, соответственно. Реакционно-активный гидрофобизатор – олеат натрия, также значительно понижает капиллярное водопоглощение в 2,91 раза. Коэффициенты длительной водостойкости гидрофобизаторов данной группы высокие. Введение в ШЩВ стеаратов металлов цинка и кальция повысили его значение почти в 2 раза, по сравнению с контрольным-бездобавочным, то есть с 0,70 до 0,98-0,99.

Если следовать требованиям ГОСТ24211-2003 по эффективности гидрофобных добавок, которые должны уменьшать водопоглощение бетонов в 2 раза (к, сожалению, ГОСТ не указывает за какой срок), то стеараты и олеаты при дозировке 2%, уменьшающие водопоглощение гидрофобных образцов от 2 до 3 раз по сравнению с контрольными, удовлетворяют этому регламенту. Однако по ГОСТ они относятся лишь ко II классу (табл. 1).

Таблица 1. Классы гидрофобизаторов по снижению водопоглощения

Необходимо отметить, что в практике одна и та же добавка, если следовать требованиям ГОСТ, может быть отнесена и к 1 и 2 и 3-му классу, в зависимости от дозировки её. Поэтому требуется совершенствование ГОСТа, который регламентирует эффективность добавок.

Нами предлагается оценивать эффективность гидрофобных добавок по коэффициенту, равному отношению гостовских показателей уменьшения водопоглощения, взятых в процентах к расходу добавки в % от массы вяжущего. Тогда коэффициент функционально-экономической эффективности, выразится: К = ΔВ/ΔД. Для стеарата цинка он, в нашем случае, самый высокий и равен 179%/%, а для Mowilith-Pulver LDM 2080P самый низкий: 81%/%, т.е. на один процент израсходованной воды.

Кремнийорганическая жидкость – ГКЖ-10, относящаяся ко второй группе гидрофобизаторов, также эффективно проявляет свои водоотталкивающие свойства при длительном насыщении в воде, снижая водопоглощение по массе в 2,41 раза, в сравнении с негидрофобизированным составом. Коэффициент длительной водостойкости образцов из ШЩВ с этой добавкой выше контрольного на 0,16 и составляет 0,86.

Как видно на рисунке, третья группа выбранных нами гидрофобизаторов –редиспергируемые латексные порошки Rhoximat РАV-29 и Mowilith-Pulver LDM 2080P менее эффективны в ШЩВ, чем гидрофобизаторы двух предыдущих групп, хотя понижают водопоглощение образцов контрольного ШЩВ в 1,93 и 1,62 раза, соответственно. Коэффициент водостойкости образцов при добавлении гидрофобизаторов данной группы ниже, чем с металлоорганическими гидрофобизаторами.

Исследуя влияние гидрофобизаторов всех трех групп на прочность при сжатии, было установлено, что стеараты цинка и кальция незначительно понижают прочность на осевое сжатие ШЩВ. Отмечено, что образцы со стеаратом кальция через 1 сутки нормально-влажностного твердения имели прочность несколько выше (27,7 МПа) контрольных образцов ШЩВ. Самое низкое значение начальной прочности на сжатие – 16,7 МПа у составов, изготовленных с добавлением ГКЖ-10. При взаимодействии гидроксида кальция с этилсиликонатом натрия образуется труднорастворимый молекулярно-дисперсный кальциевый силиконат, который экранирует частицы шлака от гидратации  образующейся в результате реакции в растворе активный гидроксид натрия, в дальнейшем стимулирует реакцию гидратации.

В нормативные сроки твердения образцы негидрофобизированного ШЩВ имели прочность 78,6 МПа. Все образцы с гидрофобизаторами, за исключением олеата натрия и редиспергируемого латексного порошка Моwilith-Pulver DM 2072 P, имеют нормативную прочность близкую прочности контрольного состава.

Гидрофобизатор Моwilith-Pulver DM 2072 P существенно понизил 28-ми суточную прочность ШЩВ. Наиболее интенсивный набор прочности на сжатие в течение 100-суточного экспонирования образцов в воде наблюдается у составов, изготовленных с добавлением металлоорганических гидрофобизаторов – стеарата цинка, стеарата кальция и олеата натрия (составы 2; 3; 4), у которых прочность, по сравнению с нормативной прочностью возросла, соответственно, на 30,9 МПа, 21,9 и 20 МПа. Образцы с ГКЖ-10, и Моwilith-Pulver DM 2072 P (составы 5 и 7) не упрочняются при водном твердении. А образцы с редиспергируемым латексным порошком Rhoximat РАV-29 разупрочняются от длительного нахождения в воде.

Таблица 2. Физико-технические свойства шлакощелочного вяжущего с различными гидрофобными добавками

Анализируя все полученные данные, можно сделать вывод, что из всех исследуемых нами гидрофобизаторов, наиболее эффективными в ШЩВ в повышении водоотталкивающих свойств, являются металлоорганические гидрофобизаторы – стеараты цинка и кальция, которые имеют длительный коэффициент водостойкости – 0,99 и 0,98. Они не понижают прочности на сжатие в нормативные сроки, и способствуют активному твердению в водной среде и существенному набору прочности на сжатие в течение 100 суточного нахождения в воде. Данные модификаторы-гидрофобизаторы рекомендуем использовать в качестве эффективных добавок для минеральношлаковых вяжущих и бетонов на их основе [1-4].

Современный уровень развития информационных технологий позволяет моделировать физико-механические свойства бетонов как функцию их внутреннего строения и внешних факторов в заданных условиях эксплуатации конструкций, определить наиболее эффективную структуру, а также оценить долговечность бетона без длительных экспериментов. Описание многоуровневых цементных систем возможно за счет применения структурно-имитационного моделирования методом конечных элементов (МКЭ) [1, 2]. Именно поэтому в последнее время сформировалось новое научное направление – “компьютерное материаловедение” [1-4], которое быстро развивается. Первая структурная модель бетона, содержащая зерна заполнителя расположенного в матрице цементного камня с вычислением распределения напряжений [5], получила развитие в работах B.T. Ерофеева, И.И. Меркулова, М.В. Бунина и др. [6, 7]. В развитие этого А.Н. Харитоновым [8] предложена методология структурно-имитационного моделирования бетона, включающая наноразмерный уровень. Главные направления исследований с использованием МКЭ реализуются в форме решения интегральных уравнений, отражающих математические модели температурно-механических и электрохимических систем и процессов. При этом важной составляющей исследования долговечности является изучение и математическое описание механизма развития микротрещин, которые влияют на скорость карбонизации, перенос хлоридов и последующие процессы на поверхности арматуры, приводящие к ее коррозии. 
Таким образом, целью данной работы является разработка имитационной модели долговечности бетона путем комплексной оценки воздействия на бетон агрессивной среды, климатических факторов с учетом характера его пористости, и параметров трещинообразования.

