Виды обоев

Вместо обычного кафеля все больше владельцев начинают использовать керамогранитную плитку. Этот облицовочный материал отличается прекрасными прочностными характеристиками и совершенно не боится контакта с влагой. Но его внешний вид зачастую хозяев не устраивает. Чтобы изменить дизайн такого материала, можно его покрасить. В покраске керамогранитной плитки ничего сложного нет, поэтому с работой справится каждый при желании.

Очищение керамогранитной облицовки

Подготовительные работы перед покраской предполагают, что керамогранитная плитка очищается от загрязнений, скопившихся на ней. Процесс чистки начинают с удаления грязи и пыли, попавшей в швы. Затем всю поверхность хорошо промывают и обезжиривают. Поскольку керамогранит нередко используют на кухне, обезжириванию необходимо уделить особое внимание. Ведь здесь жирные следы не редкость. Для снятия жирности можно использовать самый обычный мыльный раствор.

Поверхностная шлифовка керамогранита

Наносить краску можно только на отшлифованную поверхность. Можно выполнить шлифовку вручную, используя мелкую шкурку. Главная задача этих мероприятий состоит в том, чтобы увеличить адгезию керамогранита. Ведь на гладкое основание наносить краску нельзя. После шлифовки керамогранит снова очищают от появившейся пыли, а затем обрабатывают грунтовкой.

Важно, чтобы грунтовка подходила для искусственного камня и краски, которую впоследствии будут использовать владельцы. Также для покраски подходит прозрачный лак, способный сохранять естественный внешний вид облицовки. Переходить на следующий этап можно только после того, как слой грунтовки высохнет полностью.

Нанесение краски на керамогранит

В связи с тем, что поверхность керамогранитной облицовки обычно полностью гладкая, краску можно нанести валиком. Но особенно интенсивной обработки требуют швы. Поэтому на них наносить краску лучше с помощью кисти. Покрасочный состав наносится дважды. Между нанесениями должны пройти минимум 12 часов. Если владелец хочет получить какой-то интересный узор на поверхности керамогранита, он может проводить его покраску с применением декоративных трафаретов.

Правильно выполненные покрасочные работы гарантируют, что керамогранит приобретет более презентабельный внешний вид и окажется лучше защищенным перед негативными воздействиями. По этой причине необходимо избежать ошибок в ходе работы.

Каракумский бассейн приурочен к обширной, сложно построенной области прогибания, расположенной между высокогорным Альпийско-Гималайским поясом мезозойской и кайнозойской складчатости на юге и северной низкогорной областью палеозойской складчатости, находящейся на продолжении южной зоны Тянь-Шаня. Ограничениями бассейна служат складчатые сооружения, в которых па поверхность выведены либо палеозойский фундамент, либо смятый в складки мезо-кайнозойский комплекс. На отдельных участках вдоль своих западной, восточной и северной границ Каракумский бассейн отделяется от смежных с ним нефтегазоносных бассейнов погребенными структурными разделами (рис. 53).

Наиболее погруженная осевая часть бассейна значительно смещена к югу в сторону Копет-Дага. На поперечном сечении в районе Бухара — Чарджоу — Мары-Теджен наблюдается последовательное погружение осадочного покрова и фундамента с северо-востока на юго-запад. На центральных сечениях общий уклон к югу осложнен обширным пологим срединным поднятием — Центрально-Каракумским сводом (рис. 54).

Юго-западная граница бассейна следует вдоль крупного разлома, по которому Копетдагское складчатое сооружение, сложенное мезозоем, надвинуто на Предкопетдагский передовой прогиб, выполненный мощными кайнозойскими и более древними отложениями. Восточнее Каракумский бассейн заливообразно вдается к югу, оконтуривая периклинальное окончание Конетдага, намечающееся в районе Бадхыза и переходя на северный склон хребта Сефидкох. Восточнее Кушки граница бассейна вновь отклоняется к северу, огибая западную периклиналь мезозойского складчатого сооружения хребта Банди-Турксстан, вероятно, расположенного на прямом продолжении Копет-Дага.

На запад-юго-западе Каракумский бассейн отделен от Южнокаспийского горным поднятием Большого Балхана, а также небольшими погребенными структурными перемычками в районе Межбалханского и Данатинского коридоров.

