автореферат диссертации по строительству, 05.23.05, диссертация на тему:Теплозащита бетона монолитных конструкций в зимнее время

ьа Г К q %

•М». I ; • J J *

f^J/f

МИНИСТЕРСТВО НАУКИ, ВЫСШЕЙ ШКОЛЫ И ТЕХНИЧЕСКОЙ

ПОЛИТИКИ РОССИЙСКОЙ ФЕДЕРАЦИИ НАУЧНО-ИССЛЕДОВАТЕЛЬСКИЙ ИНСТИТУТ СТРОИТЕЛЬНЫХ МАТЕРИАЛОВ ПРИ ТОМСКОМ ИНЖЕНЕРНО-СТРОИТЕЛЬНОМ

ИНСТИТУТЕ

На правах рукописи

УДК 693. 547. 3. 624. 143. 2: 699. 88: 551. 55..

ГНЫРЯ АЛЕКСЕЙ ИГНАТЬЕВИЧ

ТЕПЛОЗАЩИТА БЕТОНА МОНОЛИТНЫХ КОНСТРУКЦИЙ В ЗИМНЕЕ ВРЕМЯ

05.23.05 - Строительные материалы и изделия

Диссертация на соискание ученой степени доктора технических наук . в форме научного доклада

Томск - 1992

Работа выполнена в Томском инженерно-строительном институте и Институте теплофизики Сибирского отделения РАН

Официальные оппоненты: член-корреспондент Академии транспорта России, доктор технических наук, профессор Соловьянчик А.Р.

Доктор технических наук, профессор Аньшаков A.C.

доктор технических наук, профессор К^сновсдоЙ Б.М.

Ведущая организация - ордена Трудового Красного знамени научно-исследовательский проектно-кснетруктороки и технологический институт бетона! и железобетон {ШШШ)

Защита состоится 4c\f, .1992 г. в часов

на заседании специализированного Совета Д 064.41.ÜI по защите диссертаций на соискание ученой степени доктора наук в научно. исследовательском институте строительных материалов при Томском инженерно-строительном институте по адресу: 6с400Ь, г. Томск, пл. Соляная 2, вауд. № (г- С диссертацией можно ознакомиться в библиотеке института.

Автореферат разослан "М" I992 Г.

Отзывы на автореферат в двух экземплярах, заверенные гербовой печатью,; пррсиы направлять на имя ученого секретаря специал) зированного Совета.

Ученый секретарь специализированного Совета канд. техн. наук

Н.К.СкригшикоЕа

-, „ ОБЩАЯ ХАРАКТЕРИСТИКА РАБОТЫ

■•'■"'■'ГМ- г

- --- Актуальность проблемы. Большие масштабы строительства в нашей стране, особенно в быстроразвиващихся районах, таких как Западная и Восточная Сибирь, Дальний Восток, Крайний Север, предъявляют повышенные требования к строительным материалам, ведущее место среди которых по-прежнему занимают бетон и железобетон. Эти районы отличаются суровыми климатическими условиями (продолжительность вимнего периода более 8 месяцев, температура наружного воздуха до -30...-50 °С, большая скорость ветра до 10..,15 м/с, снежные заносы), которые отрицательно влияют иа технологии бетонных работ в условиях зимы. Объемы монолитного бетона и железобетона, укладываемого при отрицательных температурах,- составляют ежегодно до 45,..50 млн. м3.

Производство бетонных работ в зимнее время требует дополнительных трудовых, материальных и энергетических затрат, равных 50.,.100 % от стоимости бетонных работ, выполненных в летнее время, и составляет более 10 млн. чел.-дней. Себестоимость производства бетонных работ в зимнее время увеличивается на 25...50 %. Вышеперечисленные затраты материалов, энергии, лвдских V денежных ' ресурсов в основном приходятся на вьщерживанив и уход за бетоном в зимнее время.

Нормативными документами узаконен цэлкй рад методов зимнего бетонирования, которые 'обеспечивают производство бетонных работ при любых факторах окружающей среды. К ним относится группа методов термоса, электретермссбработни, производство бетонных работ с химическими добавкам!, конвективной тепловой обработки бетона даром, горячим воздухом и продуктами сгорания газа и др. '

Выбор метода зимнего бетонирования зависит от многих факторов и диктуется технологическими и экономическими соображениями. При этом одним из главных показателей является расход электроэнергии на I м3 бетона, уложенного при отрицательной температуре.

Большой вклад в развитие технологии бетонных работ в цел см и методов водерживаийя бетона в зимних условиях в частности внесли советские и зарубежные ученые - А.С.Арбеньев, Р.В.Вегенер, С.Г.Го-лознев, К.Н.Данилов, И.Б.Заседателеа, В.И,Зубков, й-.А.Киреенко, Б.А.Крылов, Б.М.Красновский, В.С.Лукьянов, А.В.Лагойда, В.Л.Лысов, С.А.Миронов, Б.В,Михайлов, Л.А.¿клиника, В.И.Сизов, Б.Г.Скрамтаев, И.Г.Совалов, А.Р.Солозьянчик, 3.Д.Топчий, В.С.Абрамов, З.Я.Гендин, В.Д.попылов, А.И.Ли, С.А.Шифрин, Д.Алекса, С.Верстрем, Н.Богал,

А.Брунд, Х.Болин, Й.Ичики, И.Итакура, Л.Когур, А.Мигул, А.Нюка-нен и др. .

Вместе с тем анализ практического опыта результатов отечественных и зарубежных ученых, требований нормативных документов показал, что в настоящее время отсутствует единый системный подход по обеспечению высоких экономических показателей при производстве бетонных работ 8 зимних условиях.

Выделим основные факторы, которые не учитываются при расчете остывания и прогнозирования прочности при производстве бетонных работ в зимних условиях.

1. Существующие методы расчета остывания бетона в зимних условиях не принимают во внимание форму конструкции, ее определяющего размера».вида опалубки и ее конструктивных особенностей.

2.' Не нашли отражения физические факторы, определяющие способы потери теплоты (унос теплоты конвекцией, лучеиспусканием или испарением).

3. В расчетах отсутствуют некоторые климатические параметры: влажность окружающей среды, скорость и направление воздушного потока.

- 4. Аккумуляция теплоты телами, соприкасающимися с бетоном, чаще всего принимается без изменения теплофизичееких характеристик материала во времени, а при расчете времени остывания бетонных изделий и конструкций в зимних условиях принимается усредненный коэффициент теплопередачи АV , что зачастую приводит к значительным отклонениям от экспериментальных данных.

5. Слабо изучены вопросы термического сопротивления зоны контакта бетон-опалубка, пограничного слоя на поверхности опалубки и т.п. .

6. Не учитывается, теплообмен в зависимости от местоположения конструкции (в пространстве, на поверхности земли, в транаее, кст-лог^не, за экраном, уступом и др.).

Все это приводит к неоправданным затратам людских, материальных и энергетических ресурсов, удлинению сроков строительства и снияению качества бетонных работ а зимних условиях.

Целью диссертационной работы является разработка научно-обосноаанной технологии тепло- и влагозащиты бетона монолитных конструкций,остывания и его прочности в зависимости от физических, климатических и конструктивно-технологических параметров, обеспечивающих снижение трудозатрат и стоимости работ, экономию топливно-энергетических ресурсов при установленном урсзне качества.

Для достижения этой «ели необходимо было провести широкий круг исследований и решит* ряд теоретических и практических задач.

1. Установить величину теплоты, аккумулируемой телами, соприкасающимися с бетоном.

2. Установить роль термического сопротивления зоны контакта бетон-опалубка на теплопередачу различных типов опалубки.

Ъ. Выявить значимость формы конструкция, характера ее повер— хности, скорости и направления воздушного потока на внешний теплообмен.

4. Исследовать потери теплоты конвекцией, лучеиспусканием, и испарением.

5. Выявить влияние местоположения конструкции по отношению к отметке земли на внешний теплообмен.

6. Предложить способы тепло-и влагозащиты бетона в зимних условиях.

?. Провести производственную проверну и внедрение способов теплозащиты монолитного бетона в зимнее время.

Автор защищает:

1) классификацию факторов, алиящих на процесс остьаания Сетона в зимних условиях;

2) результаты исследований потерь теплоты в процессе транспортирования, перегрузки, укладки бетонной смеси;

3) результаты исследований величины массопотерь бетонной смеси в зависимости от влагосодержашя материала, водоцементного отношения, скорости ветра, влажности и температуры окружающей среды}

4) выявленные зависимости внешнего теплообмена бетонных монолитных конструкций различной формы и конструктивных особенностей поверхности опалубки в зависимости от скорости и угла атаки воздушного потока;

5) закономерности изменения коэффициента теплоотдачи бетонных конструкций от их местоположения по отношению к поверхности земли и модуля поверхности;

6) результаты исследования термического сопротивления зоны контакта бетон-опалубка и его роль в процессе остывания;

7) способы тепло- и влагозащиты бетона при возведении монолитных конструкций;

8} технологические приемы, направленные на снижение трудовых, материальных и энергетических затрат.

Научная новизна.

I, Установлено, что термическое сопротивление теплопередаю-щей системы бетонной конструкции, определяющее темп ее остывания при отрицательной температуре, зависит от толщин контактной зоны бетон-опалубка, водонепроницаемой опалубки, утеплителя и пограничного слоя на наружной поверхности опалубки, причем в процессе остывания конструкции и набора бетоном прочности сопротивление возрастает за счет.увеличения толщины контактной зоны.

Z. Предложена а экспериментально подгвервдена возможность использования -закона Дальтона для расчета испарения влаги из бетонной смеси путем введения поправочных коэффициентов, учитывающих изменение давления пара над поверхностью испарения,

Ъ. Установлено, что локальная теплоотдача в полости и мевду ребрами имеет разные значения. Это объясняется различием течений и более интенсивными пульсациями и вихревым течением между ребрами, Теплоотдача в полости ниже в 1,5...2 раза, чем мевду ребрами, но л. увеличением калибра ¿¡А это значение сокращается. Для теплоотдачи в полости и между ребрами получены критериальные обобщения.

' 4. Установлено, что внешний теплообмен бетонных конструкций о оребренной поверхность» опалубки зависит от определяющего размера турбулизатора, который изменяет характер и скорость течения в пограничном слое, и размера отрывной зоны. Сохранение постоянства чисел Рейнсльдса не достаточно для полного моделирования идентичных процессов тепломассообмена.

5. Установлена зависимость локального коэффициента теплоотдачи граней прямоугольных призм с соотношением сторон а/в-1, 2, Ъ для углов атаки воздушного потока ^ = 90°, 0°, -90°. Величина локального коэффициента теплоотдачи для всех рассматриваемых тел находится в пределе 150...200 Вт/м2 при / = 90°, 0° и возрастаем в 1,5 раза при У = -90°, это объясняется наличием вихревой зоны воздушного потока в кормовой части моделей обтекаемых тел.

6. Установлено влияние местоположения конструкции на внешний теплообмен. Средний коэффициент теплоотдачи значительно растет как при обдуве моделей типа "плита", так и при обдуве моделей типа "стенка", увеличиваясь почти в Ъ раза при изменении скорости потока воздуха от 10 до 40 м/с. Как видно из эксперимента, скорость ветра является одним из основных факторов, увеличивающих теплообмен тел с окружающей средой. Величина параметра при обдуве тела типа "плита" больае соответствующих значений данного

параметра для обдувания тел типа "стенка" при г.зех скоростях воздушного потока.

7. Установлена зависимость среднего коэффициента теплоотдачи от отношения сторон поперечного сечения a/g в зависимости от местоположения конструкции. В случае обтекания тел типа "стенка" при возрастании a/S от I до 5 параметр! уменьшаются в 1,4 раза, а в случае обтекания тел типа "плита" величина этого параметра возрастает в 1,6 раза.

8. Создан способ управления толщиной пограничного слоя на поверхности железобетонных конструкций, изготовляемых в зимних условиях путем установки искусственных и использования естественных турбулизаторов для обтекания потоком воздуха поверхностей конструкций с минимальным теплосъемом.

Практическое значение работы заключается- в совершенствовании технологии тепло- и влагозащиты при производстве бетонных работ в зимних условиях, направленной,на сокращение сроков тепловой обработки бетона конструкций, снижение трудозатрат и себестоимости работ, экономию топливно-энергетических ресурсов при установленном уровне качества.

Разработанная технология теплозащиты нашла применение при строительстве объектов килианного, гражданского, промышленного и сельскохозяйственного назначения, объектов Министерства энергетики (Уренгойской ГРЭС), Государственного концерна нефтегазового строительства "Нефтегаэстрой" (строительные объекты трестов "Мегионгаз-строй", "Томскгазстрой", "Томскнзфтесгрой"), ассоциации "Росуралсиб-строй", на строительстве объектов трестов "Промстрой", "Жилстрой" и ДСК СПО "Томсксгрой" и др.

Результаты выполненных исследований использованы при разработке международных, общесоюзных и ведомственных нормативных документов, в том числе;

1. Рекомендации Ш Мевдународного симпозиума по зимнему бетонированию. Экспоо-^инляцция, 19Ö5.

2, Руководство по производству бетонных работ в зимних условиях, районах Дальнего Востока, Сибири и Крайнего Севера.

Четырнадцать ведомственных нормативных документов.

Материалы диссертации также включены в монографии и учебные пособия.

1. Внешний тепло- и маесосбмен при бетонировании с электроразогревом смеси /Гныря А.И. Томск: Изд-во ТГУ, 197?. 170 с.

2. Остывание и набор прочности бетона из разогретой смеси /

Гныря А.Й., Злодеев A.B., Шешуков А.П., Рачковский Ю.П. Томск: Лзд-во ТГУ, 1984, 230 с.

3. Технология бетонных работ в зимних условиях /Гныря А.И. Тшск: Иэд-во Ш„ 1984. SO с.

4. Проектирование технологии производства бетонных работ (с применением ЭВМ) /Гныря А.П., Боровских И.А. Томск, 1990. 95 с.

Материалы диссертации используются при чтении курсов "Технология строительных процессов", "Технология возведения зданий и сооружений" и спецкурса по дяллоинсму проектированию по кафедре тех- . нояогии строительного производства Томского инженерно-строительного института. •

Апробация работы и ее .основных положений проводилась на Ш Международном симпозиуме по зимнему бетонированию (Экепоо-Финлян-дия, 1985), 23-й Международной конференции в области бетона и железобетона ("Волго-Балт - 91"); всесоюзных конференциях "Новое в технологии бетонов" (Москва, ,1974), "Строительство и обеспечение строительства" (Тшск, IS34}, а также республиканских конференциях: Томен, 1977, 19Ö3; Новосибирск, 1977; Нижневартовск, 1979; Кемерово, 1981; Харьков, I9&2; Горький, 19а5; Иркутск, 1965; Целиноград, 1990 и др. В 1983, 19Ü4 г.г. работа отмечалась медалями ВДНХ.