В общем случае предлагаемая имитационная модель долговечности бетона задается граничными условиями, которые определяются геометрией бетонной конструкции или ее части и предусматривает три иерархических уровня (рис. 1). На микроуровне, в качестве структурного параметра пригодного для моделирования МКЭ предлагается использование эффективной пористости бетона. Под эффективной пористостью П_Е (рис.1, а) понимается часть открытых капиллярных пор и микротрещин бетона, в которых в реальных климатических условиях вода находится в «свободном» состоянии, то есть может переходить в лед при сезонном замораживании, удаляться при высыхании и насыщать поры при сезонном увлажнении бетона. Мезауровень имитационной модели предусматривает моделирование МКЭ образования и развития термических и усадочных трещин в бетоне с использованием положений теории механики разрушения (рис. 1, б). Макроуровень имитационной модели предусматривает моделирование МКЭ коррозии защитного слоя бетона, основываясь на законах диффузии с учетом изменения граничных условий при образовании трещин (рис. 1, в). Решение МКЭ иерархической имитационной модели долговечности бетона предусматривает моделирование термонапряженного состояния бетона и реальных климатических воздействий на конструкцию, результатом чего является прогнозируемая глубина деструкции бетона конструкции в течение проектного срока эксплуатации.

а) микроуровень		б) мезоуровень		в) макроуровень
Рис.1. Структурно-имитационная модель долговечности бетона  а) – эффективная пористость бетона;  б) – образование и развитие трещин в бетоне;  в) – коррозия бетона в результате внешних воздействий.

Морозостойкость бетона при моделировании рассматривали как накопление повреждений, вызванных циклами объемных деформаций бетона вследствие замерзания в его порах льда до начала разрушения бетона. Поскольку циклы замораживания-оттаивания в реальных условиях происходят в широком спектре температур окружающей среды и сопровождаются образованием в порах бетона разного количества льда, при моделировании весь спектр возможных циклов замораживания-оттаивания бетона аналитически сводили к эквивалентному по разрушительному действию количеству циклов с замораживанием до минус 18 ± 2 °С, путем учета количества льда образующегося в порах по сечению бетона конструкции при различных температурах (рис.2).

Рис.2. Образование (оттаивание) льда в зависимости  от температуры и прогнозируемая морозостойкость бетона

Для моделирования образования и развития трещин в бетоне была использована классическая модель Гриффитса – Ирвина. Параметры раскрытия трещин получали путем подбора параметров трещинообразования, при которых напряжение в системе минимальны или не приводят к дальнейшему развитию трещин (рис.3).

Рис. 3. Напряжение в поверхностном слое бетона в зависимости от глубины трещин

Условие начала роста трещины формулировались как достижение коэффициентом интенсивности напряжений (КИН) в ее вершине критического значения K_ic c (рис. 4,а). Соответственно условием прекращения роста трещины принимали снижение КИН в ее вершине ниже K_ic. Анализ ширины раскрытия трещин (рис. 4,б) свидетельствует о их стабилизации на уровне 0,033 – 0,055мм.

а)	б)
Рис.4. КИН (а) и ширина раскрытия трещин (б) в зависимости от их глубины и шага трещинообразования

Повышение температуры бетона в результате саморазогрева при твердении или воздействия солнечной радиации, приводит к повышению парциального давления паров воды, вызывает ускорение диффузии воды из пор бетона в окружающую среду и ускоряет процессы усадки бетона. При таких условиях КИН в вершине трещин может превышать критическое значение K_ic, при этом возможно образование трещин глубиной 8-14 см, с шириной раскрытия 0,035-0,06 мм. Таким образом, суммарная ширина раскрытия трещин вследствие термонапряженного состояния и усадки бетона может превышать 0,1 мм при их глубине более 100 мм. 
Глубина и ширина раскрытия трещин существенно влияет на глубину карбонизации защитного слоя бетона. В результате расчетов по модели было установлено увеличение глубины карбонизации защитного слоя бетона с увеличением глубины трещин. В условиях экспозиционного класса ХС4, в трещинах 0,2-0,3 мм фронт карбонизации может достигать поверхности арматуры через 50 лет эксплуатации, с последующей коррозией стали (рис. 5). Фронт карбонизации в трещинах шириной до 0,1 мм достигает поверхности арматуры через 100 лет эксплуатации (рис. 5).

Рис. 5. Изменение рН защитного слоя бетона нормальной проницаемости в зависимости от ширины раскрытия трещин

Таким образом, при прогнозировании долговечности бетона комплексная оценка воздействия на бетон агрессивной среды, климатических факторов, с учетом характера поровой структуры бетона, наличия и параметров микротрещин возможна путем построения иерархической имитационной модели и ее решение МКЭ. Универсальность законов диффузии описывающих процессы коррозии бетона обуславливает возможность использования имитационного моделирования при прогнозировании долговечности бетона при воздействии различных агрессивных сред. Изменение граничных условий в результате прогрессирующего трещинообразования требует формулировки нелинейной задачи для МКЭ или ряда линейных задач с различными граничными условиями, отражающими динамику процесса.

Вероятно, наиболее успешной технологией в строительной индустрии за всю историю ее развития является производство портландцемента – доминирующего вяжущего материала в современном строительстве. Без использования этого материала невозможно получение главного строительного материала современности – бетона и железобетона. Развитие технологии портландцемента, который был изобретен в начале XIX века, имело долгий эволюционный путь. Цемент, который производился на начальных этапах развития его технологии, по современными представлениям, не являлся портландцементом. Постепенное совершенствование технологии портландцемента привело к значительному росту его характеристик и объемов производства.

Очевидно, что сегодня не существует строительных вяжущих, способных в ближайшем будущем заменить портландцемент и бетон на его основе. Такое положение сложилось благодаря высоким характеристикам портландцемента, удовлетворяющих требованиям современных строительных технологий. Большое значение имеет монополизация цементной отрасли и колоссальные запасы сырья для производства цемента (карбонатные породы и глины), месторождения которых равномерно распределены на всех континентах Земли. Сегодня в мире производится около 4 млрд. тонн портландцемента в год и объемы производства его постоянно растут.