От расположенного западнее Среднекаспийского бассейна Каракумский бассейн отделяется Туаркырской мегантиклиналью, в которой на поверхности или на небольшой глубине залегает фундамент, представленный в основном пермскими и нижнетриасовыми метаморфизованными складчатыми образованиями. Между Большим Балханом и Туаркыром граница названных бассейнов проводится по структурной седловине, отделяющей Порсокупскую и другие синклинали, раскрывающиеся на запад в сторону Kaрабогаза от прогибов, оси которых погружаются к востоку, в сторону южной части Каракумской плиты. На северо-западе аналогичным разделом, по-видимому, является четко выраженная в рельефе структурная перемычка между Мангышлаком и Туаркыром, отделяющая Южномангышлакский прогиб и погружающийся в сторону последнего Ушкудукский прогиб от Ассаксауданского прогиба. Эта перемычка отличается приподнятым залеганием различных горизонтов осадочного покрова с положительными абсолютными отметками залегания подошвы миоцена (поднятия Тасаюк и Киндерли).

Границей Каракумского бассейна с Устюртским служит вал Карабаур и погребенная перемычка между Айбугирской антиклиналью и Султануиздагским поднятием, разделяющая Барсакельмесский прогиб и Бухаро-Хивинскую депрессию.

Северо-восточная граница Каракумского бассейна следует вдоль южного края низкогорных возвышенностей (Султан-Уиз-Даг — Зерабулак — Зиаэтдин и др.), сложенных складчатым палеозойским комплексом, местами перекрытым маломощными, слабо дислоцированными мезозойскими отложениями. С севера к этим возвышенностям примыкает Кызылкумский бассейн.

От Афгано-Таджикского бассейна на востоке Каракумский бассейн четко обособлен лишь в северной части, в районе высокогорного складчатого сооружения юго-западного Гиссара, сложенного в основном мезозойскими толщами. Ограничениями бассейна здесь служат Кугитангский и Байсунский антиклинории с выведенным на поверхность палеозойским складчатым комплексом.

На участке между южно-западным Гиссаром и хребтом Банди-Туркестан, там, где наблюдается непосредственное соединение Каракумского и Афгано-Таджикского бассейна, граница проводится условно через обширную возвышенность Карабиль, которой соответствует погребенное поднятие.

Большую центральную и северную части бассейна занимает Каракумская плита, представляющая собой южную часть эпигерцинской Туранской платформы, несущую слабодислоцированный осадочный покров мезозоя н кайнозоя, мощностью 2—б км. В центральной части Каракумского бассейна выделяется крупный Центрально-Каракумский свод, соответствующий наиболее поднятой части срединного массива, в которой палеозойский фундамент залегает на глубине менее 2 км. От прибортовых частей бассейна Центрально-Каракумский свод отделен различно выраженными прогибами — Ассакеауданским и Верхнеузбойским на западе, Бухаро-Хивинским на северо-востоке, Кашкадарьинским и Мургабским на востоке и Предкопетдагским на юго-западе. Большинство прогибов носит характер платформенных впадин с углами наклона крыльев локальных поднятий от нескольких градусов до 10—20°. В отличие от этого Предкопетдагский прогиб принадлежит к числу типичных асимметричных предгорных прогибов с узким складчатым бортом, осложненным крутыми, сложно дислоцированными передовыми складками и разрывами и пологим внешним платформенным бортом. Область глубокого прогибания выделяется и в пределах юго-восточной Туркмении, крайняя южная часть которой, входящая в зону периклинального погружения складчатых сооружений Копетдага и Банди-Туркестана, осложнена мелкой складчатостью. Сравнительно сильно дислоцированные структурные формы выделяются и в узкой зоне Кашкадарьинского прогиба, прилегающей к складчатому сооружению юго-западного Гиссара.

В составе осадочного выполнения Каракумского бассейна основная роль принадлежит мезозойским отложениям, среди которых наиболее широко распространены отложения меловой системы. Наиболее мощный осадочный комплекс (до 10 км) развит в южной Прикопетдагской части бассейна. Несколько менее мощный осадочный покров (6—7 км) характерен для восточной и крайней северо-западной частей бассейна. В центральных и северных районах полпая мощность мезо-кайнозойских отложений не превышает 2—4 км. На севере преобладающим развитием пользуются терригенные породы смешанного морского и континентального происхождения, тогда как на юге разрез сложен чередованием мощных терригенных и карбонатных толщ преимущественно морского генезиса.