Публикации. Основное содержание диссертационной работы изложено в двух монографиях объемом более 10 п.л. каздая, учебных пособиях объемом 5 и 14 п.л., 50 научных статьях и докладах; по теме диссертации получено 5 авторских свидетельств.

ССЙЕЙКАШЕ РАБОТЫ ВВЩШШ

Зимнее бетонирование ставит перед строителями много проблем, которые приводят к большим дополнительным людским и энергетическим затратам. Эти расходы в целом составляют около трети потребляемой энергии на весь об-ьект. Формование железобетонных конструкций высокого качества в зимних условиях возможно при создании благоприятных условий для твердения бетона. Важно сохранить высокие, не отличающиеся от летнего времени темпы производства бетонных работ, свести к минимуму зимние удорожания, обойтись минимальным количеством .энергии,' потребной для прогрева заполнителей, воды, приготовления и транспортирования смеси, укладки, обогрева уложенного бетона, обеспечить высокое качество конструкций и их долговечность в

период эксплуатации.

В данной работе не ставится цель изучения всех технологичес-' ких переделов производства бетонных работ в зимних условиях, а решается проблема теоретического обеспечения и практического внедрения способов теплозащиты бетона монолитных конструкций в зимнее время.

Выбор оптимальных режимов тепловой обработки бетона монолитных конструкций во многом зависит от точности учета целого ряда факторов.

На рис. 1.1 приведена классификация физических и климатических условий, а также конструктивно-технологических параметров, влияющих на процесс остывания бетона в зимних условиях.

Рис. 1.1. Классификация факторов, влияющих на процесс остывания бетона в зимник условиях

I. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНЫЕ УСТАНОВКИ. МЕТОДИКА ИССЛЕДОВАНИЯ

1.1. Исследование масеообмеиа с открытой поверхности бетона

Структурно-механические свойства тяжелого бетона в основном определяются строением капиллярно-пористой структуры цементного камня, образованного в процессе твердения. На формирование структуры бетона существенное .влияние оказывает тепловлажностная обработка бетона, сопровождавшаяся переносом тепла и влаги. В это г момент происходит изменение структурных свойств материала (плотность, пористость И Т.П.).

■ ' Для экспериментального исследования массообмена с открытой поверхности бетона на стадии структурообраэования, начиная от коагуляции до прявления кристаллизационной структуры, была использована аэродинамическая труба разомкнутого типа с малым уровнем турбулентности (рис. 1.2). Скорость воздушного потока в рабочей камере регулировалась от I до 1о м/с за счет изменения числа оборотов вентилятора.

Опытные тела - противни с водой и бетонной смесью - устанавливались вплотную друг к другу в рабочую камеру аэродинамической трубы, йш имели форму прямоугольного параллелепипеда размером 45x80x250 мм. К лобовой части опытных тел крепились клинья, сделанные из теплоизоляционного материала для создания упорядоченного пограничного слоя над поверхность» жидкости и бетонной смеси.

Одновременное обдувание поверхности воды и бетонной смеси было вызвано необходимостью установления зависимости характера мае-сопотерь. " '

Стационарный режим в противне с водой и бетонной смесью поддерживался за счет вмонтированных электрических нагревателей. Для ликвидации утечек теплоты дниде противня было изолировано минера-ловатной плитой толщиной 100 мм. Борта противня выполнены из листового асбеста толокшей 20 мм. Интенсивность массопотерь с открытой поверхности воды и бетонной смеси определялась при температуре опытных тел от 20 до ЬО °С и водоцементного отношения 0,5; 0,6; 0,7. Разделялась на квадраты, в центре которых заделывались поверхностные термопары. По локальным температурам поверхности воды и бетонного раствора определялась средняя температура моделей в целом. Измерение температуры опытных тел проводили медьконстантановыми ' термопарами.

Определение количества испарившейся жидкости с открытой поверхности противня и поддержания заданного уровня воды осуцествля-

Рис. 1.2. Рабочая камера'аэродинамической трубы с установленными в ней противнями с водой и бетонной смесью. I - вода; 2 - бетонная смесь

'<? "С

Рис. 1.О. Схема аэродинамического стенда по определению мас-сопотерь с открытой поверхности воды и бетонной смеси I - мерная бюретка; 2 - напорный резервуар; о - мерный цилиндр» 4 - противень с водой; 5 - противень с бетоном; 6 - термопары; 7 - электрическая цепь; 8 - платиновый наконечник; 9 - катетометр;' 10 - клинья; II - потенциометр; 12 - ноль - гальванометр; 13 - переключатель; 14 - зеркальный гальванометр ГЗС-47 со шкалой 15; 16 - сосуд Дьвара; I? - мерные линейки; 18 - координатник; 19 - изоляция; ¿0 - нагреватели; 21 - рабочая камера

лось при помощи мерной- бюретки I, напорного резервуара 2 и мерного цилиндра 3 о помощью электрической цепи согласно методики Г.Т.Сергеева (рис. 1.3).

Контрольная проверка уровня жидкости и соответственно массо-потерь из открытой поверхности воды и бетонной смеси осуществлялась катетометром. Зная площадь противня и разницу в отметках до испарения и после, вычислялась масса испарившейся жидкости.

Помимо этого, проводились эксперименты по испарении влаги бетонной смеси а кубиках со стороной 20 см при строго фиксированных параметрах среды. Количество испарившейся влаги в данном случае определялось по разности весов до и после испарения, при этом температура измерялась как на поверхности, так и средняя по объему.

Экспериментальные исследования по массопотерям бетонной смеси и открытой поверхности воды проводились в институте теплофизики СО АН СССР на специальном аэродинамическом стенде с уровнем турбулентности ¿...'а %, а также в лаборатории кафедры технологии строительного производства Томского инженерно-строительного института. / I, 2, 3, 6, Ю, 19, 25, 45 /

1.2. Методика исследования ¡коэффициента теплоотдачи моделей бетонных конструкций / 6, 15 /

Для экспериментального исследования коэффициента теплоотдачи бетонных конструкций в зависимости от физических, климатических, конструктивных и технологических параметров бетона был использован катод физического моделирования. Этот метод находит широкое распространение в строительной теплофизике. В основе экспери-в мента заложено, моделирование исследуемых конструкций на основе теории подобия.

. Для определения количества моделей, подлежащих исследованию, была произведена классификация бетонных монолитных конструкций в зависимости от их массивности, конфигурации, размеров, вида опалубки, их конструктивных особенностей и т.п.

Как правило,- эти изделия представляют плохообтекаемые тела прямоугольной формы. Для исследования локального теплообмена бетонных конструкций было изготовлено 6 моделей, две из них имели форму пластины размером 200x600 и 200x400 мм и являлись частью днища рабочей камеры установки, одна в виде квадратной призмы 60x60x90 ми, остальные модели с соотношением сторон поперечного сечения а¡6 *3; а/5-5 и размерами 60x30, оОхЙО, 60x12 мм.

Предметом исследования был коэффициент теплоотдачи при конвективном теплообмене. В ходе исследования установлена его зависимость от наличия оребрения модели, ее формы, скорости и угла атаки воздушного потока, местоположения конструкции.

Внешний теплообмен моделей конструкций исследовался в специальном аэродинамическом стенде (рис. 1.4). Для его определения был использован метод стационарного теплового потока. Серия экс-

Рис. 1.4. Схема аэродинамического стенда: I - входное сопло , 1080x1080 мм; 2 - форкамера, состоящая из секций; Ь - сетки, до 12 шт.; 4 - конфузор; 5 - рабочая камера; б - диффузор с углом раскрытия 7°; ? - винты, 4 эт.; 8 - гибкая градиентная пластина; 9 - вентилятор.

В опытах соблюдались следующие требования:

а) геометрическое подобие модели и конструкция;

б) подобие условий на поверхности взаимодействия модели и конструкции с окружающей средой;

в) равенства основных критериев подобия.

Эксперимент проводился с использованием единой методики измерения коэффициента теплоотдачи и обработки опытных данных.

1.3. Опытные модели.

Испытательнне панели (пластины). Они выполнялись из латуни толщиной" 10 и 16 ми и набирались из секций длиной по 100 мм каждая, уложенных на асбоцементную плиту.

Каждая, секция рабочей панели имеет по четыре поперечных паза шириной 2,5. мм, что дает снижение продольных- перетечек теплоты до минимума. Для замера температуры на поверхности панели в ее пазах зачеканены медьконстантановые термопары.

Между асбоцементной плитой и панелью через .слой листового асбеста = 0,5 мм у л ежен пластинчатый электронагреватель под каждую секцию панели. 3 процессе проведения эксперимента обеспечива-

лось условие fycr ~coast . Мощность, выделяемая нагревателями, определялась по показаниям амперметра и вольтметра.

С целью уменьшения потерь теплоты от нагревателей в нишей части рабочей панели устроен короб, наполненный минераловатной плитой толщиной 200..,250 мм.

Температура воздуха в рабочей части канала измерялась медь-конетантановой термопарой à = 0,2...0,3 мм, установленной по центру канала -на текстолитовой вилке. Скорость движения воздуха определялась трубкой Пито-Прандтля, находящейся в координатнике, осуществляющем перемещение по длине и глубине канала.

На этих испытательных панелях выполнена следующая программа:

а) исследован локальный коэффициент теплоотдачи гладкой пластины; ■

б) изучено влияние высоты и угла наклона ребер по отношению к плоскости пластины на теплоотдачу;

в) локальный коэффициент теплоотдачи исследовался за экраном, уступом, в продуваемом и непродуваемом котловане, в траншее.

Область изменения чисел Рейнольдса находилась в диапазоне от 1,29-IG4 до 1,6-10^. Турбулизаторы изготовлялись в виде пластин из листовой стали толщиной I...2 мм и высотой 10...60 мм;

г) ребра устанавливались на испытательной панели под углом £0 , 60 , 45 , 30°.

Модель квадратной призмы. Призма 60x60x90 ым изготовлена из латуни толаршой 2 мм. Боковые стенки ее крепились на асбоцементном каркасе. Под пластинами на каркасе были укреплены четыре пластинчатых нагревателя из нихрома. Для сведения к минимуму осевых перетечек тепла в каждой грани модели были -выфрезерованы поперечные пазы. Торцы модели заделаны заглушками из стеклотекстолита. Внутренняя полость модвли заполнялась асбестом. Электрическая моцность подводилась к каздому нагревателю отдельно и в процессе эксперимента поддерживалась постоянной. Конструкция нагревателей обеспе-- чмвала постоянную плотность теплового потока по поверхности каждой грани призмы. Для измерения температуры стенки по периметру модели были заделаны заподлицо с поверхностью 16 яихромконстантановык термопар: по четыре равностоящих, друг от друга термопары на каздой грани призмы. Яри изготовлении сребренной при&\ш к гладкой модели крепились с помощью винтов S продольных ребер: по два взаимно перпендикулярных ребра у каждой вершины квадрата. Высота ребер равнялась 5 им.

Опытные модели о соотношением сторон а/б ; а/6 - 3 : a/S - S,

и размерами соответственно 60x30, 60x20, 60х1Н да конструктивно устроены так не, как и модель квадратной призмы.

Наиболее важными параметрами проводимых экспериментов является температура, скорость я направление потока воздуха. Локальная температура стенок опытных моделей с соотношением сторон a/g*3, a/£~S замерялась при помощи 36 термопар по 9 в каждой грани, которые через переключатель соединяли с электронным мини-вольтметром ¿>-30.

Данная серия опытов .проведена в диапазоне чисел Рейнольдса от 2-Ю4 до I,?.IOJ.npM температурах стэнки 40...90 °С, температура набегающего воздуха находилась в пределах 17...30 °С.

Опыты проводились для всех сочетаний температуры,стенки, воздуха, скорости и угла атаки воздушной ерзды, формы сечения и местоположения модели для гладких и орэбренных поверхностей.

Полученные опытные данные по изучению коэффициента теплоотдачи представлены в виде зависимости между критериями подобия. Вид этих зависимостей остается одинаковым для всех геометрически подобных систем.

Результаты экспериментальных исследований, полученные при обдуве моделей, могуг быть перенесены на реальные бетонные конструкции. В этом случае непременным условием перехода от модели к реальной конструкции является сохранение чисел Рейнольдса, их геометрического подобия, a также подобия условий на их поверхности.

Весь экспериментальный материал представлен в критериальной ' обработке, где были использованы критерии /Ц du, Рг, h, S"t.

Всего было проведено более 500 опытов, в которых изучено влияние на коэффициент теплоотдачи формы конструкции, скорости воздушного потока, оргбрения опалубки, температурного фактора, ориентации относительно потока воздуха, местоположения конструкции.

Проведенные оценки погрешности измерения'показали, что максимальная относительная погрешность определения коэффициентов теплоотдачи не превышала 15 %.

1.4. Иссладоггние локальной температуры поверхности конструкций

Температура поверхности отдельно стоящих бетонных конструкций, а также монолитных зданий и. сооружений в процессе их изготовления зависит от интенсивности лучистого и .конвективного теплообмена, конфигурации и состояния поверхности опалубки, теплофизичес-ких характеристик как материала конструкции, так и опалубки. На

локальную температуру поверхности конструкций значительно влияет ее местоположение.

Большой объем монолитного бетона, выполняемого в зимних условиях,. не позволяет производить натурные измерения температуры строительных конструкций. Сбычно производят выборочно контроль режимов тепловой обработки конструкций с помощью термсдатчиков и измерительно - регистрирующей аппаратуры.

При помощи термсдатчиков температура замеряется в фиксированных точках. Для того чтобы иметь полную картину распределения температур в.больших конструкциях со сложной конфигурацией, необходимо устанавливать значительное число термодатчиков, что приводит к увеличению трудозатрат по контролю качества бетонных работ.

Как правило, контроль их качества ведется бессистемно, хотя для производства высококачественных железобетонных конструкций необходима полная информация о температурных полях в течение всего процесса набора прочности.

В настоящее время из всех видов контроля по-прежнему наиболее часто используется визуальное обследование монолитных конструкций. Этот контроль трудоемок и дорог, в конечном итоге не дает полной картины о состоянии бетонных работ в зимних условиях.

Для исследования внешнего теплообмена и локальных температур поверхностей бетонных конструкций использовалась.тепловизионная система (тепловизор) фирмы АГА (Швеция).

Принцип работы этих приборов основан на преобразовании теплового излучения в электрический ток. Согласно закону Стефана-Еоль-цмана плотность теплового излучения пропорциональна четвертой степени абсолютной температуры поверхности. Поэтому, зная величину теплового потока излучения и излучающую способность поверхности, нагретого тела, можно определить и температуру этого тела.

Тепловизоры преобразовывают тепловое излучение от предмета в видимое цветное или черно-белое изображение. На экране монитора температурное.поле поверхности исследуемого предмета отображается в виде спектра, где каждому цвету соответствует определенная температура поверхности.