В качестве наиболее перспективной альтернативы портландцемента можно рассматривать вяжущие щелочной активации, твердение которых происходит в результате реакций различных измельченных алюмосиликатных материалов – шлаков, зол, некоторых горных пород и других природных или искусственных материалов с щелочным активатором. Такие вяжущие по свойствам сопоставимы с портландцементом, а по некоторым характеристикам могут его превосходить [1]. Важным преимуществом вяжущих щелочной активации является возможность использования широкого спектра промышленных отходов, а также отсутствие в технологии энергоемкой операции обжига.

На ранних этапах развитиях технологии вяжущих щелочной активации они рассматривались в качестве дешевых материалов, способных восполнить дефицит общестроительных вяжущих, существовавший в нашей стране до конца 80-х годов прошлого века. В последующий период большее значение приобрели экологические преимущества производства шлакощелочных вяжущих на основе промышленных отходов.

Впервые вяжущие щелочной активации на основе шлаков были исследованы А.О. Пурдоном в 1940 году. Однако в зарубежной научной литературе долгое время вяжущим щелочной активации уделялось мало внимания. Достаточно полная хронологическая последовательность открытий в области вяжущих щелочной активации была сделана D. Roy [1] и C. Li [2]. Эту хронологию можно дополнить исследованиями некоторых отечественных ученых [6-12, 14-16] (см. таблицу).

Таблица – Этапы развития вяжущих щелочной активации по данным [1-16]

В Советском Союзе наиболее значимые работы по развитию вяжущих щелочной активации были проведены В.Д. Глуховским и его сотрудниками. Ими были выполнены лабораторные исследования, а затем проведены промышленные испытания сначала грунтосиликатов [4], а затем шлакощелочных вяжущих [5]. Однако, несмотря на то, что в ходе этих работ были получены положительные результаты, широкого распространения эти материалы не получили.

Развивая технологию шлакощелочных вяжущих В.И. Калашников и его ученики [6, 8], разработали глиношлаковые, минерально-шлаковые, геошлаковые и геосинтетические вяжущие с различным содержанием шлака и осадочных горных пород с прочностью до 200 МПа. Исследованиями Н.А. Ерошкиной и др.[9] было установлено, что на основе магматических горных пород могут быть получены геополимерные вяжущие с прочностью 40-100 МПа.

Зарубежные исследователи в последние годы активизировали работу по вяжущим щелочной активации [1-3]. Это связано с возможностью решения некоторых экологических проблем благодаря вовлечению в производство вяжущих промышленных отходов. Важным преимуществом щелочных вяжущих, как уже отмечалось, является отсутствие в их технологии обжига и необходимости сжигать углеводородное топливо, сокращая выбросы в атмосферу углекислого газа.

Научной основой развития щелочных вяжущих в настоящее время служит концепция геополимеров, разработанная французским ученым J. Davidovits в конце семидесятых годов [3].

На ранних этапах развитиях технологии геополимеров – алюмосиликатных неорганических полимеров, получаемых в результате щелочной обработки природного и техногенного минерального сырья, – они разрабатывались в качестве замены органических полимеров для повышения их огнестойкости, а также для производства низкотемпературной керамики различного назначения. На основе геополимеров были получены специальные ремонтно-строительные материалы, способные быстро набирать высокую прочность. Такие материалы имели высокую коррозионную и температурную стойкость. Однако эти материалы не получили широкого распространения из-за высокой стоимости.

Новый этап развития технологии геополимерных материалов начался тогда, когда в качестве сырья для их получения стали использовать золы ТЭС, доменные гранулированные шлаки, алюмосиликатные горные породы. Применение такого сырья позволило значительно снизить стоимость геополимерных вяжущих и получить на их основе недорогие строительные материалы, а также решить проблему утилизации многотоннажных промышленных отходов. Последнее особенно важно для определения направлений развития промышленности строительных материалов в странах, не имеющих развитой индустрии утилизации промышленных отходов.

Сегодня геополимерные вяжущие рассматриваются в качестве альтернативы портландцементу [3], однако о полной замене цемента новым материалом на современном этапе развития технологии и науки о геополимерах пока говорить нельзя. Это связано, в частности, с невозможностью достоверно прогнозировать свойства новых строительных материалов, эксплуатирующихся в различных условиях.

В отличие от строительных материалов, производящихся на основе традиционного минерального сырья, имеющего стабильные состав и свойства, продукция, изготавливаемая на основе отходов, часто характеризуется непостоянными свойствами, что вызвано колебаниями состава промышленных отходов. Для получения строительного материала со стабильными характеристиками и хорошо прогнозируемыми сроками эксплуатации необходимо проведение системных исследований закономерностей влияния состава исходных компонентов и технологических режимов производства геополимерных строительных материалов на базе промышленных отходов на широкую номенклатуру показателей их качества. Для разработки технологии геополимерных материалов необходимо комплексное исследование конструктивных и деструктивных явлений, протекающих в материале в процессе производства и эксплуатации.

В настоящее время знаний о геополимерных материалах еще недостаточно для широкого внедрения их в строительную практику. Непредсказуемый риск снижения работоспособности материалов и конструкций в процессе эксплуатации, а также отсутствие нормативной базы останавливают проектировщиков и строителей от использования геополимерных материалов, произведенных по ресурсосберегающим технологиям на основе промышленных отходов. Ресурсосберегающая эффективность производства и применения строительных материалов на основе промышленных отходов будет оправданна только в случаях достаточно высокой долговечности получаемых материалов. В связи с этим ключевой проблемой при широком внедрении в строительную практику новых строительных материалов, полученных по геополимерной технологии, является решение вопросов, связанных с их долговечностью.

Для решения этих вопросов необходимо разработать новые и усовершенствовать существующие методы оценки свойств геополимерных материалов, учитывающие особенности их эксплуатационного поведения при различных неблагоприятных условиях. При прогнозировании долговечности геополимерных материалов с успехом могут быть использованы методики, применяющиеся для оценки долговечности бетона и других традиционных строительных материалов. К таким методикам должны быть отнесены прежде всего определение морозостойкости, коррозионной стойкости, трещиностойкости. Применение традиционных прогнозных методов оценки долговечности, а также опыт, накопленный исследовательскими лабораториями, по стойкости геополимерных материалов в различных условиях силового воздействия и коррозионно-активных средах позволит в ближайшем будущем ученым получить сведения, необходимые для надежной эксплуатации геополимерных строительных материалов.