В пределах значительной части Каракумского бассейна осадочное выполнение начинается с юрских отложений. В основании выделяется нижнесреднеюрская песчано-глинистая, зачастую угленосная серия. Мощность нижне-среднеюрских отложений в южных частях бассейна измеряется несколькими тысячами метров, в западных и северных районах — около нескольких сотен метров, местами до 1—2 тыс. м. Юрские отложения, вероятно, не образуют сплошного чехла, резко уменьшаясь в мощности в сторону Центрально-Каракумского свода и полностью выклиниваясь в узкой северо-восточной прибортовой зоне. Нижне-среднеюрские отложения принадлежат к числу важных сингенетично-нефтегазоносных комплексов Каракумского бассейна. На месторождении Сеталантепе в Бухаро-Хивинской области с нижне-среднеюрскими отложениями связаны промышленные залежи газа.

В основании верхнеюрских отложений обычно выделяется мощный комплекс келловея-оксфорда, являющийся выдержанным массивным природным резервуаром. Покрышкой для него служит гидрохимическая гипсоносно-соленосная толща, перекрываемая и замещающаяся по простиранию толщей красных глин. Промышленная газоносность верхнеюрских известняков доказана на ряде месторождений Бухаро-Хивинской области, где их мощность составляет 40—100 м. Общая мощность верхнеюрских отложений на севере Каракумского бассейна колеблется от 0 до 800 м, на юге — от 1 до 1,5 км.

Отложения неокомского возраста резко различны в разных частях бассейна. В центральных и северных районах неоком сложен песчано-глинистой, существенно красноцветной толщей, на юге — монотонной известняковой серией, мощностью 1,4-1,8 км, представляющей массивный природный резервуар, подобный верхнеюрскому. В составе неокомских отложений на некоторых площадях Бухаро-Хивинской области установлены промышленные залежи газа.

Аптские, альбские и сеноманские отложения входят в состав мощного песчано-глинистого комплекса, преимущественно сероцветного облика. Мощность его колеблется от 400—700 м на севере и в центре бассейна до 1,5—2 км на юге. С отложениями данного возраста, относящимися к числу выдержанных, несомненно, сингенетично-нефтегазоносных комплексов связаны крупнейшие газовые залежи в Бухаро-Хивинской области. Мощность продуктивных песчаных горизонтов достигает 15—30 и до 140 м, суточный дебит газа — от многих сотен тысяч куб. метров до 3,5 млн. м3. Из XIII продуктивного горизонта, относимого к неокому-апту, на ряде месторождений получены притоки нефти до 26—70 mi сутки. Мощные газовые фонтаны из альбских отложений с дебитом около 400 тыс. м3 установлены и в пределах Центрально-Каракумского свода (Дарвазинско-Сернозаводская площадь).

Большая верхняя часть верхнего мела (туронский, сенонский и датский ярусы) в южной, центральной и западной областях Каракумского бассейна сложена карбонатной, преимущественно мергельной толщей, мощностью 900—1300 м на юге и 150—250 м на западе и в центре бассейна. Особенно большими мощностями верхнего мела (свыше 1 км) отличаются области, прилегающие к юго-западному Гиссару. В зоне складок юго-восточной Туркмении на месторождении Карачоп при вскрытии маастрихтских отложений получен газовый фонтан.

Палеогеновые отложения Каракумского бассейна представлены преимущественно глинистой серией, внизу содержащей пачки известняков и мергелей и имеющей мощность от 150—500 м на севере до 1,7—2 км на юге бассейна. Выдержанным природным резервуаром массивного типа являются бухарские известняки, развитые в восточной части Каракумского бассейна, прилегающей к Афгано-Таджикскому бассейну, где бухарские слои промышленно нефтеносны. Незначительные признаки горючего газа из палеогеновых отложений выявлены на Изгантском поднятии, расположенном в Предкопетдагском прогибе.

Неогеновые отложения, широко развитые на поверхности каракумского бассейна, на западе представлены пестрым чередованием терригенных, карбонатных осадков и гипсов преимущественно морского генезиса, на востоке — красноцветными и палево-бурыми песчано-глинистыми образованиями континентального происхождения. Мощность их колеблется от нескольких десятков до 100 м на севере, 250—300 м в западных районах и до 700—2000 м на юге (табл. 23, 24, 25). В Каракумском бассейне можно выделить следующие основные крупные нефтегазоносные области.

1. Центрально-Каракумская нефтегазоносная область. В состав этой области включены Центрально-Каракумский свод и его западный и восточный склоны, включая небольшие прогибы Верхнеузбойский и Учтаганский со сравнительно неглубоким залеганием фундамента (2—3 км, местами несколько более). Для значительной восточной части этой области характерно наличие крупных пологих локальных поднятий неправильной формы и различной ориентировки.