Тепловизор успешно был использован автором для исследования локальной температуры поверхности бетонных конструкций, изготавливаемых в зимних условиях в зависимости от влияния на них физических, климатических, конструктивных и технологических параметров, а также при исследовании теплового контура кильгх домов поселка строителей Уренгойской ГРЗС.

2. ТЕПЛО- И МАССОП(УТЕРИ БЕТОННОЙ СНЕСИ

При производстве бетонных работ в зимних условиях требуется уделять особое внимание тепло- и массопотерям в процессе приготовления, транспортирования, перегрузки и укладки бетонной смеси.

Лредлоаенные "Руководством по производству бетонных работ в зимних условиях, районах Дальнего Востока, Сибири и Крайнего Севера" методы расчета температуры смеси при выходе из бетономешалки, потерь теплоты при транспортировании, перегрузке и укладке, к- сожалению, не отвечают фактическому положению тзплопотерь бетонной, смеси при низких отрицательных температурах (ниже -¿О °С) и большой скорости ветра ( > о м/с).

Эта методика имеет ряд существенных недостатков: во-первых, все формулы эмпирические; во-вторых, не учтен унос теплоты за счет конвекции, лучеиспускания, испарения, аккумуляции теплота кузовами автосамосвалоз и бадьями.

2.1. Теплопотери смеси во время транспортирования, перегрузки и укладки / I, 2, о, II, ¿0, ¿1, 28, 30, 32, 34, 40...43 /

В зимних условиях начальная температура смэси при выходе из • бетономешалки зависит от методов зимнего бетонирования, способов его доставки и факторов окружающей среды. Теплообмен происходит как за счет конвекции, так и лучеиспускания. Интенсивность конвективного теплообмена в основном зависит от скорости воздушного потока, а лучеиспускание - от разности температур.

Теплопотери бетонной смеси также возрастают с увеличением продолжительности формования, разности температур поверхности смеси и окружающей среды, площади открытой поверхности испарения, сечения и высоты падения смэси из емкости в опалубку конструкции, . скорости и угла атаки ветра, местоположения конструкции по отношению к поверхности земли и т.д.

Величина теплового потока, как известно, определяется выраке-

£ = ы. ■ -¿«¿) вг/м* (2.1)

Коэффициент теплообмена в свою очередь равен <А = *-<кл

Коэффициент конвективного теплообмена является составной частью термического критерия Нуесельта

ц/и я отсвда ^ „ , (2.2)

Коэффициент лучистого теплообмена с(л определяется из уравнения

Стефана-Больцмана

Пользуясь критериями Нуссельта, .можно составить выражение, определяющее величину потерь теплоты,

Q а • (Гст -To)f, Ôm . (2.4)

Общий вид функции критерия Куссельта для случая теплообмена, осложненного .массообменом, запишется в следующем виде:

Для условий естественной конвекции s

jVet-J(Gz, Pz), Crz - ;

для условий вынужденной конвекции

А/а А* ~ - ^ к ^ (2Х)

Критериальные уравнения теплообмена при свободно-конвективном движения воздуха QS

Ми •[•H-0.S(La)~ ]■ (Дг-?г)'/з (2.7)

и вынужденном турбулентном движении воздуха

,. г - , а*; , c.zs-, 0 лв г/з

fija * О. ûû337-[f * 0J£ * )■ L» J-Яе /?z ' (2.8)

На основании решения этих уравнений получены данные по теплообмену в зависимости от факторов, влияющих на этот процесс.

В производственных условиях выполнены эксперименты по исследованию тешшпотерь' смеси в процессе технологических переделов.

В табл. 2.1 приведены экспериментальные* данные снижения температуры бетонной смеси в процессе транспортирования, перегрузки, укладки и уплотнения в зимних условиях при строительстве Уренгойской ГРЗС.

Как видно из таблицы, снижение температуры смеси за счет технологических переделов составляет 50...60 %. Практически более половины первоначально внесенной теплоты теряется к концу укладки при транспортировании смзси в открытых самосвалах и автобетоносмесителях.

Снижение температуры бетонной смеси в зависимости от толдины аз слоя о процессе транспортирования и укладки показано на рис.2',1. Время, в течение которого транспортировалась и укладывалась бетонная смесь, равнялось соответственно сО и 10 мин. При транспортировании бетонной смеси слоем 40...45 см при tvë = 70"С и tsH « 70°С теплопотери снизились на 5...8 %, а слоем 10... 15 см

Таблица 2.1

Тепяопотери бетонной смеси и раствора при транспортировании автосамосвалами и

автобетоносмесителями

Марка Темпе- Скорость Время Объем Температура бетонной смеси, . °с . Снижение

автосамосвала ратура воздуха. °С ветра, м/с транспортирования, мин. бетона, мэ после загрузки после ол.разогрева в конце транспортирования после перегрузки после укладки и вибрирования температуры °С

КрЛЗ- -30 7 13 • 4 23 70 33 31 28 42 °

-256 -32 7 II 4 24 73 34 32 30 43 0

( бетон- -20 1-2 10 4 20 58 29 27 23 35 а

ная -15 4 12 4 18 - 15 15 10 8 а

смесь) -25 -5 8 4 20 бб 37 37 34 32 о

-27 4 10 4 21 52 47 36 32 20 с

-27 I 10 2 25 20 18 .16 9 о

ЗИЛ №.53 -15 I 8 ' 2 20 16 15 14 . б а

{бетонная -18 I 15 2 19 46 35 " 31 29 17 а

. смесь 1

ЗИЛ ММЗ г -Ш с! 1й ......ТУ ' - 17 ' 16 — 3 а

(раствор) -10 3 5 2,5 25 - 21 20 - 5 а

-16 2 5 1,5 20 - 17 16 - 4 а

-22 I 2,5 20 . - 18 15 - 5 а

-20 I 2.5 26 _ 24 21 • - 5 а

Автобе- _зд тоносме- _до ситель ^бетонная _42 емесь »-- 8 II II б 5 5 4 . 4 4 17 18 16 39 44 . 43 26 42 40 24 39 38 20 37 37 ' 19 * 7 А 6 *

Продолжение табл.2.I

Марка

■ &ВТО-самосвала

Темпе- Скорость Впемя Объем бетона, м3 г Температура бетонной смеси, °С ■ Снижение

ратура ветра, возду- м/с хч транспортирования мин. госте загрузки после в конце после эл.ра- транс- перег-эогре- порти- рузки ва рования после ук- , ладки и вибрирования темпарату-* С0

-41 9 ' 6 4" 19 44 29 20 23 21 *

-37 9 II 4 18 71 67 64 59 12 °

-37 8 10 4 17 72 67 63 57 15 о

КрАЗ-

(бетонная смеек) (кузов укрыт пологом)

Примечание: Бетонная смесь укладывалась в силовые полые Мл « ¿...4/»''

* - транспортирование бетонной смеси автобетоносмесителем не утепленным. А - транспортирование бетонной смеси автобетоносмесителем утепленным

2-я слоями минвойлока. О - транспортирование бетонной смеси автосамосвалами укрытыми пологами. О - транспортирование бетонной смес-л авто само свалами с открытыми кузовами.

- на 20...25 % от общей теплота, внесенной в процессе ее приготовления на заводе. Потери теплоты во время укладки при тех же размерах слоя бетонной смеси составили соответственно 4...5 и 15... 22%.

На рис. 2.2 приведена зависимость тегшопотерь бетонной смеси и открытой поверхности воды от скорости ветра и начальной их температуры при постоянной температуре иарулного воздуха +18 °С и относительной влажности 50

Как видно из рисунка, увеличение скорости ветра с 2 до 12 м/с приводит к росту теплопотерь приблизительно в три раза как бетонной смеси, так и воды. Однако общие геплопотери с открытой поверхности воды выше, чем из бетонной смэси при тех же параметрах.

ЯГ

<н>

30

го ю о

8т '7гГ

гт то

то

№

№ а

и-2...* м/с Ш * Ъг = * 70°£ Мл » б... {Ом"1

\ а,

1

Рис. 2.1. Снижете температуры бетонной.смеси в зависимости от толщины ее слоя: I - транспортирование

в течение 30 мин;

укла-

з го 1В ,га г$ за 35 м

дывание в течение 10 мин. л - донные ЦНИИОМГП

т

а - 1 = Д -t-&rC о -t'^l>% и*нс _ ёода — детхмесь

л ь

1

Рис. 2.2, Теплопотери бетонной смеот и воды в зависимости от скорости ветра

о г 4 * $ го е « 0 м/с

2.2. Иассопотери бетонной смеси / 1,2,12,20,21,22,34,36,^5/

Наибольшие массопотери при производстве бетонных работ наблюдаются при транспортировании, перегрузке, разгрузке и укладке з основном за счет термодинамического взаимодействия бетона с внеп-неП средой. С-ообый интерес представляс? закономерность испарения

влаги с поверхности бетонной смеси в процессе разогрева.

Как показали эксперименты, в процессе разогрева происходят большие потери влаги, что может привести к обезвоживанию и снижению прочности бетона. Однако в СНиПе и руководстве по производству бетонных работ в зимних условиях отсутствуют какие-либо данные по массопотерям бетонной ^¿еси. Шесте с тем эти данные крайне необходимы для сохранения технологических свойств и всдоцементного отношения бетона к началу тепловой обработки. Следовательно, контроль количества испарения воды имеет большое значение для повышения качества- бетона. К сожалению, сведения о характера испарения влаги из бетонной смеси весьма ограничены и противоречивы.

Влияние всдоцементного отношения бетонной смеси на испарение влаги. На основании экспериментов, проведенных автором, установлена прямая связь мезду водоцементным отношением ( 8/Ц ) и количеством испарившейся влаги во времени (рис. 2.3).

41

_£Г

Л

гм 2.00

на

ш

O.SO

а. со

UM 7.7«/с

сме ie/rr. С6

о- -А — -о

1 ,—1 — —*■

Рис. 2.3. Испарение воды из бетонной смеси в зависимости от водоцемен-тного отношения

O.S 0.1Г м &6S й/ О.в в/и

При водсцеыентном отношении, равном'0,8, величина массопотерь приближается к величине массопотерь вынужденной конвекции с плоской поверхности чистой воды. С уменьшением водоцементного отношения испарение влаги из бетонной смеси уменьшается. Вто объясняется в первую очередь тем, что концентрация раствора повышается с уменьшением воды затзорения в бетоне при прежнем расходе цемента, а также в результате интенсивного испарения влаги с верхних слоев бетонной смеси и замедленного поступления воды из внутренних слоев бетона. Здесь имеет место несоответствие интенсивности испарения влаги о верхних слоев бетонной смеси и миграции из внутренних. В тайл. 2.2 помещены поправочные коэффициенты на массопотери бетонной сыеси в зависимости от всдоцементного отнесения п сравнении с испарением воды в открытой поверхности. ,

Таблица 2.2

Поправочные коэффициента на массопотери бетонной смеси

Интенсивность

Поправочные коэффициенты в зависи-

испарения влаги, 1 мости от В/и

кг/м"-ч (чистая вода) Ь =10 °С t =20 °С 0,5 | ! | 0,55 | 0,6 ! | 0,7 ! ! | 0,75 \ ! | 0,8

<*> = 7.7 м/с ! !

0,5 | 0,6 } С,67 1 °.6 | 0,85 | 0,87

Влияние температурного фактора на процесс массопотерь. В работе исследовалось влияние температурного фактора на интенсивность испарения влаги при электроразогреве бетонной, смеси. С повышением температуры бетонной смеси с 20 до 70 °С массообмен резко возрастает, но его величина значительно меньше, чем при испарении со свободной поверхности воды (рис. 2.4). Исследования проводились на бетоне марки 400 с использованием портландцемента Яшкинского цементного завода при В/Ц = 0,47. В насыщенных растворах парциальное давление увеличивается с ростом температуры окружающей среды, но не так резко, как на поверхности чистой воды. Б связи с этим испарение влаги из бетонной смеси до температуры 55...60 °С проходит близко к линейной зависимости. Затем с повышением температуры массообмен значительно увеличилается. Например, интенсивность испарения при температуре 50 °С и скорости воздушного потека 5 м/с в 10 раз выше, чем при температуре 20 °С,

V.

М'Ч

гам

15.00

/гмо

4.оо а.оо

0 - /И/с Д - 0 - ГОм/с V* 5Ч>% 1с « /8'С — _ ёодаг — -^етемесл

А 1

/

0

Рис. 2.4. Испарение воды из бетонной смеси- в зависимости от температуры смеси и наружного воздуха

ю га за «о 50 а> 79 / "С

Зависимость испарения злати из бетонной смеси от скорости ветра и влакнссги средн. Аналогичная зависимость испарения влаги

из бетонной смеси оказалась и от воздействия ветра. При этом сохранились те же закономерности, как и при испарении влаги со свободной поверхности воды (pic. 2.5). Известно, что линейная зависимость испарения влаги от скорости ветра в ранней стадии сушки наблюдается и в капиллярно-пористых телах. Следует отметить, что полученные данные справедлива лишь для бетонной смеси до начала ее схватывания. С развитием процессов структурообразования увеличивается связывание воды и уменьшается ее свободное количество, поэтому влагопотери в процессе схватывания и твердения резко сокра щаются. Как видно из рис. 2,5, с увеличением скорости ветра с 2 до 10 м/с при температуре *етонной смеси 70 °С, температуре окру-каюцей среды 18 °С, относительной влажности V = с>и/в испарение влаги увеличивается с 5 до 14 нг/м^-ч. Отсюда можно сделать вывод, что с увеличением скорости ветра в 5 раз интенсивность массопотерь увеличивается приблизительно в 3 раза.

WM4

гт /ш

/¿M

4M

Û.OQ

*-t -iO'Î о-t

y

À S ■

s > -

/ A> ■fOré-

¿A J. — I

с **i—F tc^ta'C —i <f.SO%—« °9<* .CM

Рис. 2.5. Испарение воды из бетонной смеси в зависимости от скорости ветра и температуры воздуха .

а £ 4 6 8 1Q fZ /V iû,At/c

гг-s

fSM

us

Hû

ia.s

t'SO'C tc-tS'C и« 5м/е ■о—Saga rû-Д- -¿ern. cMeei

\ \

\

4 ■ —.

H

Рис, 2.6. Испарение воды из бетонной смеси в зависимости от относительной влажности

¿û ÎQ 40 fO 60 t ff SO 90 V,

Влияние относительной влажности воздуха на испарение воды из бетонной смеси показано на рис. 2.6. С увеличением относительной влажности с ¿0 до 80 % интенсивность массопотерь уменьшается на 5...10 Я, что необходимо учитывать при производстве бетонных работ в летний период, когда имеют место значительные перепады относительной влажности окружающей среды.