Анализ результатов исследования геополимерных вяжущих и имеющийся опыт их промышленного использования показывает, это направление развития вяжущих щелочной активации во многих странах является основным. Достигнутые успехи в развитии геополимерных вяжущих могут быть широко реализованы в строительной практике только после подтверждения эксплуатационной надежности и долговечности строительных материалов, полученных на основе этих вяжущих.

Усадка вяжущего, протекающая в стесненных условиях, под которыми понимается наличие в матрице цементного камня практически недеформируемых зерен заполнителя и арматуры, приводит в возникновению в материале напряжений и трещин. Образование таких макродефектов структуры обусловливает снижение прочности материала и повышение его проницаемости для коррозионно-активных агентов. В связи с этим усадка является одним из важных факторов, определяющих долговечность строительного материала.

Усадочные деформации геополимеров могут происходить на всех этапах его структурообразования [2]. На ранних стадиях, до наступления схватывания бетонной смеси в ней может наблюдаться пластическая усадка. Причинами этого вида усадки являются высыхание смеси и химические реакции, которые обеспечивают образование микроструктуры и заканчиваются схватыванием смеси. Если смесь сохраняет пластичность, то есть способность деформироваться без нарушения сплошности и образования трещин, то этот вид усадки не приводит к образованию дефектов структуры. Однако, если усадка продолжается после схватывания смеси, это может привести к образованию трещин на поверхности материала. Риск этих явлений возрастает в смесях с повышением расхода вяжущего и воды. Для предотвращения образования трещин в материале на ранних этапах структурообразования необходимо снизить испарение воды с поверхности бетонной смеси за счет использования водонепроницаемых пленок или полимерных покрытий поверхности смеси.

Аутогенная усадка протекает в вяжущем камне при отсутствии массообмена с окружающей средой. Она обусловлена химическими превращениями, при которых объем продуктов реакции меньше объема компонентов. Для некоторых геополимерных материалов пластическая усадка аутогенного характера может быть велика. В частности, для вяжущих на основе магматических горных пород она составляет несколько десятых мм/м [3]. Наиболее интенсивно эта усадка развивается в течение нескольких десятков минут и до момента схватывания значительно замедляется, но не прекращается. Экспериментально установлено, что при воздушно-влажностном твердении с 1 до 28 суток значения аутогенной усадки, в зависимости от параметров состава вяжущего, могут составлять от 0,3 до 0,4 мм/м (рис. 1а), причем 90…95 % усадки вяжущего происходит в период до 14 суток. Повышение аутогенной усадки вяжущего на основе горных пород практически прекращается через 10-15 суток твердения в нормальных условиях. Затем рост этого вида усадки многократно снижается и в течение 1 года усадочные деформации увеличиваются не более чем на 0,08 мм/м. В дальнейшем это процесс замедляется и значения усадки за 1 год в несколько раз меньше, что за 28 суток (рис. 1б). В неблагоприятных условиях, таких, как высыхание поверхности смеси, или при нерациональном составе вяжущего в процессе схватывания аутогенная усадка может привести к образованию трещин. В связи с этим вопросу усадочных деформаций геополимерного вяжущего на начальном этапе структурообразования следует уделять особое внимание.

Рис. 1. Влияние силикатного модуля и удельной поверхности шлака на усадку, мм/м, в период с 1 по 28 сут (а) и с 28 сут до 1 года (б)

Установлено, что для снижения усадки необходимо минимизировать расход воды и использовать в качестве активатора твердения низкомодульное жидкое стекло с силикатным модулем в интервале от 1,4 до 1,5 (рис. 2.6). Использование такого активатора позволяет минимизировать усадочные деформации вяжущего для различных сроков твердения.

Усадка высыхания обусловлена обезвоживанием пор геля и капиллярных пор вяжущего теста. Суммарные значения аутогенной усадки и усадки при высушивании бетона могут достигать 0,4…0,7 мм/м. Суммарная усадка возрастает при увеличении расхода воды и активатора твердения. Как видно из графиков (см. рис. 2), основной прирост усадочных деформаций происходит в течение первых 15-20 суток высушивания.

Как показывает практика, усадка геополимерных вяжущих может вызвать образование трещин в бетоне. Причина этих явлений – хрупкость вяжущего камня, который подвергается неоднородной усадке из-за неравномерности высыхания материала по толщине и влияния заполнителя. Для уменьшения вероятности возникновения этих негативных явлений необходимо контролировать условия твердения.

а)
б)

Рис. 2. Усадочные деформации бетона в зависимости от расхода воды
при дозировке активатора – 12,5 (а) и 16,5 % от веса вяжущего (б)

Усадка геополимерного бетона на основе золы-уноса, по различным данным, имеет очень низкие значения [4, 5]. Через год окончательная усадка таких бетонов независимо от состава и условий твердения и прочности бетона не превышает 0,1 мм/м. При высыхании геополимерного бетона на основе золы фиксируются небольшие колебания усадки. Это может быть связано с миграцией воды из окружающей среды в бетон или наоборот, что вызывает усадку или набухание бетона. Кроме того, имеются некоторые различия в значениях усадки при высыхании бетонов, твердевших в сухих условиях и при пропарке [3-5].

Усадка при высыхании геополимерного бетона на основе золы-уноса, твердеющего при тепловой обработке, существенно меньше усадки портландцементного бетона, твердеющего при аналогичных условиях [4].

Экспериментальные исследования геополимерного бетона на основе низкокальциевой золы-уноса после твердения при 60 °C в течение 24 часов показали, что такие бетоны характеризуются усадкой менее 0,1 мм/м, которая в несколько раз меньше усадки портландцементного бетона [4, 5].

Усадка при высыхании геополимерного бетона, твердеющего в нормальных условиях, гораздо больше, чем усадка термообработанного геополимерного бетона, что связано с водой, испарившейся в результате реакции геополимеризации [5]. Основной рост усадки при высыхании у образцов, твердеющих в нормальных условиях, и у термообработанных происходит в течение первых 2-х недель.

Более низкую усадку геополимерного вяжущего на основе золы-уноса, по сравнению с портландцементом, можно объяснить образованием в результате химических реакций цеолитной фазы в структуре геополимера.

При синтезе цеолита не происходит испарения воды, а геополимерное вяжущее, наоборот, впитывает ее из атмосферы. Этим объясняется отсутствие развития усадочных деформаций при длительном твердении.

На образование усадочных трещин в материале влияние оказывает не только величина усадки. Большое значение имеют прочность при растяжении, модуль упругости, а также ползучесть, развитие которой обеспечивает снижение напряжений, возникающих при стесненной усадке.