Большие перспективы связываются с Центрально-Каракумским сводом. В его пределах открыты Дарваза-Сернозаводское газовое месторождение, отличающееся значительными размерами. Значительный интерес представляет также изучение намечавшегося крупного Заунгусского поднятия, которое должно быть относительно погруженным по сравнению с Центрально-Каракумским сводом. Практические результаты могут быть получены и в других частях Центрально-Каракумской области.

2. Ассакеаудинская возможно нефтегазоносная область отличается значительной глубиной залегания фундамента (по геофизическим данным до 5—6 км), что позволяет весьма высоко оценивать перспективы ее нефтегазоносности, связываемые с мезозойскими отложениями. Непосредственное практическое значение могут иметь крупные вилообразные поднятия Киндерли и Тасаюк.

3. Бухаро-Хивинская нефтегазоносная область. Наиболее изученная в настоящее время часть бассейна. Характеризуется развитием линейно вытянутых платформенных структур — валов и прогибов, осложненных локальными поднятиями с углами наклона от нескольких до 10—15°. Зонами нефтегазонакопления являются крупные Бухарский и Дарганатинский валы, разделенные Каракульским прогибом. В пределах Бухарского вала открыты газовые и газонефтяные месторождения: Газли, Ташкудук, Мамаджургаты, Акджар, Джаркак, Сарыташ, Караулбазар, Сеталантепе, среди которых выделяется своими уникальными запасами Газлинское месторождение. На территории Каракумского прогиба обнаружено Южно-Мубарекское газовое месторождение. Залежи газа сосредоточены в сеномане, альбе, неокоме-апте, известняках верхней юры, нижне-среднеюрских отложениях.

В Хивинском прогибе возможной зоной нефтегазонакопления может явиться намечающаяся на восточном продолжении Айбугирского поднятия Карабаурского вала антиклинальная зона, к которой принадлежит Ленинское поднятие.

4. Кашкадарьинская возможно нефтегазоносная область. В отношении перспектив нефтегазоиосности имеет ряд сходных черт со смежными областями — Бухаро-Хивинской н Восточно-Туркменской. Благоприятными признаками является наличие хорошо выраженных локальных поднятий и большая мощность осадочного покрова. Перспективными комплексами, помимо мезозойских (особенно меловых) отложений, являются некоторые горизонты палеогена, в частности, известняки бухарских слоев. Зонами нефтегазонакопления в восточной части области могут являться цепи антиклинальных складок северо-восточного простирания.

5. Восточно-Туркменская нефтегазоносная область. Включает юго-восточный склон Каракумской плиты и Мургабекий краевой прогиб. Характеризуется общим нарастанием мощностей осадочного покрова и погружением фундамента в южном и юго-западном направлениях, в сторону Восточно-Туркменского и Предкопетдагского прогибов. Глубина залегания фундамента превышает 6 км. Вероятными зонами нефтегазонакопления являются валы субмеридионального и северо-западного простирания, в частности, Байрамали-Майский и Южно-Каракумский, а также цепи поднятий, выявленные в пределах Карабильской возвышенности, и другие. Северо-восточная граница области проведена по Репетекской линейной зоне нарушений, в пределах которой обнаружены резко дислоцированные погребенные поднятия и соляные купола, связанные с выжиманием верхнеюрской соляно-гипсоносной толщи. На крайнем юге области в Кушкинском районе выделяются зоны нефтегазонакопления, связанные с цепями резко асимметричных, наклоненных к северу складок. К одной из таких складок приурочено газовое месторождение Карачоп.

Основные нефтегазоносные горизонты Восточно-Туркменской области должны быть сосредоточены в мезозойских отложениях. Вместе с тем в наиболее погруженных частях области, в частности, в Мургабском прогибе, перспективны также палеогеновые отложения.

6. Южно-Каракумская возможно нефтегазоносная область включает глубоко погруженные части южного склона Каракумской плиты и северный, платформенный борт Предкопетдагского прогиба с общим уклоном слоев в южном направлении. Глубина залегания фундамента возрастает от 3—4 км на севере до 9—10 км на юге области. На фоне глубокого погружения платформенного борта Предкопетдагского краевого прогиба выделяются Кызы-ларватский и Ахсуартыкский выступы с приближенным залеганием фундамента.