Испарение влаги в процессе транспортирования, разогрева и укладки. Результаты научных исследований, которыми мы располагаем на сегодняшний день, не имеют обоснованных данных о потерях влаги при транспортировании, злектроразогреве и укладке бетонной смеси; Имеются сведения о внутреннем и внешнем массопэреносе капиллярно— -пористых тел, в том числе и бетона, однако характер массопотерь в бетонной смеси иной. Необходимо также отметить, что данные по количеству испаряемой воды из бетона весьма противоречивы, поскольку эксперименты ставились в разных условиях и не были учтены все факторы, влияющие на этот процесс. •

Для определения массопотерь с открытой поверхности бетонной смеси автор использовал уравнение Дальтона

V/ ~(Рт -¡Ьг)• -Г (2.9)

Коэффициент массообмена /3 вычисляется на основании определения числа Нуссельта для массообмена, если известно критериальное соотношение для последнего ( /\fu- J)

/ * Ъ <2-10>

Для определения коэффициента диффузии в зависимости от температуры и давления можно пользоваться формулой

V ~Во-(£зТе3- % (2.11)

0398[1*а1в(1+Ьоа!г) -¿:г*]/1е08- (Рг*) '/* (2Л2)

Рекомендуемые пределы использования указанных формул приведены в табл. 2.Ъ

Таблица '¿.'с.

Пределы применения |Рекомендуемые формулы

йе г ¿О й Рг 'Р* | (2.12)

Ре ^ 2-го*; Рг Рг?е-гог\ (2.1с)

Таким образом, для расчета влагопотерь из бетонной смеси до начала, ее схватывания можно использовать уравнение массообмена со свободной поверхности веды с применением поправочного коэффициента (см. табл. 2.2).,Сн зависит от парциального давления на поверхности раствора, а последнее от водоцементного отношения.

При постановке экспериментов было обнаружено, что интенсивность испарения влаги при- равных параметрах окружающей среды в процессе разогрева в 1,5...2 раза меньше, чем в процессе укладки. Это объясняется тем, что средняя температура бетонной смеси в процессе разогрева значительно ниже, чем ¿е. ср. при укладке.

Величина • влагойотерь .13 бетонкой смеси с водоцементным отношением 0,6 на различных этапах бетонирования приведена в табл. 2.5. Из таблицы видно, что влага в основном испаряется в процессе укладки, где более высокая средняя температура.

Общие влагопотери при совладении технологии бетонирования (отсутствие кипения в процессе разогрева, укрытие при транспортировании, интенсивная укладка смеси и своевременное укрытие уложенного бетона) не превышают 9.,.17 %. Это легко компенсируется добавленном воды в процессе приготовления смеси без увеличения расхода цемента.

Таблица 2.5

Влагопотери бетонной' смеси

| Толщина

Этапы бетонирования! ^адой6" j «смеси, ы

Время, мин

[Потери влаги |от воды затворе ния, { %

Транспортирование 0,5. ..0,8 18...20 30...40 2...4

Разогрев 0,5...0,8 Ï0...35 10 3, ..5

Укладка 0,3...0,4 60...70 15 4...8

Всего...

9...17

Итак, испарение влаги из бетонной смеси до начала ее схватывания описывается критериальным уравнением массообмена для свободной поверхности воды, но с повышением концентрации раствора снижается парциальное давление и замедляется испарение влаги.

2.3. Аккумуляция теплоты телами, соприкасающимися с бетоном

• Снижение температуры бетонной смеси в первые минуты после укладки происходит за счет аккумуляции теплоты телами, имеющими соб-

стенную температуру намного ниже температуры разогретой смеси. К этим телам относятся опалубка, утеплитель, арматура, закладные детали и монтажные петли.

Эксперименты, проведенные в производственных условиях, показали, что в металлических формах и при большом проценте армирования снижение температуры смеси достигает до 50 % от общей аккумуляции теплоты и снижает эффект разогрева смеси. В начальный ке период необходима высокая температура, которая обеспечивает интенсивность энзотермии цемента, а соответственно и рост прочности бетона.

В настоящее время мало исследована аккумуляция теплоты опалубкой, арматурой, утеплителем и т.д., теплофизическиэ свойства которых меняются в процессе тепловой обработки.

Между тем при производстве бетонных работ методом термоса ¡1 с электроразогревом смеси, когда бетон укладывается в среднсмас-сивные конструкции с высокой начальной температурой, учет теплоты аккумуляцией имеет большое значение и . ставит под сомнение целесообразность использования опилок в качестве утеплителя.

До исследования количества аккумулированной теплоты телами, соприкасающимися с бетонной смесью с повышенной температурой, были уточнены методом стационарного режима тешгафизические характеристики материалов, из которых выполнена опалубка и утеплитель. Произведено сравнение с данными других авторов, занимавшихся этим вопросом.

После получения теплофизичзских характеристик применяемых материалов исследовалось остывание бетонной смеси, уложенной в металлическую опалубку деревянную (с , выполненную из сосны и осины, утепленную опилками с толщиной изоляции (&•№>№/),

На рис. 2.7 показана зависимость снижения температуры бетонной смеси от таплофизических свойств материалов опалубки и модуля поверхности конструкции. Как видно из графика, бетонные изделия средней массивности с Ма - 6-8 м~' теряют от 2,5 до 22 % теплоты, внесенной в бетон. Так, при модуле поверхности-бетона равном 8 ( Мл ~ 8Л1 ), металлическая опалубка аккумулирует 5.%, деревянная ( 8=ЗСмм) _ порядка 10...12 %,и утепленная опилками ( )-

18...24 %,

Зависимость снижения гемпзратуры бетонной смеси от аккумуляции теплоты телами, соприкасающимися с ней, описывается уравнением

Рихмана

(2.14)

гт

2Г Сп1

SO ta

30

и tû о

Ш'-т-га.-зв'е Li>* 5м/с

5

¿и г)

—.

Рис. 2.7. Снижение температуры бетонной смеси за счет аккумуляции тепла опалубкой, I - утепленная, 10 см опилок; 2 - деревянная ( £ * оО мм); 5 - металлическая (5 = 2 мм)

¿ 4 6 S w & г* Иi,/и

-г

Для-учета неполноты прогрева опалубки после укладки бетонной смеси вводится критерий степени прогрева опалубки, равный отнсше-ншо разности температур опалубки ( ton ) и наружного воздуха ( tn.¿ ) к разности температуры бетонной смеси ( tue. ) и наружного воздуха {tug ),

. какя " и- t*.t <2Л5)

Средняя температура опалубки при снятии температурных полей по ее сечению равна полусумме температуры наружной поверхности и внутренней, соприкасающейся с телом бетона. Температура внутренней поверхности опалубки в свою очередь близка температуре бетонной смеси.

За малый промежуток времени температура бетона и наружного воздуха практически не изменялась. Температура наружной поверхности одалубкн может быть определена по формуле

Ua. « 4 - (Í6 - UL) • (2.16)

где físt - -J¡r¿c i Aun* ; Are • -Jf - тепловое сопротивление соответственно бетонной смеси, наружной поверхности опалубки и ее тепловое сопротивление.

Общая аккумуляция теплоты опалубкой зависит от теплоемкости опалубки, ее массы, модуля поверхности и толщины

^ on =» Con Mo ■ (ion-Соя-fat-frln ■ Son Лак (tu -tn.S.) (2.17)

Огскзда снижение температуры бетонной смеси от нагрева опалубки на I °С составит

Л / (¿Со*) • Тоя -АЛт • • /¿о/т

(2.18)

Аналогичным путем выводится формула снижения температуры бетонной смеси от нагрева арматуры, закладных деталей,монтажных петель и т.д. на I °С: . , > ,

л1ос ' (Се.те-Са-от^ав-и.б)

Снижение температуры бетона-за счет аккумуляции теплоты металлом в среднем составит л2аг * г^ег^/лег .

Основные достоинства этих формул - простота расчета при учете снижения температуры смеси в первые часы при интенсивной потере теплоты. На основе проведенных исследований и анализа теоретических расчетов выявлена зависимость снижения температуры смеси от аккумуляции теплоты опалубкой, арматурой и закладными деталями с учетом уточнения теплофизических характеристик материалоз для различных видов опалубки. " '

. Установлено, что утепление опалубки теплоемкими материалами приводит к большой аккумуляции теплоты и соответственно снижению ■ температуры смеси, особенно при укладке бетона в непрогретыэ формы, в заводских, полигонных и построечных условиях,

Металлическая опалубка ( (У3/-*"-)?*''.»»} с малой еа массивностью первоначально практически не снижает температуру бетона за счет аккумуляции теплоты. Однако время остывания бетона конструкций в зимних условиях в металлической опалубке значительно быстрее, чем в деревянной, это объясняется разными значениями коэффициента теплопроводности Л и коэффициента теплопередачи Мг для этих видов опалубки.

Важными факторами, влияющими на процесс твердения бетона, являются низкие отрицательные температуры .наружного воздуха и большие скорости ветра. В работе исследовалась кинетика набора прочности бетона в металлической и деревянной опалубка с модулем поверхности Мпначальной температурой бетона температурой наружного воздуха от -10 до 40 °С и скорости воздушного потока I.. .13 м/с.

Анализ полученных результатов показал, что возможно использование металлической опалубки для бетонирования массивных конструкций в зимнее время при устройстве дополнительного утепления в углах опалубки. /1,2,о/

о. ТЕШОПЕРВДШ РАЗЛИЧНЫХ ТИПОВ ШАЛУБКИ/о,1о,16,31,4б/

3.1. Общие сведения о тепловом контакте твердых тел

При прохсаденда. теплоты через опалубку конструкций, многослойные наружные панели домов, кровли зданий и т.п. возникает необходимость учета термического сопротивления контакта {бетон-опалубка, бетон-дерево-угешштель и т.д.), обусловленного дискретным характером соприкосновения. Наличие этого сопротивления в зоне контакта твердых тел приводит к температурному скачку между соприкасавшимися поверхностями и соответственно к общему температурному перепаду в составных деталях.

Применительно к нашим условиям при тепловой обработке бетона образуются тепловые потоки высокой плотности, что приводит к неравномерности температуры в контактной зоне (бетон-опалубка).

Пренебрекение термическим сопротивлением этого контакта может привести к большим ошибкам. Однако ни ученые, ни строители практически не исследовали и тем более не учитывали значения контактного сопротивления в расчетах. Выводы ггоории контактного теплообмена в большинстве своем спорные, а состояние прикладных знаний в этой области недостаточное.

При прохождении теплоты через поверхность соприкосновения бетона и опалубки появляется контактное термическое сопротивление, которое и приводит к дополнительному перепаду температур в составных телах. Процесс переноса теплоты от плоскости бетона к плоскости опалубки нарушен ввиду отсутствия сплошного контакта этих тел. На рис. 3.1 схематически отражены линии теплового тока и изотермы в зоне контакта бетон-опалубка, плоскость соприкосновения имеет волнистость или иероховатость. Здесь контакт происходит непосредственно по вершинам выступов. В этом случае учтено, что размер поперечного зазора значительно меньше, чем продольного, поэтому конвекцией и продольной теплопроводностью мояшо пренебречь. Лучистый перенос теплоты при этой схеме также не учитывается.

Температура будет иметь одинаковую величину только у места контакта двух тел. Температура площадки фактического контакта выше температуры поверхности плоскости "фиктивного" контакта (зазора) ( 7? У~Тг ). Вследствие разности этих температур часть теплоты передается между ними теплопроводностью.

На рис. 3.1 можно выделить "граничные" линии тока, которые отделяет область теплоты, уходящей через площадку контакта и г.ро-межуточнуо среду в зазоре. Течение теплоты через контактную зону

имеет сложный характер.

-----_ J^..

опалИБка

Рис. 3.1. Линии теплового тока и изотермы в зоне контакта: Е - линии теплового тоха; £ - изотермы; Тг - температура площадки фактического контакта;

Тг - температура воздушного зазора

Тепловой поток от бетона к опалубке через зону- контакта раздваивается (часть теплоты идет через фактический контакт, а другая часть - через зазор). Термическое сопротивление этих потоков также состоит из сопротивления зазора Ая и сопротивления места фактического контакта QM . Эти сопротивления действуют параллельно. Общее сопротивление контакта двух тел определяется

Jj я + J— (3.1)

Як Мв R*r

Первая составляющая уравнения зависит от толщины зазора и его теплопроводности. Вторая составляющая - это сопротивление мест фактического контакта. Данная величина меняется по мере втягивания линий теплового тока к пятнам фактического контакта. Это сопротивление часто называют сопротивлением "стягивания".

При продвижении теплового потока от одного тела к другому ис-пытывается возмущение за счет изменения геометрии теплопроводя^эго пути или плохого контакта двух поверхностей. 3 этом случае наблюдается неравномерность распределения плотности тока, что и приводит к локальному возрастанию температурного градиента. Объясняется это тем, что при неравномерном тепловом потоке суммарная длина линии тока, которой пропорционально термическое сопротивление, больше, чем при случае £ "Const. 4

Если передача теплоты от тела I к телу 2 будет осуществляться только теплопроводность», тогда дополнительное термическое сопротивление можно назвать "нелинейным" в тол смысле, что оно связано с геометрической характеристикой места теплового.возмущения, а нэ с длиной пути прохождения теплоты.

Явление термического сопротивления в зона контакта, его величина и характер формирования идентичны с электрическим током сопротивления, вызванного внезапны;,! расширением или сужением провод-

кика.

Тепловое сопротивление стержня с переменным сечением выражается

Й - А¿, +Яи +/?", (3.2 )

где и - тепловое сопротивление первого и второго отрезка стержня;

А - нелинейное сопротивление стержня.

Понятие "сопротивление стягиванию" было впервые предложено . Хельыом, который перенес исследования по электрическому сопротивлению на явление в зоне контакта шероховатых поверхностей. В основе исследования по контактному сопротивлению, как электрическому, так и тепловому, лежит представление о фактической поверхности соприкосновения как сумме «алых контактных площадок.

На основании вышеизложенного можнб сделать вывод, что дискретный характер соприкосновения твердых тел является причиной дополнительного термического сопротивления (контактное сопротивление), которое составляет заметную часть полного сопротивления теп-лопередавцей системы*

3.2. Термическое сопротивление зоны контакта бетон-опалубка

В этом параграфе представлены результаты исследования термического сопротивления зоны контакта бетон-опалубка в процессе тепловой обработки бетона в зимних условиях.

На режим твердения бетона в зимних условиях, как уже ранее было отмечено, влияют физические, климатические и конструктивно-технологические параметры. В первую очередь необходимо было изучить закономерность изменения температуры в пограничном слое на поверхности бетона и. опалубки.

При расчете остывания бетона методом "термос" принимается средняя температура, поскольку в формуле Б.Г.Скрамтавва принято допущение о постоянстве температуры во всех течках остывающего бетона. Яри большом термическом сопротивлении опалубки действительно будут наблюдаться незначительные перепады в теле бетона. На равномерность и постоянство температуры во всех точках остываюцего бетона благоприятно сказывается массивность конструкции с М>7Д0 бы"1.