Коэффициент ползучести геополимерного бетона – отношение деформаций ползучести к упругим деформациям при прочности материала от 40 до 67 MПa, находится в интервале 0,7…0,4 [4]. Геополимерный бетон на основе золы-уноса обладает низкой ползучестью, что снижает возможность релаксации неоднородных напряжений и увеличивает риск образования трещин.

Небольшая усадка при высыхании и низкая ползучесть геополимерного бетона позволяет прогнозировать его высокую долговечность и эксплуатационную надежность.

Деструкция строительных материалов может происходить под влиянием различных эксплуатационных факторов, которые можно разделить на две группы:

- силовое воздействие, связанное с восприятием полезной нагрузки собственного веса материалов и конструкций, а также усталостное разрушение при воздействии переменной нагрузки;

- процессы разрушения материала под воздействием окружающей среды или внутренних процессов, развивающихся в материале.

Разрушение строительных материалов и конструкций под воздействием первой группы факторов происходит только в аварийных ситуациях или при нарушении проектного режима эксплуатации зданий и сооружений.

Вторая группа факторов включает в себя химическую коррозию строительных материалов, а также их разрушение под действием замораживания и оттаивания, насыщения и высушивания, а также внутренней коррозии в результате объемных изменений при взаимодействии некоторых компонентов материалов, например щелочей, содержащихся в вяжущем, с активным кремнеземом заполнителя.

По некоторым данным, ведущей причиной разрушения железобетонных конструкций является разрушение под действием карбонизации и хлоридных ионов, вызывающих коррозию арматуры [2]. Диоксид углерода и хлориды, напрямую не воздействуют на бетон, а способствуют коррозии арматуры в бетоне. Атмосферный углекислый газ вступает в реакцию с щелочью, вызывая уменьшение рН в поровом пространстве. В результате защитные свойства бетона по отношению к арматурной стали снижаются. Хлоридные ионы могут проникать в бетонную смесь через заполнитель или воду затворения. Однако на практике это редко происходит вследствие жестких ограничений по содержанию хлоридов в бетоне. Как правило, хлориды проникают в бетон снаружи, либо из морской воды или в результате применения противогололедных реагентов. Углекислый газ и соединения хлора, а также другие агрессивные вещества могут вызвать разрушение бетона только в присутствии воды.

Механизм проникновения хлоридов и диффузия CO₂ из окружающей среды вместе с процессом перемещения воды в бетоне играет важную роль в разрушении бетона. Эти явления являются ключевыми факторами, определяющими долговечность бетона на основе портландцемента, шлакощелочного и геополимерного бетона.

Долговечность и многие другие свойства геополимерных бетонов зависят от тех же факторов, которые являются определяющими для долговечности композиционных шлакощелочных вяжущих (КШЩВ) (рис. 1).

Рис. 1. Система факторов, определяющих структуру и свойства КШЩВ, по данным Н.Р. Рахимовой [3]

Определяющее влияние на долговечность материала, наряду с его химико-минералогическим составом, оказывает поровая структура, от которой зависит его проницаемость для жидкостей и газов, вызывающих физическую и химическую коррозию. Часто проницаемость бетона является свойством, определяющим долговечность материала.

Существуют различные условия проникновения жидкостей в материал, например капиллярный подсос, адсорбционное водопоглощение, инфильтрация жидкостей под давлением (в гидротехнических сооружениях и резервуарах). В зависимости от условий поступления в строительный материал воды или растворов коррозионно-активных веществ скорость деструктивных процессов будет различной.

Многочисленные исследования [3-7] доказали, что долговечность геополимерных материалов зависит от размерных характеристик их открытой пористости. При оценке влияния структуры бетона на его коррозионную стойкость большое значение имеет распределение объема пор по размерам. Преобладание пор меньших размеров способствует повышению химической стойкости бетона; крупные поры влияют не только на его прочность, но и на проницаемость, которая, в свою очередь, оказывает воздействие на долговечность.

Деструктивные процессы геополимерных материалов зависят не от одного или нескольких факторов, а от системы взаимодействия комплекса параметров структуры и условий эксплуатации (рис. 2).

Рис. 2. Диаграмма зависимостей между научными и техническими аспектами долговечности геополимеров по данным [5]

Большое влияние на повышение проницаемости бетона для коррозионно-активных агентов имеет образование и развитие в материале системы трещин. Кроме того, этот фактор значительно влияет на морозостойкость бетона.

Трещинообразование геополимерных бетонов остается пока малоизученным вопросом. Установлено, что геополимерные материалы на основе магматических горных пород характеризуются более высокой, чем портландцемент усадкой [7, 8], что создает предпосылки для образования в материале усадочных трещин. Выявлено, что на трещиностойкость этих материалов большое влияние оказывает расход добавки шлака [9]. Однако проблема повышения проницаемости геополимерного бетона из-за образования в нем трещин характерна для многих строительных материалов. Снижение влияния этих негативных явлений может быть получено различными способами, например использованием ремонтных полимерных защитных покрытий [10].

Долговечность геополимерных материалов зависит от системы взаимосвязанных факторов. Взаимосвязь этих факторов, а также их совместное влияние на изменение характеристик долговечности материала является сложной малоизученной системой, в связи с чем необходимо проведение системных исследований взаимного влияния физико-механических свойств и структуры геополимерных строительных материалов на их долговечность в различных условиях эксплуатации.

Следует также отметить некоторые отрицательные и положительные стороны этого вяжущего. Положительным является следующее:

– при не очень высоких показателях прочности глиношлаковые вяжущие и материалы на их основе имеют достаточно высокую морозостойкость, что является немаловажным, так как это один из показателей, характеризующих долговечность материалов;

– достаточно высокие деформационные показатели, которые характеризуют глиношлаковое вяжущее, не проявляющее хрупкого характера разрушения, как упругопластичный материал;

– очень высокая трещиностойкость в условиях попеременного увлажнения и высушивания.

К отрицательным свойствам можно отнести:

– не очень высокую водостойкость, как самого вяжущего (по сравнению с цементом и шлакощелочными вяжущими), так и материалов на его основе. Хотя, в сравнении с кратковременной водостойкостью воздушных вяжущих, равной 0,25–0,4, у глиношлаковых она составляет 0,5–0,6 и является длительной, незначительно повышающейся в течении экспонирования изделий в течении 1–2 года;

– высокие деформации усадки, достигающие 1,0 мм/м, которые, в тоже самое время, являются «безопасными», т.к. не вызывают деструктивных изменений в структуре материала, при сильном высушивании и увлажнении, по сравнению с аналогичными показателями цементного камня.