Стратиграфический диапазон вероятной нефтегазоносности колеблется от мезозойских отложений, залегающих на доступной глубине лишь в северной части области, и на выступах, осложняющих Предкопетдагский прогиб до третичных отложений, с которыми могут быть связаны скопления нефти и газа в опущенной южной части области. Структурные формы, контролирующие нефтегазонакопления, имеют пологий платформенный облик. Важное значение должны иметь зоны выклинивания отложений на склонах плиты и отмеченных выше выступов.

10. Прикопетдагская возможно нефтегазоносная область соответствует южному складчатому борту Предкопетдагского прогиба. Зонами нефтегазонакопления могут служить цепи резко дислоцированных передовых складок. В относительно погруженной западной половине области поднятия сложены третичными отложениями, тогда как в ядрах восточных антиклиналей зачастую обнажаются меловые отложения. В Прикопетдагской области, помимо меловых отложений, перспективны молодые — третичные отложения, в том числе, возможно, морские неогеновые, развитые в западной части прогиба.

При взаимодействии металла с аммиаком образуются нитриды вольфрама, однако еще медленнее, чем нитриды молибдена. Этим объясняется то, что в опытах Гендерсона и Джалетли не удалось получить нитрид вольфрама.

Сивертс и Бергнар также обнаружили, что вольфрам с азотом не реагирует до 1500°. Лафит и Грандадам установили, что до 900° вольфрам с азотом не реагирует, но с аммиаком вступает во взаимодействие уже при 140°. Образующиеся при этом нитриды снова восстанавливаются водородом при 200° и выше.

При нагреве вольфрамовой проволоки до 2 500° в атмосфере азота Лангмюр и др. обнаружили на стенках реактора коричневый осадок, которому они приписали формулу WN2 (13,2% N).

При исследовании механизма воздействия аммиака на дисперсный вольфрам было найдено, что при низких температурах (250—360°) образуется промежуточный продукт, содержащий группу NH (имид вольфрама). Хэгг обрабатывал порошок вольфрама аммиаком при 700—800°; несмотря на 48-часовую выдержку полученный продукт содержал лишь 1,67% (вес.) [18,2% (атомн.)] азота. Это, очевидно, очень далеко до нижней границы однофазной области.

Рентгенограммы образцов, полученных Хэггом, неизменно показывали лишь линии вольфрама (a-фазы) и новой в-фазы. Азот практически не растворим в вольфраме. в-фаза, аналогично у-фазе в системе молибден — азот, обладает кубической гранецентрированной решеткой [при 33% (атомн.) азота постоянная решетки равна 4,118 А]; атомы азота, вероятно, располагаются в наибольших свободных промежутках решетки металла. Состав в-фазы W2N — 3,67% (вес.) азота.

Кисслинг и Лю нашли в системе вольфрам — азот фазу у, возникающую при азотизации при температурах 825—875°. Эта фаза с кубической решеткой (а = 4,131—4,122 А в зависимости ют температуры азотизации) также отвечает формуле W2N. Неясно, отличается ли эта фаза от в-фазы Хэгга.

Термодинамические величины для W2N сообщают Нейман с сотр. и Бревер с сотр.

Самым лучшим способом выполнения ровного напольного покрытия считается укладка цементной стяжки. С подобным вариантом не сравнится ни одно альтернативное решение. Применяя такой проверенный способ, можно добиться ровного, прочного и долговечного основания. На качественные характеристики бетонной стяжки влияет как рабочая технология, так и профессионализм исполнителя.

Наилучший результат достигается после применения маяков, предназначенных для стяжки напольного покрытия.

Работы по заливке пола принято выполнять при определенных температурных режимах. Делается стяжка при условиях температуры свыше десяти градусов. Причиной тому является свойство цементного раствора усаживаться на определенное расстояние. Если глубина стяжки составляет десять сантиметров и выше, заливку рекомендуется проводить в два слоя.

При необходимости укладки тонкого слоя стяжки, нужно обеспечить сухость и чистоту основания. Все щели должны быть заделаны, чтобы не происходила утечка раствора. Цементный раствор выполняется в соотношении «один к пяти» или «один к трем». При этом используется цемент марки М400 или М500.

Если выбрана пропорция «один к трем», обязательным условием является периодическая обработка стяжки при помощи химического раствора или воды. Делать такие процедуры следует двое суток. Это поможет монолитной поверхности не трескаться. Далее следует удаление маяков, чтобы не было ямок.