Эти подскания подтверждаются как расчетом, так и многочисленными- зкепериментеш, проведенными в зимних условиях при бетониро-- вании в деревянной или металлической утепленной опалубке.

3 настоящее время при бетонировании конструкций с электро- и

пароразогравом, когда температура бетона укладу:; составляет .

60...80 °С, появилась возможность применения неутепленной опалубки. Допущение, о котором говорилось вше, теряет свою .силу из-за большой неравномерности температурных полей по сачення.

Процесс остывания бетона в неутепленных видах опалубки относится к случав краевой задачи, когда критерий 31 находится в преде** , *

* Ш «8,3)

Интенсивность охлаждения в этих условиях определяется переносом теплоты в объеме бетона и теплопередачей опалубки, тогда коэффициент теплопередачи определяется по формуле.

Хт и --1---<3.4)

г £и + ¿ЯСП *Я'К

где йи - тершческое сопротивление на наружной-поверхности опалубки, <м2.*)/Вт;

- термическое сопротивление опалубки и yтeплитeляi

, (м2. К)/Вт;

Йк - термическое сопротивление контакта бетсн-опалубка, „ (мг-«)/£т;

8к _ то же сопротивление контакта опалубка-утеплитель;

сС - коэффициент теплоогдачл на наружной поверхности опалубки, подученный в эксперименте;

& - толщина С -30 слоя опалубки, м;

Л'ь - теплопроводность Ь-2С слоя опалубки, ВтЛм^.К).

Итак, для определения коэффициента теплопередачи опалубки необходимо знать ее толщину <Г , теплопроводность Л > коэффициент теплоотдачи наружной поверхности оС и термическое сопротивление зоны контакта бетон-опалубка, опалубка-утеплитеяь.

Процессы, происходящие в зоне контакта бетон-опалубка в начальный период твердения, имеют сложный характер. Здесь наблюдаются механическое сцепление бетона с опалубкой, наличие осадки, адгезии и когезии бетона. В первые часы твердения бетон претерпевает значительную пластическую усадку. Величина усадки в свои очередь зависит от подвижности смеси, подбора состава бетона, условий твердения и ряда других теплотехнических параметров (рис. 3.2).

В стадии коллоидации и начале кристаллизации имеет место сокращение размеров железобетонных конструкций. По мере набора проч-

мм/м

¿.О

1.5

10

¿•у

/

У г

/

..V;

з

о)

¡мчу ■

■т-

г,«

¡■г;:

Ж;

Г* у • »1 «Ъ

»»О-

Рис. Ь.2. а) Пластическая усадка евекеотформованного бетона I данные А. ^..'.кцкевича; 2 - А.Н.Невакшонова; 3 - Л.А.й!алининой б) структура бетонной поверхности в контакте с опалубкой

ности рост ее замедляется, а сцепление бетона с опалубкой начинает уменьшаться. Большой температурный градиент между бетоном и окружающей средой способствует интенсивной миграции воды к нарушала граням бетона. Вследствие этого в зоне контакта бетон-опалубка интенсивно накапливается влага, имеющая в своем составе пузырьки воздуха и пара. Высокая начальная температура tsн = 60...80 °С способствует процессу парообразования и увеличения внутрипороаого давления как в объеме бетона в целом, так и в зоне контакта. По мере испарения влаги она оставляет за собой паровоздушную прослойку. Сцепление опалубки с бетоном уменьшается за счет парообразования, а также пузырьков воздуха на вертикальных поверхностях формуемых изделий.

Составляющие материалы для приготовления бетонной смеси песок и щебень в естественных услозиях содержат защемленный воздух. 3 процессе приготовления смеси, особенно в гравитационных смесителях, процентное содержание воздуха растет. Часть этого воздуха удаляется за счет вибрации при укладке смеси в опалубку, а остальной воздух в виде пузырьков относительно равномерно остается в теле бетона. Цуэырьки находятся в достаточном количестве и в контактной зоне бетон-опалубка, образуя закрытые и открытые поры и капилляры самой различной формы.

Поверхность опалубки, особенно в процессе эксплуатации, имеет макро- и микронеровности (шероховатость)» в которой бетонная смесь после укладки защемляет воздух. -

Возникающие в процессе структурообразования воздушные включения "оздают сложное дискретное взаимодействие системы бетон-опалубка, в результате чего в зоне контакта появляется дополнительное термическое сопротивление. •

Зона контакта бетон-опалубка исследовалась экспериментально на натурных конструкциях с Мп от 2 до & м-' в металлической и дерев*; дой опалубке. Температура измерялась хршель-копелевкми термопараш! на наружной и внутренней поверхности опалубки, а такав на поверхности и в тела бетона.

Термическое сопротивление тегшсперэдагмцей системы превышает суммарное термическое сопротивление опалубки и слоя бетона. Часть теплового потока при всех обстоятельствах проходит непосредственно через места, фактического контакта. Экспериментально установлено наличие воздупной прослойки, которая и вызывает увеличение термического сопротивления.

При определении термического сопротивления в зоне контакта

бетон-опалубка был использован способ графического мэделироведая процесса охлаждения. Как известно из теории теплопередачи, изменение температуры а многослойной стенке с различными коэффициентами теплопроводности в кавдом слое Л представляет ломанув линии. По оси абсцисс откладывается в любом масштабе теряттесжое сопротивление слоев уЛ , а по оси ординат - температура (наружного воздуха, температура опалубки - наружная и внутренняя, температура бетона). На рис. 3.3 приведена кинетика роста термического еопрот; зления контакта во времени соответственно для -металлической (а) и деревянной (б) опалубки,

Га

//

10 ?

о

-/о

г-т

V •20«

Ух к-за*

З^г«

ьЛ

ш

......

V

50«

Рис. о.З. Изменение термического сопротивления в зоне контакта бетон-металлическая опалубка (а) и бетон-деревянная опалубка (б): I - воздух; 2 - опалубка; 3 - бетон.

Термическое сопротивление контакта бетон-опалубка зависит от толщины паровоэдуаиой прослойки менду мэталлической опалубкой и телси бетона, а также теплопроводностью воздуха, защемленного в данном зазоре, Величина этого зазора во многом зависит от режима тепловой обработки, состава бетона, вида опалубки, градиентов температуры и массопереноса, усадки бетона и т.п.

Для исследования процесса передачи теплоты в зона бегон-опа-лубка, имеющей дискретный характер кснтаьта, были выполнены лабораторные эксперименты по определению размеров пор, каверн, впадин, выступов, неровностей и т.д. Был использован сканирующий микроскоп. Предметом исследования являлись шлифы размером 20x20 юл, изготовленные из плоскости бетона, соединенного с металлической и дерёвянной опалубкой.

На основании экспериментов установлено, что в среднем суммарная величина воздушной прослойки бетон-опалубка составляет не менее I мы. Термическое сопротивление контакта равно

, йе>4 ' (3-5)

что соответствует термическому сопротивлению деревянной опалубки 5 - Ю мм.

Расчет остывания конструкций, особенно неутепленных опалубок, следует свести к расчету коэффициента теплопередачи Мт с. учетом [}к . Работ, посвященных исследовании термического сопротивления контакта бетон-опалубка, практически нет, поэтому не.представилась возмтдаость произвести сравнение экспериментальных данных. При про-езд^.-м дальнейших исследований, посвященных определению параметров $ц , следует обратить особое внимание на- изучение геометрии поверхности оюлубки и бетона, исследовать кинетику парообразования в зоне контакта с опалубкой, проследить за структурой бетона в з" Я зоне и валичиеи воздушных включений на поверхности батона. Это позволит в дальнейггек теоретически рассчитать величину термического сопротивления 8к зоны контакта бетон-опалубка.

Согласно расчету по СНнПу термическое сопротивление равно

* 4* + 4*-'' ' (5-6)

Я$ Луг

а Зактеческоз тершческое сопротивление зависит не только от материала опалубки и утеплителя, но и от термического сопротивления контакта бетон-опалубка, опалубка-утеимтель, утеплиталь-погранич-ный слой, а также термического сопротивления теплового погранично-

со

го елся на наружной поверхности опалубки.

На основании исследования установлено, что величина полного термического сопротивления опалубки на ¿5,, .50 % вше расчетной. Проектирование режимов тепловой обработки монолитного бетона в зимних условиях требует учета этой величины

' йпол « Поп (оп- УТ) у в „с . <3.7)

о.о. Коэффициент теплопередачи различных типов опалубки

Существующие методы расчета остывания бетона в зимних условиях в основном разработаны для температуры наружного воздуха не ниже -20 °С, что соответствует климатическим условиям европейской части Союза. Эти методы основаны на теории и технологии бетонирования 30-х годов, где зачастую применялся метод "термоса" с большим утеплением бетона. Данные методы расчета многие исследователи стали распространять и' для бетонирования конструкций с высокой начальной температурой, учитывая при этом поправки В.С.Лукьянова на повышение экзотермии при высоких температурах и поправки С.А.Миронова на аккумуляцию теплоты опалубкой и арматурой. Здесь учитывались эмпирические коэффициенты продуваемости И.А.Кириенко и в то же время не учитывался коэффициент теплоотдачи опалубки в зависимости от скорости ветра, конфигурации и местоположения конструкции. Фактическое время остывания бетона с электроразогревом смеси расходится с полученными данными по расчету в 1,5...2 раза при изготовлении в деревянной и б 2...о в металлической опалубке.

Проведенные исследования позволили существенно уточнить зависимость коэффициента теплопередачи Лг опалубки от ряда климатических и конструктивно-технологических параметров. Прогнозирование температурного режима твердения бетона возможно при условии правильного учета теплопотарь через опалубку.

Коэффициент теплопередачи различных типов опалубки определялся по приведенной формуле

цт „ —;--1-, (з.б)

Я »г * А (¿-оа) (ОП -уг) * Длс

Таким образом, для определения коэффициента теплопередачи опалубки необходимо знать ее толщину & , теплопроводность Л , коэффициент теплоотдачи наружной поверхности сС , термическое сопротивление зоны контакта бетон-опалубка, опалубка-утеплитель и термическое сопротивление пограничного слоя "тепловая подузка" на поверхности опалубки при отсутствии ветра.

Коэффициент теплоотдачи на наружной поверхности опалубки получен на моделях конструкций на аэродинамическом стенде. Теплопроводность различных типов опалубки исследовалась с учетом изменения ее влажности. При увеличения влажности материала опалубки, утепли-т;ля теплопроводность возрастает и приводит к снижении теплозащитных свойств и соответственно к возрастании теплопотсрь.

В результате исследования коэффициента теплопередачи было установлено, что значение его до 50 % меньше, чем данные, приведенные в руководстве Госстроя СССР. Объясняется это тем, что коэффициент теплоотдачи наружной поверхности опалубки получен беэ учета формы конструкции, ее модуля поверхности, направления воздуаного потока, расположения конструкции относительно дневной поверхности земли, термического сопротивления "тепловой подушки" на поверхности опалубки, которая наблюдается при отсутствии ветра.

На рис. 3.4 приведен график-зависимости коэффициента теплопередачи от скорости ветра и видов опалубки. Здесь четко прослажиза-

Рис, о.4. График зависимости Мг от скорости ветра: I - сбест листовой 5 = ¿о 2 _ опилки древесные 5 - 100 мм; 3 - металлическая опалубка 5 = 3 мм; 4 - дерево хвойных пород X волокнам 5 = 40 мм; о - дерево 3 = 25 мм; толь 5=2 мм; дерево 25 мм; 6 - дерево 5 = 25 мм, пенопласт 5 = 30 мм, фанера 5=4 мм; 7 - дерево 5 = 25 мм, толь 5=2 мм, вата минеральная 2 = 50 мм, фанера 8 = 4 мм; 8 - металл 5=3 км, миквата , = 30 мл, фанера О = 4 мм; 9 - толь 5 = 2 мм, опилки 5 = 100 мм

Итак, установлено, что при твердении бетона в процессе его остывания наблюдается, рост термического сопротивления контакта бетон-опалубка Я к > которой в суточном возрасте достигает 0,04 м". °С/Вт Значен!«? /> уте плени оЯ опалубки на 25...50 % вьие расчетного.

4. ВНЕШНИЙ ТЕПЛООБМЕН БЕТОННЫХ ШСТРУКЩЙ

На форьмрогалие температурного поля а теле бетона, а следовательно, на его физико-механические свойства, большое влияние сказывает теплообмен конструкций с внешней средой. Теплообмен бетонных конструкций в зимних условиях значительно повышается, поэтому сохранение полоттельнсй температуры в процессе их тепловой обработки вызывает определенные трудности и приводит в конечном итоге к увеличению себестоимости производства'бетонных работ в зимних условиях.

Актуальность рассматриваемого вопроса определяется необходимостью создания надежных инженерных'методов расчета температурных полей в твердеющем бетоне для прогнозирования и управления процессами кинетики нарастания прочности.

Одним из главных параметров, влияющих на процесс остывания бетона, является коэффициент теплоотдачи. Однако нет единого мнения относителено коэффициента теплоотдачи, характеризующего теплообмен бетонных изделий и конструкций с внезней средой, особенно при воздействии воздушного потока и его направления, местоположения конструкции и низких отрицательных температур наружного воздуха. Это объясняется в первую очередь сложностью физической картины протекающего процесса теплообмена в пограничном слое, отсутствием определенных знаний о факторах, влияющих на внешний теплообмен, а также отсутствием совершенной методики исследования истинных значений коэффициента теплопередачи опалубочных форм изделий и конструкций.

Теплообмен конструкций с окружающей средой происходит как за счет конвекции, так и лучеиспускания.

Как было показано визе (см. табл. 2.4) основной вклад е рассматриваемых условиях в теилозой лоток вносит конвекция. Поэтому ее определению было удалено основное внимание. Расчет лучистой составляющей производится по формуле {'¿.Ъ).

Коэффициент конвективного теплообмена зависит от многих факторов - скорости и направления воздушного потока, размеров и формы поверхности и наличия на ней ребер, уступов и др. Нике представлены результаты систематических экспериментальных исследований на моделях, наиболее часто встреиающихся в практике строительства конструкций. Классификация произведена на тонкостенные, среднзмас-сивные и массивные конструкции с учетом определяющих размеров. /I...4,26,¡¿7,ЬЬ,44,4?,46/

4.1. Теплообмен гладкой поверхности опалубки в виде пластины

При обтекании твердой поверхности потоком воздуха или жидкости вследствие трения происходит торможение прилегающего к поверхности тонкого слоя жидкости или газа. Слой, в котором скорость течения возрастает от нуля на стенке до своего значения во внешнем потоке, называют пограничным слоем.

На основании обобщения многочисленных экспериментов и опытных данных автора были получены следующие расчетные зависимости. При ламинарном режиме течения в пограничном слое, образующемся при обтекании плоской поверхности, локальный коэффициент теплоотдачи определяется из соотношения.