Долговечность строительных материалов и конструкций определяется сохранением их прочности, несущей способности после длительных силовых и средовых воздействий. При оценке долговечности изделий, работающих в условиях открытой атмосферы, важной характеристикой является кинетика изменения прочностных и деформационных показателей при знакопеременном воздействии положительных и отрицательных температур на насыщенные водой или солевыми растворами образцы, воздействие сухого воздуха и воды, вызывающих усадочные напряжения, образование и развитие трещин.

Из результатов испытания глиношлаковых материалов на водостойкость следует, что в зависимости от понижения соотношения «шлак : глина» она падает. При равном соотношении между содержанием шлака и глины коэффициент водостойкости находится в пределах 0,5-0,6. Если содержание шлака снижается до 30-40%, то коэффициент размягчения понижается до 0,35-0,45 и становится близким к коэффициенту для гипса.

В соответствии со сложившимися представлениями такой материал принято считать неводостойким и непригодным к эксплуатации.

Однако, в отличие от гипса, глиношлаковые материалы не понижают своей прочности в течение длительного периода хранения в воде (1-2 года), а постепенно увеличивают ее. Так, прессованные глиношлаковые образцы при соотношении шлак-глина 60:40, активированные добавкой натриевой щелочи в количестве 3%, в сухом состоянии имели прочность при сжатии 75 МПа. После насыщения в воде в течение 3 суток прочность понизилась до 34 МПа. По показателю коэффициента водостойкости, равному 0,45, испытанное вяжущее относится к воздушному, и применение его возможно лишь для воздушных условий эксплуатации. Однако после годового твердения образцов в воде прочность повысилась до 36 МПа, а через два года она возросла до 40 МПа, т.е. в результате длительного воздействия воды ослабления общего каркаса не произошло.

При длительном нахождении в воде, особенно проточной, водостойкость композиционных материалов зависит от водорастворимости неводостойкого компонента в системе. В цементных и шлаковых вяжущих самой неводостойкой составляющей является портландит, в глиношлаковом вяжущем – портландит и глинистый компонент. Так, сравнительная оценка модельного известково-цементного вяжущего при соотношении 1:3 («цемент : глина» и «цемент : гидратная известь») показала, что в течение годового хранения образцов в периодически сменяемой воде глиноцементные составы значительно более водостойки, чем известково-цементные. Вследствие более высокой растворимости извести (1,3 г/л) по сравнению с глиной (0,0013 г/л) частая смена водной среды привела к более сильному вымыванию известкового каркаса по сравнению с глинистым.

Таким образом, принятый критерий функционального назначения по коэффициенту водостойкости не всегда может быть использован для группы материалов, содержащих в своей полиструктуре взаимопроникающие водостойкий и неводостойкий каркасы. Материал может потерять до 40-50% прочности, но также сохранять ее за счет водостойкого каркаса и упрочняться вследствие упрочнения этого каркаса при постоянном нахождении в водной среде.

В связи с этим при оценке водостойкости таких материалов оценка потери прочности через 1, 2 или 3 суток экспонирования в воде является недостаточной. Критерий длительной водостойкости должен предусматривать, по крайней мере, два испытания материала: после нахождения его в воде 3 суток и 30-60 суток. Если в течение длительного периода не отмечается снижение прочности или обнаруживается рост прочностных показателей, то материал может эксплуатироваться с теми показателями, которые нормируются по условиям эксплуатации.

Для композиционных материалов, содержащих в своей структуре водостойкий и неводостойкий взаимопроникающие каркасы, важно знать, как изменяется прочность во всем диапазоне наполнения. Для глиношлакового материала, изготовленного из конкретных компонентов, в частности, из липецкого шлака и лягушовской глины, изменения показателей прочности в сухом и водонасыщенном состояниях представлены на рис. 1. Здесь же приведено изменение коэффициента длительной водостойкости после двух месяцев экспонирования в воде.

Из рисунка видно, что прочность в сухом состоянии имеет максимум при 20%-ном содержании глины в составе композиционного материала. При повышении доли глины прочность закономерно снижается и при 100%-ном ее содержании уменьшается до прочности спрессованного и высушенного сырца (10 МПа). При насыщении водой сырца глина полностью размучивается. Замена 20% глины шлаком способствует сохранению минимальной прочности в водных условиях хранения. Кривая изменения прочности композиционного материала, насыщенного водой, не имеет максимума – чистое шлаковое вяжущее более водостойко, чем композиционный глиношлаковый материал. Однако, хотя коэффициент длительной водостойкости по мере снижения доли шлака постоянно уменьшается, интенсивность этого уменьшения с концентрацией шлака неодинакова: в интервале от 30 до 60% шлака коэффициент изменяется очень незначительно. Уже 20-25% шлака создает в структуре композита водостойкий каркас.

Рис. 1. Изменения показателей прочности R_сж в сухом (1) и водонасыщенном (2) состояниях и коэффициента длительной водостойкости K_р (3) в зависимости от состава

Изменение прочности композиционного материала, содержащего в структуре водостойкий и неводостойкий каркасы, можно смоделировать в первом упрощенном приближении в виде стержневой системы с высокой продольной устойчивостью (рис. 2).

Рис. 2. Моделирование структуры композиционного материала, содержащего в своей структуре

водостойкий и неводостойкий каркасы и сопротивляемость под действием нагрузки

Сплошные стержни при воздействии нагрузки определяют несущую способность шлакового каркаса, а их количество – содержание шлака в системе. Разорванные стержни моделируют работу неводостойкого глинистого каркаса (в водонасыщенном состоянии между стержнями имеется зазор). Если условно допустить, что сплошные стрежни обратимо уменьшаются в размерах на величину зазора между короткими стержнями, когда материал высушивается, то при полном высыхании зазор ликвидируется и при действии нагрузки в работу включается также неводостойкий каркас. При насыщении водой материал набухает, зазор вновь появляется, и неводостойкий каркас выключается из работы. Эта модель упрощена и легко реализуется лишь при линейной зависимости прочности от состава. Однако она дает наглядное представление о работе глиношлаковых изделий в сухом и насыщенном водой состояниях.

Повышение водостойкости глиношлаковых вяжущих гидрофобными добавками может значительно повысить долговечность минеральношлаковых материалов [2-5].

Подробная информация об области применения [1, c.9] и характеристиках условий работы [1, c.15] ленточных конвейеров приводится в источнике [1].