Mufa * O.S6S • (4.1)

При турбулентном режиме в пограничном слое

Миеж = 0.0316 (4.2)

Эти формулы справедливы, если температура гладкой пластины -¿^-.fonifc. Результаты сгатов описываются формулой

Л>и « о. огб2 Re °;е (4.3)

если эксперименты проведены в условии ^ ¿т -const при квазиизотермическом течении.

Учитывая, что коэффициент теплоотдачи гладкой поверхности пластины при ламинарном и турбулентном движении достаточно изучен, автор ограничился исследованием теплообмена гладкой поверхности опалубки конструкции и вычислением коэффициента теплоотдачи в зависимости от наружной температуры и скорости воздушного потока. У! Учение скорости движения воздушного потока с I до 15 м/с приводит к росту коэффициента теплоотдачи в 10 раз, а перепад темпера* туры с +20 до -40 °С увеличивает не более 10 %. /14,35/

4.2. Внешний теплообмен конструкций, имеющих оребренную пг-^рхность опалубки /14,15,16,23,24/

В параграфе представлены результаты экспериментального исследования теплоотдачи в отрывных зонах при обтекании ребер, установленных на поверхности. Опыты проводились в дозвуковом канале квадратного сечекия ¿00x200 мм*Ч Высота ребер jf = 24, 40 , 60 мм, расстояние меаду ребрами L=-h, ¿/г, ih, угол наклона к поверхности о£ = 90°. Скорость набегающего потока » 7-/6 м/с .

Экспериментальная модель представляет собой текстолитовую пластину шириной 200-и длиной 600 мм. Теплопсдэод осуществляется с помоцью электрического ленточного нагревателя по всей поверхности

пластины (режим t^-cartst). Под лентами размещались хромель-копеле-вые термопары.

Результаты показали, что теплоотдача в зоне отрыва за отдельно стоящим ребром практически не зависит от чисел Reh « 10 ■ A/i) в диапазоне 1,29-6,42-Ю4, при h/H~COfist ( Н - высота канала) (рис. 4.1).

Здесь с?о- коэффициент теплоотдачи на поверхности при отсутствии ребер. Из рис. 4.1 видно, что интенсивность теплооб!..зна непосредственно за.ребром на расстоянии xfh<-3 существенно ниже, чем на гладкой поверхности. С ростом относительной высоты препятствия теплоотдача в зоне отрыва уменьшается (рис. 4.2).

На рис. 4.3 приведена зависимость коэффициента теплоотдачи от скорости ветра а зоне отрыва за отдельно стоящим ребром.

На рисунке легко увидеть подобие кривых. Все они имеют пологий так в области Ь. ..12-го калибра и слабое спадание правой части. Левая ветвь от fitax имеет более сложное строение: вначале резко уменьшается с удалением от ЛТСГК , а затем, достигнув /л¿et (на расстоянии приблизительно два калибра от ребра), незначительно возрастает. Максимальнее значение коэффициента теплоотдачи достигает в точке присоединения оторвавшегося потока мевду Ь-м и 12-м-ка-либром.

Следующая серия экспериментов была посвящена исследованию коэффициента при установке систсмы рабер (2...4) на поверхности гладкой пластины с соотношением = (I-I5). Высота рзбра принималась Л - 24, 40, 60 мм, длина испытуемой плиты оставалась прежней, т.е. 600 мм.

диапазон чисел Рейнольдса в этой серии экспериментально был принят, от 1,29'Ю^ до 1,9^- IÜ3. Вначале исследовалась полость между двумя и тремя ребрами высотой 60 км .(рис. 4.4, 4.5). Эксперименты с система?® из двух и более ребер показали, что установка еще одного ребра приводит к некоторому снижении теплоотдачи в предыдущей полости, но не влияет на теплоотдачу в других предшествующих полостях (рис. 4.6). Наблюдается рост средней теплоотдачи в полостях от первой до пятой, далее устанавливается автомодельный режим теплоотдачи. В отрывной зоне за системой из нескольких ребер теплоотдача не зависит от количества ребер (рис. 4.6), однако существенное влияние на теплоотдачу сказывает расстояние между ребрами (рис. 4.7).

На плоском гидродинамическом стенде была проведена визуализация течений методом оптически активной жидкости. Результаты визу-

о о Л 6 & DDao" о Í 8 вдНО peSpO h~ -0 • fíe/; * ¿ tS-fO* v deX - 3.¿: 10* о /?еА - *Л? Л?*

Рис. 4.1. Изменение относительного коэффициента теплообмена ^^ за отдельно стоящим ребром в зависимости от чисел

О _т777 о О о

-3-^УГ^-

ф о О

v V * о а ° • Дец-З-Я-Я* ft-60*«

о в °

° ° ч Дел - з.г /о" i - яьш

о о Ащ - ¿.¿-/0* 6

г Л л 9

Рис. 4.2. Влияние высота ребра на относительную теплоотдачу

, Зт пластины м* *С

М

40

с - 15м/с ^ - гО М/С i - S *>fc. о » о » в

и о о о -о * Л > -О. • ■ ° о, -о- -о-с- ч О- 4

-о- « * и >«и

Л?

Рис. 4.5. Локальный коэффициент теплоотдачи за ребром &

О

Г.5

10

¿Д - /

Пеъ -t.il-

о Ьи-бМ-Ю* а /йт. - ГЗМ Г0*

Я/1, «аи

О Не,.' 9.66 /0" V Йе1 • ш/ ю" 0 уРа - *9.&го*

о

1 ег

Рис. 4.4. Изменение относительной теплоотдачи между двумя ребрами

ул

А/1» 1

г 4 <5

Рис, 4.6. Влияние наличия ребер на относительный коэффициент

теплоотдачи пластины

А.

_ ^ 7 Не * з. 2- ю*. /?« ю, I -/зомм

^ ЗреЗра 2/га/гиЦоа

+ Йе <*$£* Ю*, £ <=60, Ь * 180мм ¿ребра 2 /са/ги&ра

1.5

0 з * х/£

"Я °

° 0 0 н е.г В Я Я ■ ® в

10

0.5\

■ □

в_в_а___

? • ЙеА • 2.0/0% л.40мм, ¿.'МММ

7 3,2-Зка/гиРра

3 £■) 6 х/Я

о

Ц 9* о В

9 У Я 5?

$ * О ДеА «/.29-Ю*, А-2'/лт, I -Жми

Ív »1.23-Ю* Я *га/?и<2ро5

о =» 2.65 -/О9

... ., , \ ........ ' ' ... I I .............,

Рис. 4.7. Изменение относительной теплоотдачи от высоты ребер и калибров каналов:

а) А =

60 мм, 2 калибра; б) А - 40 мм, Ь калибра; в) М = 24 км, 5 калибров

ализации подтверждают факт установления автомодельного режима, начиная с пятой полости. Большой интерес представляет существование перетока жидкости из последних полостей в предыдущие.

Изменение интенсивности такого перетекания можно объяснить снижением теплоотдачи в предыдущей полости при установке еще одного ребра и, вероятно, разность» давлений в полостях. По результатам визуализации снят видеофильм.

На рис. 4.8 схематически изображена структура вихревых зон между ребрами с большим интервалом до ¿0 калибров. Здесь четко представлены области отрыва и присоединения. Область отрыва состоит из основного вихря, а непосредственно к пластине примыкает вихрь меньших размеров. '

. Для вывода критериальных формул, описывающих экспериментальное значение коэффициента теплоотдачи, всю кривую разобьем на 4 участка: I - 2.,.8-й калибр; 2 - 8...12-й калибр; 3 - 12...48-й калибр; 4 - 48...50-й калибр.

Рис. 4.8. Структура вихревых зон у.евду ребрами: / - главная

зона отрыва; /77 - двумерная зона отрыга;

основной вихрь;

Я'- небольшой существенно- стационарный вихрь длиной П , й - высота ребра; £ - отрывная зона перед ройром; т, - длина двумерного вихря С ; С'- третья область с маленьким вихрем

Экспериментальные данные на этих участках описываются следующими формулами:

1-й участок //и = 0.0067 Де^ ° {

К

(4.4)

(4.6)

(4.6)

(4.7)

4.3. Влияние формы конструкций скорости и направления воздушного потока на коэффициент теплоотдачи /1,3,14,15,16,3?/

Исследовались модели конструкций, имеющих соотношение сторон ) а/£ = $ и соответственно размеры

60x60 , 60x30 , 60x20 , 6Сх12 мм с гладкими и оребренными поверхностями в зависимости от направления потока воздуха при поперечном обтекании.

Предметом исследования, как уже. было отмечено, являлся коэффициент теплоотдачи при конвективном теплообмене. Установлена его зависимость от наличия оребрения модели, ее формы, скорости и направления воздушного потека, местоположения модели по отнесению к отметке поверхности земли.

Эксперимент заключался а том, чтобы прямым путем получить локальный и средний коэффициенты теплоотдачи моделей конструкций в зависимости от вышеперечисленных факторов. Методика проведения эксперимента едина и подробно описана в первой главе.

Исследование проводилось в аэродинамической трубе разомкнутого типа, работающей на всасывании с рабочим сечением ¿00x300 мм. Температура стенки модели менялась от 50 .до 115 °С, а температура пот<""г в рабочей камере изменялась в пределах 18...24 °С. Скорость потока.в рабочей камере регулировалась изменением числа оборотов электродвигателя постоянного тока.

Проведены эксперименты по теплообмену гладкой и оребренной призм при углах атаки V , равных 90, 0, 30, 60, 4о, -50, -30, -60, -45 л скорости набегающего потока , равной 41,В, 21,9, 5,8 м/с. Распределение коэффициентов локального теплообмена представлено в виде зависимостей критериальных комплексов от безразмерной координаты Хд - ^ и X; = . В качестве определяющего геометрического размера при углгх атаки 50 и 60° взята половина длины стороны квадрата И , при остальных углах атаки - полная длина. Числа Нуссельта ( Ми ), Прандтля ( Рг ), Пекле ( Рг ), Рейнольдса ( входящие в критериальные комплексы, построены по параметрам набегающего потока. Индексы ^ и £ указывают, какой геометрический размер использовался при построении комплексов.

4о

ав

2-й участок //ид = О.

аа

3-й участок 0.039/'К?л*

п лв /X

4-й участок г/и/ = 0.0/69-#ех "(Т/

Установлено, что при угле атаки V*^"характер обтекания призмы не зависит от наличия или отсутствия ребер. Для лобовой грани ( ¥"90) этот вывод очевиден. На кормовой грани () теплообмен определяется в основном вихревым режимом течения, возникшим вследствие отрыва потока за призмой, как за плохо обтекаемым телом.

На оребреннсй поверхности коэффициент теплообмена выше на 20 %. При скорости 21,9 и 41,8 м/с различие меньше. Это можно объяснить тем, что с изменением скорости меняется характер обтекания . грани и положение точки присоединения потока, оторвавшегося на ребре. В рассматриваемой обработке опытные точки для всех трех скоростей практически совпадают. Исключение составляют грани при углах атаки -60, -90° (кормовь® грани) и при скорости набегающего потока 5,8 м/с. В этих случаях опытные точки лежат вше примерно . на сО %, чем при лЛ» = 21,9 м/с и = 41,6 м/с.

Этот факт объяснить можно тем, что при увеличении скорост! , вцглмо, происходит перестройка потока в кортовой области.

На рис. 4.9 приведено экспериментальное распределение локального коэффици'нта теплообмена для гладкой и сребренной призм для углов атаки 50 и 45° при трех скоростях набегающего потока; 5,Ь; 21,9; 41,В м/с.

' Из рис. 4.9 следует, что распределение коэффициентов локального теплообмена для гладкой и оребренной призм при рассмотренных углах атаки в данном диапазоне скоростей практически совпадает. Наибольшее различие коэффициентов теплообмена для гладкой и сребренной призм наблюдается при углах атаки V ~ 45° и скорости набегающего потока 5,8 м/с. На этом рисунке приведены опытные точки В.К.Федорова для гладкой призмы, которые удовлетворительно согласуются с опытами настоящей работы. Приведены такие расчетные кривые В,К.£адорова для углов атаки 90 и 45°. Эти кривые лежат примерно на Ъо % ниаге экспериментальных точек. Данное обстоятельство объясняется тем, что расчет В.К.^едорова приведен для случая, когда Тег-Ш5в то время как опыты автора и эксперименты З.К.Федорова приведены при условии ^сг -СОпьЬ .

По методике, ошсанной в первой главе настоящей работы, про-зедена также серия теплотехнических экспериментов с моделями разной формы, являюцивдся прототипами железобетонных конструкций различного назначения. Эти эксперименты позволяют исследовать зависимость моделей конструкций от скоррсти и направления воздушного потока, форш и местоположения обтекаемого тела с гладкими к ореб-

Рис. 4.9. Локальней коэффициент теплообмена для гладкой и сребренной призм при углах атаки V - 45, 90° I - опыты автора для гладкой и сребренной призм для всех скоростей набегающего потока; 2 - опыт В.К.Федорова для гладкой призмы; 9 - расчеты В.Юе^орова; 10 - данные по расчету автора;

3, 5, 7 - опыты автора для гладкой призмы при скорости набегающего потока, равной соответственно 41,8, 21,9, 5,8 м/с;

4, 6, 8 - то же, что и 3, 5, 7, но орэбренной призмы.

р&ннши поверхностями. Все опыты выполнены в одинаковых температурных и аэродинамических условиях.

На рис- 4.10 приведена зависимость локального коэффициента теплоотдачи граней прямоугольных приам от угла атаки потока воздуха. По оси абсцисс отлажена безразмерная координата X - , где х - координата точки замера параметра Хм , отсчитывая от передней кромки призмы в направлении потока воздуха; £ - длина грани призмы. Локальный коэффициент теплоотдачи ¿-м приведен для призм прямоугольного сечения с отношением сторон I, 2, 3, для углов атаки воздушного потока V - 90, 0, -90°.

Величина параметра с^ для всех рассматриваемых тел находится в пределах 150...2С0 Вт/м2-°0 при V- 00° и возрастает в 1,5 раза при Это мокно объяснить наличием вихревой зоны воз-

душного потока в кормовой части моделей обтекаемых тол.

Вт. А<Г-"С

350 Ж.

гаг ¿во /за

т

^ «зд ^ . ^нз

1-Ыоярагнаа /граЗАКГ о/£*1 ?

................../ /) / ^---------!

г 1 .1 1 |1 -—»...Л -)-.,.■!.,.. _1. Л_1__1_

а аз 0.1 в.} ае 1 в аг а« с$ м г о о.г м с.6 0.0 г а ел м ал ае г

Рис. 4.10. Зависимость локального коэффициента теплоотдачи граней прямоугольных призм от угла атаки потока воздуха

Для практического использования более удобно характеризовать теплообмен тел с воздушным потеком средними коэффициентами теплоотдачи по грани

о£г *

у оа

и

N

(4.6)

■л по конструкции а целом

а ((¿1Г + г г) + £({¿¿г -1

Здесь сС;~ значение локального коэффициента теплоотдачи в точке замера;

!К - количество точек замера;

Ж - средний коэффициент теплоотдачи ; -ой гранн призмы. На рис. 4.11 приведена зависимость средни* коэффициентов теплоотдачи по конструкции з целом оС от утла атаки для призматических тел с о/в = 1,2,11. Л -&р—„

т

■:га

753

м I

* иа2'л N Ш : 3 ЗЁ?1 С23

/А У/ - \ ✓ 1

К > к ' 2 у /

1 1 1

30'

45"

еоа

до*

Рис. 4.II. Зависимость среднего коэффициента теплоотдачи прямоугольных призм от угла атаки потека воздуха

В случав о/о=2 и сг/о^з «( от 5" увеличивается, а для призм с квадратным сечением ( а/о -1 ) кривая с( от V имеет участки возрастания (45...60°)" и убывания (60. ..50°). При увеличении - /отношения сторон поперечного сечения призм средний коэффициент теплоотдачи по-модели в целом (рис. 4.11) уменьшается.

Итак, установлено, что существенное влияние на (А призм оказывает угол атаки потока воздуха.

1.4. Влияние местоположения конструкции на внешний теплообмен

Конструкции расположены на открытой поверхности земли.

. При одной и той же температуре окружаящай среды коэффициент теплоотдачи поверхности опалубки возрастает с увеличением скорости воздушного потока. Соответственно-растет скорость охлаждения бетона.

й предыдущем разделе-была рассмотрена теплоотдача при обтекании призм невозмущенным потеком. Зачастую бетонируемые конструкции могут находиться на поверхности земли,-в продуваемом или непродаваемом котловане, траншее или за каким-либо препятствием. Счевид-

но, что это должно сказываться и на интенсивности теплообмена и скорости остывания бетона. Нике приводятся результаты экспериментальных исследований влияния местоположения конструкции на внешний теплообмен.

На рис. 4.12 показана зависимость среднего коэффициента теп-

лоотдачи

сС

прямоугольных призм с отношением сторон поперечного

сечения от скорости набегающего потока воздуха. Как

видно из рисунка, «< значительно растет как при обдуве моделей типа "плита" (рис. 4,12, а), так и при обдуве моделей типа'"стенка" (рис. 4.12, б) сС увеличивается почти в 3 раза при изменении скорости потока воздуха от 10 до 40 м/с. Как видно из экспериментов, скорость ветра является одним из основных факторов, увеличивающих теплообмен тел с окружающей средой. Величина параметра при обдуве тел типа "плита" больше соответствующих значений данного параметра для обдувания тел тила "стенка" при всех рассматриваемых скоростях воздушного потока, и с увеличением скорости потока воздуха это различие увеличивается.

/ Вт

А 6/г1 АГ'.'С

О/г., 0 1

1 ' г

/ № и

А

<

о 16 го 'м «? яг & а)

го го м м 50 Щх,, Г)

Рис. 4ЛЛ Зависимость среднего коэффициента теплоотдачи прямоугольных призм, расположенных на подложке, от скорости

ВОЗДУШНОГО ПОТОКа <Ооо

Кривые зависимости среднего коэффициента теплоотдачи от отношения сторон поперечного сечения для указанных двух случаев местоположения конструкции представлены на рис, 4.13. й случае обтекания тела типа "стенка", когда высота конструкции а-солпри

возрастании в/6 от I до 5 параметр в( умэньиаетея в 1,4 раза (рис. 4.13, а), а з случае обтекания тел типа "плита" (ширина 3'Const ) величина этого параыетра^возрастает з 1,6 раза (рис. 4ЛЬ, б). При коэффициент d. для конструкции типа "стен-

ка" в два раза меньше данного коэффициента для конструкций типа "плита".

На рис._4.14 приведена зависимость среднего коэффициента теплоотдачи ( Ы-г ) граней призм, расположенных на подложке,' от угла атаки потока воздуха и местоположения конструкций.

¡.максимальное значение имеет место при а минима-

льное - при '-¿"О . Кривые зависимости' с*г от ¥ кмевт параболический характер. •

, S/n л -

730 f80 !60 №

Tim и д д д д

иЗаа- 37м/с

1 Л 3 4 s a/6

303 ¿S3

¿¿a , fBO

j [ | Р ( »ЛинЛ^ггЛ УГ/ТГПгУ* /¡fff frf ОТ!WWWf ^^^^

tOaa

Рис. 4.I3. Зависимость среднего коэффициента теплоотдачи

при . расположенных на подложке, от отноаения сторон поперечного

сечения а/ё at ла.—

300 т

37м/с фг

чг|

< 2 У Л S S /

t -с--- J

л я™

'■И U "С 350 \-----

:jo гя. до

¿Л)«*» « -га

/ / / тг(тгД-

< < Сл

У

-00°

<Ю'

-so"

SO"

Рис. 4.14. Зависимость среднего коэффициента теплоотдачи граней приз;!, расположенных на подложке, от угла атаки потока воздуха и местоположения конструкции

Теплообмен в отравны* зонах за препятствиями В данной работе представлены также результаты экспериментального исследования теплоотдачи в отрывных зонах, возникающих за экраном, в виде ребра, под углом 90 и 60° к поверхности плиты и уступа по потоку. Опыты проводились в дозвуковом канале квадратного сечения 200x200 мм. Высота ребра я уступа Я = 60 Скорость на~ бегающего потока из*»** ,

Экспериментальная текстолитовая плита является моде;юЮ конструкций с болыаой неопалубленной поверхностью в виде силовых полов, аэродромных покрытий, дорог и т.п.

Какяакяое ребро

С (Оск, а ¿6 М/С & а>оо " а, *<у-

О прямое реб/м . о°°

П V

к

* азв«is.esм/с пой и г ?

• V Ф Ф

о 00 х $®©

й 5 '. & о о

Сз

1 ж в х - &с/т/л

©

..о «яш»®. ■ ,

О Г £ з 4> <*"

■ Рис. 4.15. Распределение локальной теплоотдачи гладкой пластины от вида турбулизатора

На рис. 4.1о, изображено распределение локальной теплоотдачи за ребром с^ » 90", и уступом. Локальная , теплоотдача пред-

ставлена в относительном виде , где (/о - локальная теплоотдача на гладкой поверхности в той же точке к при тех ке условиях. Теплоотдача за ребром больше теплоотдачи за уступом. Отмечено су-

цественное влияние угла наклона ребра на локальную теплоотдачу по потоку, что мошо объяснить увеличением размеров отрывной зии. При одинаковой высоте ребра и уступа наименьшая теплоотдача наблюдается за уступом. ,-й.Х

Эти данные обобщены в виде зависимостей Л/и я ( от 8ех :

- для теплоотдачи за ребром <<»9° при разных Н

. О.М*(4.10)

- для теплоотдачи за ребром л

//и/ - АШ •^/'(я:)"'** (4Л1)

- для теплоотдачи за уступом

ад

¡у =. о. ил пу ^ 1

На рис. 4.16 представлены экспериментальные данные по локальной и средней теплоотдачи пластины при обтекании ребер, установленных на различных калибрах ( И ¡и - I, 0,5, 0,33). С увеличением числа калибров мезду ребрами интенсивность теплообмена возрастает. Однако характер их поведения при И/и Сол 51 . имеет, сходные черты. Подтверждено, что внесши теплообмен пластины с сребренной поверхностью зависит от определяющего размера и угла наклона тур-булизатора. 3 нашем случае И = 40,'60 мы и ^ = 60°. Установлено влияние уступов и полостей на внешний теплообмен конструкций. Кром. 1'ого, проведено сравнение с данными Себана, йокса, Ямото, Ричардса, Опытные данные группируются относительно линий качественно-подобного характера.

ш

РеНро Н'40*ич

о гча* V ~/1ел-Щ0* о

Н-Юмн в -М-з.я я*

▼ -йл

Н-Ммм

▼ -Ли

а -4еА •&})*>* ¡/сту/гЯ'бйяи

* -Кг/,-(ЯГО*

О -Мам мг хчпшглг

Я*

Рис.-4.16. Локальный (а) и средний (б) теплообмен пластины от вида турбулизатороз

Заключение

В представленном докладе изложены научнообосноаанные технологические решения по способам снижения тепловых потерь бетона монолитных конструкций в зимнее время, внедрение которых внесло значительный вклад в экономию топлино-энергетических ресурсов в строительстве при установленном уровне качества бетона.

На основе теоретических, экспериментальных и производственных исследований можно сделать следующие выводы.

1. Установлены и классифицированы физические, климатические факторы окружающей среды и конструктивно-технологические параметры, формирующие температурный режим твердения бетонных конструкций и набор их, прочности в зимних условиях.

2. Исследованы закономерности изменения теплопотерь бетонной смеси в зависимости от влияния факторов окружающей среды, технологических параметров, а также с учетом аккумуляции теплоты опалубкой. Тегшопотери при разогреве, транспортировании и укладке складываются за счет, испарения - (80...Зо %), конвекции -(8...10 %) и лучеиспускания - (4...5 %).

3. Подтверждена возможность использования закона Дальтона для расчета испарения влаги из бетонной смеси путем введения поправочных коэффициентов на парциальное давление вблизи поверхности испарения и водоцементного отношения.

4. Соблюдение технологии производства бетонных работ (отсутствие кипения в процессе разогрева, укрытие при транспортировании, интенсивная укладка смеси без лишних перекидок и своевременное укрыт; уложенного бетона) обеспечивает общие вл&гопотери из бетонной смеси в пределах 9..,17 %. Предложено компенсировать эти потери добавлением воды в процессе затворенля смеси без увеличения расхода цемента.

5. Установлено, что при твердении бетона в процессе его остывали.. наблюдается рост термического сопротивления контакта бетон-опалубка Як , который к суточному возрасту достигает 0,04 °С/Вт. Фактическое значение термического сопротивления утепленной опалубки на 20...25 % выше, чем расчетное.

6. Показана зависимость коэффициента теплоотдачи бетонных конструкций, от формы сечения, модуля поверхности, типа опалубки, ориентации конструкции в пространстве, скорости и направления ветра, температурного фактора,.Скорость воздушного потека является одним из основных факторов, увеличивающих теплообмен, конструкций

с окрукаящей средой. Коэффициент теплоотдачи у*5еличивается более

чем в 6 раз при возрастании скорости ветра от I до 15 м/с.

7. Обосновано, что значение коэффициента теплопередачи различных типов опалубки (с учетом ее вида, толщины, модуля поверхности, скорости и направления воздушного потока), термическое сопротивление зоны контакта бетон-опалубка, опалубка-утеплитель и термическое сопротивление пограничного слоя на поверхности опалубки при отсутствии ветра на 15...40 % меньше данных, приведенных

s Руководстве по производству бетонных работ в зимних условиях. Это позволяет расширить область применения как деревянной, гак и металлической опалубки.

8. Установлено влияние местоположения конструкции на внеаший теплообмен. Средний коэффициент теплоотдачи значительно растет как при обдуве моделей типа "плита", так и при обдуве моделей типа "стенка", увеличиваясь почти в Ъ раза при изменении скорости потока от 10 до 40 м/с. Теплоотдача тела типа "плита" больше соответствующих значений данного параметра для обдувания тела типа "стенка" при всех скоростях воздушного потока.

9. Выявлены оптимальные зоны бетонирования конструкций за искусственными и естественными турбулизаторами в виде'ребер, экранов, уступов, траншей, котлованов, которые в среднем составляют

до 5 калибров.

10. Подтверждена возможность использования неутепленной металлической опалубки при зимнем бетонировании массивных и' среднемас«-сивных конструкций при условии применения разогретых смесей с температурой не ниже 60°.

11. Внедрением результатов исследований является включение отдельных выводов и предложений в рекомендации Ш Международного симпозиума по зимнему бетонированию. RILEM ЭКСПОО - Финляндия, IS35; Руководство по производству.бетонных работ в зимних условиях районах Дальнего Востока, Сибири и Крайнего Севера, Москва, Стройиэдат, 1982, Подготовлено и утверадено более десяти ведомственных руководств и указаний по технологии зимнего бетонирования.

Экономический эффект от внедрения результатов научных исследований в народное хозяйство составил около 5 млн. руб., что подтверждено экономическими расчетами Министерства энергетики и электрификации, "Неф-гегазстроя", "РОСУРМСИБСТРСД" и др.

Автор считает, что дальнейшие теоретические и практические исследования должны выполняться по следующим направлениям.

1. Исследование многослойных воздушных прослоек неодинаковой толщины при различной ориентации к направлению воздушного потока.

2. Поиск оптимальных соотношений для размеров конвективных ячеек в воздушной полости опалубки бетонных конструкций.

о. Разработка методики расчета теплопотерь от нагретой поверхности с учетом нестационарного теплообмена при остывании бетона. Решение задачи по определении оптимальных условий' вариации толщин и количества прослоек, материалов разделительных перегородок,, их размеров и т.п.

4. Для оптимизации локальных температурных полей и термического сопротивления опалубки дальнейшие исследования проводить с использованием тепловизионных систем.

5. Создание единого технологического комплекса бетонных работ в зимних условиях, учитывавшего воздействие внешних факторов и технологических параметров на формирование разномерных температурных и влажностных полей, равномерных парциальных и внутрипо-вовых давлений и в конечном счете равномерных прочностных полей -с установленным уровнем качества бетона.

Автор благодарит профессоров Волчкова Э.П., Лагойду A.B., Терехова В.И., к.т.н. Злодеева A.B. за неоценимую многолетнюю помощь в работе, а также коллективы кафедры технологии строительного производства ТИСИ и отдела термогазодинамики института теплофизики СО РАН, при содействии которых выполнялись научные и прикладные исследования.

ТРУда АВТОРА , СОДЕИАНИЕ КОТОШ СБОБ11ДО В НАУЧНОМ ДОКЛАДЕ

Монографии, учебные пособия и руководства

1. Гныря А.И. Внешний тешхо-и массообмен при бетонировании с злек-троразогревом смеси. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1977. 173 с.

2. Гныря А.И. Технология бетонных работ в зимних условиях. Томск: Изд-во Тш. ун-та, 1984. 260 с.

3. Гныря А.И. Злодеев A.B.. и др. Остывание и набор прочности бетона из разогретой смеси. Томск: Изд-во Том. ун-та, 198о. 232 с.

4. Гныря А.И. Боровских И.А. Проектирование технологии производства бетонных работ (с применением ЗВШ. Томск, 1989. 112 с.

5« Руководство по производству бетонных работ а зимних условиях в районах Дальнего Востока, Сибири и Крайнего Севера / ЦНИИОМТП Госстроя СССР. М: Стройиздат, 1982. С. 64-уа.