Ленточные конвейеры широко применяются во многих областях: в производстве нерудных строительных материалов для транспортировки гравия и щебня, на открытых горных разработках для транспортировки полезных ископаемых от добывающих механизмов до мест переработки горной массы, на металлургических предприятиях, на машиностроительных предприятиях,  на тепловых электростанциях,  в гидростроительстве, в химической и  целлюлозно-бумажной промышленности.

Привод ленточного конвейера может включать в себя:  электродвигатель, зубчатый редуктор, цепную передачу, клиноременную передачу,  муфты, тормоза, приводной барабан, аппаратуру управления. Движущая сила ленте передается с помощью фрикционной передачи при огибании ею приводного барабана [1, с.163].

Таким образом, передача мощности от электродвигателя к приводному барабану может осуществляться по различным схемам, например:

Схема 1: электродвигатель, зубчатый редуктор, барабан.

Схема 2: электродвигатель, клиноременная передача, зубчатый редуктор.

Схема 3: электродвигатель, зубчатый редуктор, цепная передача.

На выбор схемы привода оказывает влияние большое число факторов в том числе: область применения и назначения конвейера, требуемая мощность, предпочтения заказчика, требования правил в области промышленной безопасности и т.д.

В заданиях на курсовой проект по дисциплине «Прикладная механика» для студентов направления «Горное дело»  используются все перечисленные выше схемы приводов с целью увеличения числа вариантов заданий.

В частности, в задании на курсовой проект для студентов «Горное дело -17» была выбрана схема привода, который включает в себя:  электродвигатель, клиноременную передачу, одноступенчатый зубчатый редуктор с цилиндрическими зубчатыми косозубыми колесами, приводной барабан.

При выполнении курсового проекта у студентов не возникает проблем с проектным и проверочным расчетами зубчатого редуктора.

А вот с расчетом клиноременной передачи возникла проблема, которую студенты самостоятельно не смогли решить.

Проектный расчет клиноременной передачи заключается в определении  тяговой способности, то есть способности ремня передавать заданную нагрузку без буксования. В результате рассчитывают целый ряд параметров передачи: диаметры шкивов, межосевое расстояние, длину ремня, угол обхвата, число ремней, натяжение ветвей ремня, нагрузку на вал шкива. Эти расчеты проводятся по известным формулам согласно: [2, 3, 4] и в данной статье не рассматриваются.

А проверочный расчет клиноременной передачи на долговечность (ресурс) вызвал у студентов затруднения.           Студенты попытались найти учебные пособия с простой и понятной методикой расчета долговечности клиноременной передачи, но оказалось, что таких пособий нет.

Например, в пособии [5, с.4] отмечается, что методические указания пригодны для студентов, выполняющих курсовой проект в течение одного семестра одновременно с прохождением лекционного курса. К сожалению, в данном пособии отсутствует проверочный расчет клиноременной передачи на долговечность.

В пособии [6, с.2], для расчета ременных передач применяется система автоматизированного расчета и проектирования машин и механизмов АРМ WinMachine   V8.1 (модуль APM Drive).     В пособии приводится формула для определения расчетной долговечности ремня, но ее вид и численные значения, входящих в нее параметров, значительно отличается от формул определения  долговечности ремней, приведенных в  учебных пособиях [7] и [8].

Численные значения долговечности клиновых ремней, рассчитанных по рекомендациям  пособий: [6, 7, 8], отличаются между собой на 2 порядка!

Как студенты  поступают в этом случае?

1. Самые дотошные студенты пытаются разобраться самостоятельно, но в итоге просят преподавателя сообщить им «верную» формулу для расчета долговечности клиноременной передачи,

2. Другая группа студентов видит, что в разных пособиях численные значения одних и тех же параметров, входящих в формулу определения долговечности ремня, значительно отличаются друг от друга, и просто подгоняют ответ под рекомендуемые значения.

3. Третья группа студентов, столкнувшись с трудностями расчета долговечности клиновой передачи, игнорирует этот расчет полностью.

Преподаватель обратился ко всему потоку направления «Горное дело»  (6 групп) с предложением: «Может ли кто-то  разработать простую, доступную и понятную методику расчета долговечности клиноременной передачи?». И такие два  студента нашлись!!! Это студент группы ГО-17 Степанов Степан Викторович и студентка группы ГГ-17 Мартышенко Анастасия Игоревна.

Необходимость разработки  простой, доступной и понятной для студентов методики расчета долговечности клиноременной передачи преподаватель попытался объяснить следующими факторами:

1.       Если определять долговечность (ресурс) клиноременной передачи по широко известной методике [7], то расчетный ресурс будет меньше «Гарантийной наработки ремней» по «ГОСТ 1284.2-89 Ремни приводные клиновые нормальных сечений. Технические условия».

2.       Если определять   долговечность  клиноременной передачи по таким методикам, как [6] и им подобным, то расчетная величина ресурса превысит рекомендуемые заводами-изготовителями значения «Ресурса ремней в эксплуатации» в 2-3 раза и не будет соответствовать реальным ресурсам, наблюдаемым в эксплуатации.

3.       Не каждый студент может воспользоваться такой  «серьезной» литературой как: [9], [10].  В отличие от совсем недавнего прошлого, студенты направления «Горное дело» изучают курс «Прикладная механика», включающего дисциплины «Теория механизмов и машин» и «Детали машин» в течение ОДНОГО СЕМЕСТРА, выполняя при этом и курсовой проект.

4.       Но это еще не все трудности: у студентов направления «Горное дело», выполняющих курсовой проект по дисциплине «Детали машин», исключили такую дисциплину, как «Сопротивление материалов»!!! Получается, что при расчете деталей машин студенты  не знают: что такое напряжение, что такое предельное и допустимое напряжение и т.д.

5.       В настоящее время еще не разработан точный метод расчета клиновых ремней на долговечность. Однако ученые и инженеры-практики заметили определенные зависимости между ресурсом клиновых ремней и факторами, которые характеризуют: конструктивные особенности передачи, условия ее эксплуатации, характер технического обслуживания и т.д.: [11], [12]. Учет этих особенностей  позволил  вывести эмпирические зависимости, позволяющие с достаточной степенью точности рассчитать ресурс клиноременной передачи, в частности для привода механических прессов, режим работы которых относится к тяжелому режиму.

Используя уже известные эмпирические зависимости расчета ресурса клиновых ремней механических прессов, а также экспериментальные данные фактического ресурса ремней, полученные при эксплуатации приводов ленточных конвейеров в других областях промышленности с легким и средним режимами работы, авторы разработали и рекомендуют к использованию следующую методику проверочного расчета клиноременной передачи на долговечность.