Статьи в "Научных трудах вузов"

6. Гныря А.И,, Злодеев A.B. и др. Методика исследования коэффициента теплоотдачи при производстве работ с электроразогревом смеси // Совершенствование технологии строительного производства. Томск: Изд-во Тш. ун-та, 197Ь. С. 16-22.

7. Гныря А.И., Муравьев Г.Ф., Полянская Г.П. Экономическое обоснование применения злектроразогретых смесей на объекте завода ЖШ-2 ТТУС // Совершенствование технологии строительного производства. Тшск: Изд-во Том. ун-та, 1978. С. 59-105.

б. Гныря А.И. Пути улучшения использования основных фоедов промышленных предприятий // Ускорение технического прогресса - пути к повышению эффективности производства. Томск: Изд-во Том. ун-та, .1969. С. а.

9. Гныря А.И., Кочетов В.А,, Пашков Э.Ф. Опыт получения бетона высокой прочности на - заполнителях Томской и Новосибирской областей // Исследование работы строительных конструкций: Труды / НИШ. Новосибирск, 1970. Вып. 103. С. 81-У?,

10. ,Гныря А.И., Тьвкаяоз Ю.Д,, йрославцев В.Д. Организация службы радиационной дефектоскопии бетонных и железобетонных конструкций и опыт работ бетатронной дефектоскопической лаборатории Томского Управления строительства // Радиационная дефэктоскопия: Труды 2-й межвузовской конференции. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1970. С. а.

11. Гныря А.И., Маэур И.й. и др. Теплопотери бетонной смеси при электроразогреве // Исследования по строительны;.! материалам и.

изделиям. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1981. С. 16-21,

12. Гныря А.И., Мазур И.И., Полянская Г,П. Испарение влаги в процессе разогрева, укладки и транспортирования бетонной смеси // Исследования по строительным материалам и изделиям. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1981. С. 22-27.

13. Гныря А.И., Злодеев A.B., Иванов П.£. Исследование термического сопротивления в зоне контакта "бетон-опалубка" // Совершенствование строительного производства. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1981. С. 57-62.

14. Гныря А.И., Злодеев A.B., Иванов П.Е. Теплообмен металлической опалубки бетонных конструкций с внешней средой // Совершенствование строительного производства. Тсмск: Изд-во Том. ун-та, 1981. С, 6¡3-75.

15. Гныря А.И., Злодеев A.B. Исследование коэффициента теплоотдачи моделей и натурных бетонных изделий и конструкций // Совершенствование технологии строительного производства. Тсмск: Изд-во Том. ун-та, 1961. С. 71-76.

16. Гныря А.И., Злодеев А.3. Исследование.коэффициента теплопередачи различных типов опалубки // Совершенствование технологии и организации строительного производства. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1985. С. 48-59.

17. Гныря А.И., Злодеев A.B. и др. Влияние технологических параметров на температурный режим остывания и набор прочности бетона // Тепло- и массоперенос в процессе твердения материалов на основе вяжущих веществ. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1985.

Л 48-50.

18. Гныря А.И, Технология производства трапецеидальных свай с центральным армированием в кассетной опалубке // Исследования по строительным материалам и изделиям. Томск: Изд-во Том. ун-та, 1971. С, 84-92.

19. лрки с ob D.C., Гнырл Л. И., Боровских И. А., КруглицкийИ.И. Резервы кинетики структурообразования цементного камня // Совершенствование технология и механизации строительного производства. Томск:. Изд-во Том. ун-та, 1990. С. 20-28,

Доклады, сделанные на конференциях

20. Гныря А.И., Арбеньвв A.C. Исследование тепло- а ыассообмена

при изготовлении железобетонных изделий и конструкций // Краткое

содержание докладов XXJ( научно-технической конференции ШСИ, Новосибирск, I97j. С, 4-6,

21., Гньгря А.И. Исследование тепло-и массообмена при изготовлении железобетонных конструкций // Содержание докладов XXXI научно-технической конференции НИСИ. Новосибирск, IS74, о с.

22. Гныря А.И, Влагопотери при бетонировании с электроразогревом скеси // У1 Всесоюзная конференция ученых и специалистов "Новое в технологии бетонирования". М., 1973. С. 3.

23. Гньгря А.И., Злодеев A.Ö. Теплообмен на поверхности опалубки при больших интервалах оребрения П Научно-практическая конференция "Молодые ученые и специалисты Томской области в девятой пятилетке. Секция: Строительство, геология, геодезия. Томск, 1975. С. 13-17.

24. Гныря А.И, Исследование теплоотдачи оребренной поверхности // Четвертая научно-техническая конференция "Творческий поиск молодых". Новосибирск: Сов. Сибирь, 1975. С. 68-39.

25. Гныря А.И., Масленников М.М. Кондуктометрические исследования структурообразования цементного камня с электроразогревом смеси // Четвертая научно-техническая конференция "Творческий поиск молодых'.' Новосибирск: Сов. Сибирь, 1975. С. 107-110.

26. Анисимовец A.C., Гныря А.И.", Деев Э.К. Бетонирование фувда-мента дымовой трубы Уренгойской ГРЭС в зимних условиях без устройства шатра Ц Научно-практическая конференция "Технология монолитного домостроения". Томск, 19У9. С. 58-59.

27. Кузьменков А.И., Гныря А.И. и др. Разработка технологии зимнего бетонирования монолитных килых домов усадебного типа // Научно-практическая конференция "Технология монолитного домостроения'". Томск, 1989. С. 67-68.

28. Гныря А.И., Гейко кЛ. Особенности технологии бетонирования массивных и среднемассивных конструкций при низких отрицательных температурах на объектах Уренгойской ГРЭС // Научно-практическая конференция "Технология монолитного домостроения". Томск, I9Ö9. С. 66-69.

29. Саркисов Ю.С., Гныря А.И. Коллоидно-химичеркие аспекты создания и исследования новых вяжущих и композиционных материалов на основе торфа // Коллоидно-химические проблемы экологии: Тезисы докладов Всесоюзной конференции, йшск, 1990, С. I2Ü-I30.

30. Гныря А.Й., Горбачев A.A. и др. Сохранение теплоты при паро--разогреве бетонной смеси в автобетоносмесителе при низких отрицательных температурах // Непрерывный электроразогрев бетонной смеси в строительстве: Тезисы докладов совещания-семинара. Ленинград, 1991. С. 96-97.

31. Гныря А.Й., Злодеев A.b. и др. ¿акторы, формирующие температурный режим твердения бетона в зимних услозиях // Обеспечение ка-

чества железобетонных конструкций в суровых климатических условиях и вечномерэлых грунтах. Якутск, 1988. С. 3.

32. Гныря А.И., Куэьменко Л.И. и др, Опыт производства бетонных работ при строительстве Уренгойской ГРЭС // Обеспечение качества железобетонных конструкций в суровых климатических условиях и вечномерэлых грунтах. Якурск, ISÖ&. С. 2.

33. Анисиыовец A.C., Гныря А,И. Установка для разогрева бетонной смеси в кузовах автосамосвалов на строительстве объектов Уренгойской ГРЭС // Обеспечение качества железобетонных конструкций в суровых климатических условиях и вечномерзлых грунтах. Якутск, 1968. С. 2.

34. Гныря А.И., Боровских И.А. Тепло- и массспотери из разогретой бетонной смеси J J Тепло- и массообменные процессы при теплсэой обработке' бетона и их влияние на качество железобетонных изделий и снижение энергозатрат. Псков, 1988. С. 4.

Статьи в периодических изданиях

35. Алимпиев А.И,, Арбеньев A.C., Гныря А,И., ¿¿амонов З.Н. Теплообмен при поперечном обтекании квадратной призмы, имеющей гладкую или оребренную поверхность // Изз. СО АН СССР. Сер. техн. н. 1976. № 13. Вып. 3. С.-35-39.

36. Арбеньев A.C., Гныря А.И. ¡Иассообмен разогретой бетонной смеси с внешней средой J/ Изв. вузов. Строительство и архитектура. 197ь- » 3. С. I06-110.

37. Гныря А.И., Арбеньев A.C., Злодеев A.B., Ситников И.В.

ШСТИ1С PREHEATIVE. ОТ С01КЯШ AN> THE WATUÄE Of ТЛЕ fOMMTtON OF Tft -«»TÜRE AMD STfiEUM» ПИЪЗ IN CONCtCtl МОИ»IÄS UHiti THE. INfLUENCE Of fKFIRONMiMTÄt ИЮ> 7tCHKOlCGUAL fACTORS.

// Третий международный симпозиум по зимнему бетонированию. Зспоо (Финляндия), I9B3. С.

38. Гныря А.И., Сиряченко П. . и др. Зимнее бетонирование усадебных монолитных домов в условиях Западной Сибири // На стройках России. 1986. № 7. С. 22-24..

39. Гныря А.И., Боровских: И.А., Лодласова H.A. Бетонирование фундаментных плит на промышленных объектах в условиях Крайнего Севера // XXlii международная конференция в области бетона и железобетона "Волго-Балт-91", Mi: Стройиэдат, 1991. С. 4Ö-47.

40. Гныря А.И., Витько.С.Д. и др. Лост злектроразогреза бетонной смеси // Томск. ЦНТИ. Информ. листок. 19? ö, X» 90. 4 с.

41. Шешуков А.П., Гныря А.И., Ульяничев A.B. Установка электрэ-разогрева бетонной смеси в. кузовах автосамосвалов. Томск, I9B2. 4 с.

42. Синицкий В.Г., Гныря А,И. и др. Установка для разогрева бетонной смеси в кузовах большегрузных самосвалов // Томск. ЦНТМ. Информ. листок. IÖB7. ft 91. 2 с.

43. Гныря А.И., Подласова И.А. и др. Способы сохранения теплоты при пароразогреве бетона и керамзитобетона в автобетоносмесителях, в зимних условиях У/ Томск. ЦН1И. Информ. листок. 1990. № III. 2 с.

44. Анисимовец A.C., Гныря А,И. Бетонирование фундамента дымовой трубы ГРЭС высотой 240 м в зимних условиях без устройства шатра // Томск. ЦНта. Информ. листок. 1990. № о4. 3 с.

Отчеты о НИР Всесоюзного ЦНТИ

45. Гныря А.И., Осауленко В.Д. Исследование И внедрение производства бетонных работ в зимних условиях с электроразогревоы бетонной смеси / Томск. ТКСИ. Технический отчет. Б 731837, № ГР 7&004II64, I97t3. 120 с.

46. Гныря А.И., Злодеев A.B. Совераенствование технологии производства бетонных работ при низких отрицательных температурах / Томск. ТИСИ. Технический отчет. 03611002665, 1979. 120 с.

47. Гныря А.И., Злодеев A.B., Боровских И.А. Совершенствование технологии производства работ на объектах МУС "Томскэлектросеть-строй" / Томск. ТИСИ. Технический отчет. 0384GG03250, 1982. 64 с.

48. Гныря А.И., Осауленко В.Д., Штерн Б. М. Оказание научно-технической псмощи в разработке и внедрении способов устройства подливок и обетсшрсвок на объектах треста "Мегиснгазстрой" / Томск. • ТИСИ.- 'Технический отчет 02840056064, 1984. с.

По материалам диссертации получены авторские свидетельства на изобретение

49. A.C. iS Ю35836 (СССР). Электронагревательное устройство для разогрева токопроводящего материалоДешуков А,П., Гныря А.И. и др. //Опубл. в Ш

50. A.C. № 72SI70 (СССР). Устройство для электроразогрева бетонной смеси j Арбеньев A.C., Гныря А.И. Пинчуков С.Н., Шешуков А.П. // Опубл. в ЕЙ

51. Полсиятельное решение № 4632948/33 1/9 от o0.09.9I.

52. Положительное решение №4611663/33 1/9 от 29.10.91. 55. Положительное решение № 4766669/33 1/9 26.06.91.

6Í>

Перечень основных обозначений

6,L - характерный размер, длина, и; 8 ~ толщина, м;

F - поверхность, площадь поверхности теплообмена, м*"; f - время, час.; t - температура, °С; Т - температура, °К; tfl - температура поверхности, °С; tus - температура наружного воздуха, °С;

- температурный напор, разность температуры, К ; Р - давление, fiar \

40 - перепад давления, /Га ; / - объем, м3; /П - масса вещества, кг; сО - скорость, м/с;

, £ - ускорение свободного падения, и/с^; J> - плотность, кг/м3} 6 - удельная теплоемкость.,,

Р - динамический коэффициент вязкости, Па-с • р - кинематический коэффициент вязкости, ы*"- с; '

- теплота потока, Вт ;

^ плотность теплового потека, Вгп/мг;

Л - коэффициент теплопроводности, flf'-c ;

Я - коэффициент температуропроводности, с;

¡к - коэффициент теплоотдачи, Q/nfiw*-^

Мг- коэффициент теплопередачи, i

é - степень черноты;

С - коэффициент излучения , \

£ - плотность потока излучения, Oitj/jh* ;

Сп.Ср - удельные изохорная и изобарная теплоемкости при

постоянном объеме и давлении соответственно, Дж/^^Ю • Р - температурный коэффициент объемного расширения, I/K; И, ft - высота, и; Мп - модель поверхности м-1; t/,- температура поверхности, °С; tBH- температура бетона начальная, °С; р ~ плотность, кг/м3;

о^а - коэффициент лучистого теплообмена, Bm/fAt'M) ; dx - то же конвективного, Вт/{мг#)\ cfuar коэффициент теплоотдачи испарением, 8/tt/(m'-K) ; <£п - полный коэффициент теплоотдачи, 5т/(мг #) ; У - угол атаки .воздуха с гранью или продольной осью поперечного сечения, град; * * "¿Г ~ безразмерная координата; jr - калибр канала;

Ш- интенсивность испарения влаги, хг/лг*-ч ; Р - коэффициент массообмена, кг/(сн) ; Р„,- парциальное давление водяных паров на поверхности раствора при полном насыщении, н/м* ; Рпг - то же в окружающем воздухе, 101,3' 10э - нормальное барометрическое давление, н/мг ; Ре - наблюдаемое барометрическое давление, н/м* \ J) - коэффициент диффузии, м'Уч (м^/с); J) - то же при 7"* ; с, С* - коэффициенты излучения поверхностей, Зт//^'-M"J\ - критерий фазового превращения.

ЧИСЛА ПОДОБИЯ

- число Рейнсльдса; Pz ^jf -JL _ ¡«ело Прандтля;

Ai/ ■ -—p- - число Нуссельта; Йг-Ре-Рг - £ - число Пекле;

qfiat. - число Грасгофа;

^ "* ~ число Стентона;

- а-г-/£л _ число Фурье;

31 - ¿¿/¿с

- число Вио; Рг '(9^3/i>z)(AP/P) _ число Архимеда; Р > Р* - плотности жидкости в двух точках.

Бумага типографская. Тираж ПО. Заказ 81.

Усл.печ.д.2,00. Отпечатано ротапринтом а ТИАСУРв. Пр.Ленина, 40.