Методика проверочного расчета клиноременной передачи ленточных конвейеров на долговечность. 

1.       При проектном расчете рекомендуется, если есть такая возможность,  выбирать большее значение диаметра ведущего шкива, ограничивая  выбор диаметра шкива  скоростью ремня не более 30 м/сек.

2.       При проектном расчете рекомендуется выбирать из стандартного ряда длину ремня, которая обеспечит частоту пробега ремня не более 10 сек-1. Частота пробега ремня определяется как частное от деления скорости ремня на длину ремня.

3.       В этом случае формула «Степанова», учитывающая конструктивные параметры передачи,  для  определения ресурса клинового ремня принимает вид:

Nчас = 1,9·10⁵ ·Lр / n·d,

где:

Nчас – долговечность (ресурс) клинового ремня в часах работы,

Lр  – стандартная длина ремня, мм.,

n – частота вращения ведущего шкива, об./мин.,

d – стандартный диаметр ведущего шкива, мм.

4.       Ресурс клинового ремня можно также определить и по формуле «Мартышенко», которая учитывает мощностные характеристики передачи:

Nчас = 240·Lр / ³√ n²· ³√P,

где:

Nчас – долговечность (ресурс) клинового ремня в часах работы,

Lр – стандартная длина ремня, мм.,

³√ – знак корень кубический,

n²  – частота вращения ведущего шкива, об./мин., в квадрате,

P – мощность на ведущем шкиву, кВт.

5. При курсовом проектировании студенты самостоятельно выбирают одну формулу из двух предлагаемых, по которой будут рассчитывать ресурс клиноременной передачи.

6. Полученные расчетные значения ресурса студент обязан сравнить с данными, приведенными в источнике [3, таблица 15, Приложение 3]: согласно «ГОСТ 1284.2-89 Ремни приводные клиновые нормальных сечений. Технические условия», ресурс ремня не должен быть меньше 1500 часов (для районов с холодным климатом) и 2000 часов (для всех остальных районов эксплуатации), при заводской гарантии 500 часов. В  случае, если расчетные данные получатся меньше рекомендованных, студент обязан вернуться к проектному расчету и провести корректировку выбранных параметров клиноременной передачи.

Выводы:

1.       Рекомендуемая методика расчета долговечности клиноременной передачи хорошо  согласуется с фактическими данными ресурса клиновых передач приводов ленточных конвейеров для легких и средних режимов работы для всех районов эксплуатации Иркутской области.

2.       Рекомендуемая методика расчета долговечности клиноременной передачи позволит преподавателю, который руководит курсовым проектированием в группах студентов направления «Горное дело», однозначно оценить и сравнить качество спроектированной клиноременной передачи у большого числа студентов.

3.       Рекомендуемая методика расчета долговечности клиноременной передачи позволит инженерам-практикам оценить качество эксплуатации и технического обслуживания клиноременных передач в реальных условиях работы, сравнивая фактический ресурс с расчетным: если фактический ресурс клиноременной передачи будет выше расчетного, то, эксплуатация и техническое обслуживание оценивается на «хорошо».

4.       Данная работа будет продолжена путем сбора дополнительной информации о фактической долговечности клиноременных передач,  с целью  уточнения  эмпирической зависимости для  расчета долговечности.

Кроме того, стоит отметить вопросы безопасности. К основным факторам, приводящим к нарушениям уровня безопасности, относятся: нарушения правил проектирования, изготовления и монтажа, транспортировки, хранения и консервации; нарушения правил эксплуатации и ремонта; ошибки персонала; неблагоприятные природные факторы; отсутствие или неэффективность защитных мероприятий.

Помимо  четких отказов, существуют и нечеткие отказы, для которых характерна определенная размытость границы между работоспособным и неработоспособным состоянием конструкции. В связи с этим было предложено использовать определение отказа как события, которое может привести к определенным потерям [2], или как события, которое оказывается неработоспособным по рассматриваемой конструкции [3]. В этом случае предполагается, что вышедшая из строя конструкция может эксплуатироваться без восстановления, что связано с определенным ущербом, но такая ситуация характерна для строительных конструкций, восстановление которых (капитальный или текущий ремонт) выполняется не сразу после обнаружения большинства отказов.

В межгосударственном стандарте ГОСТ 27751-88 существуют две группы предельных состояний: 1-я включает предельное состояние, которое ведет к полной непригодности объекта к эксплуатации, 2-е – предельное состояние, затрудняющие нормальную эксплуатацию объекта или уменьшающие его долговечность по сравнению с предусмотренным сроком службы [4].

Общее условие непревышения предельного состояния может быть представлено в виде:

Ψ(Fp , Rp ,γn , γa , γd C ) ≥ 0,                                                                                 (1)

где F p – расчетное значение нагрузки, определяемое по формуле:

F p =γf Fн ,                                                                                                                (2)

где γf – коэффициент надежности по нагрузке; Fн – нормативное значение нагрузки; R p – расчетное значение сопротивления материала, определяемое по формуле:

R p = Rн /γm,                                                                                                            (3)

где γm – коэффициент надежности по материалу; Rн – нормативное значение сопротивления материала; γn – коэффициент надежности по назначению конструкции; γd – коэффициент условий работы; γа – коэффициент точности; С – постоянные, включающие предварительно выбранные расчетные ограничения, задаваемые для некоторых видов предельных состояний (по прогибам, раскрытию трещин и т. п.)

Входящие в условие (1) факторы можно условно разделить на две группы. Первая группа зависит от свойств самой конструкции, вторая – от внешних воздействий. Такое разделение происходит потому, что между ними в большинстве случаев отсутствуют функциональные и корреляционные связи. Тогда для первой группы предельных состояний условие (1) может быть выражено соотношением:

γn Ψ q (Fp , γa , γd ) ≤ Ψr ( R p )                                                                              (4)

Данное неравенство обозначает, что усилия в конструкции не должны превышать несущей способности. Для второй группы предельных состояний условие (1) можно записать в виде:

γn Ψ(Fp , Rp , γa , γd ) ≤С                                                                                        (5)

Левая часть соотношения (5) может представлять собой прогиб, угол поворота, раскрытие трещин и т.п., а правая – предельно допустимые значения этих величин. Следует заметить, что необходимый уровень надежности обеспечивается не только расчетными требованиями норм проектирования, но зависит от методов расчета принятой конструктивной схемы, вида соединений конструктивных элементов, правил конструирования, плана контрольных испытаний и условий приемки при изготовлении и монтаже. Все эти факторы требуют тщательного рассмотрения.