Составные балки на нижележащие конструкции опирают или непосредственно нижним поясом (рис. IV—16 ,а, в), или фрезерованным торцом сплошного ребра, приваренного к торцу балки (рис. IV—16, б).
В одностенчатых балках, опираемых нижним поясом, часть стенки балки над опорой укрепляют ребром жесткости и рассчитывают совместно с ним на продольный изгиб из плоскости балки как стойку, нагруженную опорной реакцией. Расчетную длину этой условной стойки принимают равной высоте стенки. В расчетное сечение этой стойки включают опорные ребра жесткости и полосу стенки шириной до 15δст с каждой стороны ребра (рис. IV—16, а).
Опорные ребра в клепаных балках должны быть плотно пригнаны к нижнему поясу и проверены на смятие торцов опорной реакцией. В сварных балках на действие опорной реакции (по СНиП II-B.3-65) следует проверять швы, прикрепляющие ребра к нижнему поясу.
В балках с подвижной нагрузкой, опираемых нижним поясом, иногда на верхней части их ставят короткие торцовые ребра, как показано пунктиром на рисунке IV—16, в.

При конструировании опорных частей неразрезных и консольных балок необходимо учитывать, что верхний пояс их над опорами растянут значительными усилиями. Поэтому опорные ребра жесткости следует плотно подгонять к таким поясам, но не приваривать.
Торцовые сплошные ребра (рис. IV—16, б) приваривают к торцу балки по всему периметру их соприкасания. Нижний край ребра строгают и выпускают ниже кромки нижнего пояса на 10—20 мм и не более 1,5 толщины ребра. Опорную поверхность ребра следует проверять на сжатие, а не на смятие торца.
Торцовое ребро с частью стенки шириной 15δст (рис. IV—16, б) проверяют на устойчивость таким же путем, как и составные опорные ребра:
Двустенчатые балки могут опираться при помощи диафрагмы, привариваемой с торца, аналогично тому, как показано на рисунке IV—16, б для одностенчатых балок.

Отработка техпроцессов получения качественных магниевых отливок проводилась в основном на пресс-формах, спроектированных и изготовленных для литья из алюминиевых сплавов. Доработка пресс-форм проводилась в направлении изменения конструкции с целью улучшения заполняемости рабочей полости и повышения качества поверхности и плотности отливок.

Для улучшения заполняемости рабочей полости формы и повышения качества отливок 1) вводились дополнительно и увеличивались сечения существующих вентиляционных каналов; 2) выполнялись дополнительные промывники; 3) увеличивались сечения и изменялась геометрия подводящих литниковых каналов и питателей.

В случае появления на отливках горячих трещин в процессе кристаллизации увеличивались радиусы переходов между стенками отливки и литейные уклоны, выполнялись более плавные переходы между сечениями разной толщины.

В процессе работы выявлялось влияние основных технологических параметров (температура заливки металла, температура пресс-формы, скорость и усилие прессования, время выдержки отливки в пресс-форме и т. д.) на качество отливок и определялись оптимальные значения этих параметров. Подбор оптимальных технологических параметров заливки производился путем варьирования их до получения годных отливок (см. таблицу).

Перед началом отливки магниевых деталей производился разогрев пресс-формы путем 10—15-кратной заливки алюминиевых сплавов. Заливка магниевого сплава производилась мерными ложками, предварительно разогретыми и промытыми в расплавленном флюсе. Защита расплава в раздаточной печи осуществлялась путем периодической присыпки поверхности порошкообразным просушенным флюсом ВИ2.

Температура заливаемого металла контролировалась переносной термопарой погружения; скорость прессования зависела от числа оборотов вентиля на машине литья под давлением; давление прессования определялось по манометру на узле прессования машины.

Смазка пары пресс-стакан — поршень производилась через 1—3 запрессовки составом; масло индустриальное марки 45 и озоперит марки 75 — по 33%; графит — 34%.

Для смазки рабочей полости пресс-формы использовался технический воск. Смазка наносилась в небольшом количестве на отдельные места формы через 3—10 запрессовок в зависимости от конфигурации отливки.

Для получения качественных отливок необходимо максимально снизить тепловые потери на пути металла от раздаточной емкости к полости пресс-формы. Одним из путей достижения этого результата — применение дозирующих устройств и повышение скоростей прессования и выпуска металла в рабочую полость пресс-формы.

Для производства отливок из магниевых сплавов наиболее пригодны машины с холодной горизонтальной камерой прессования (типа фирмы «Идра»), позволяющие в широких диапазонах регулировать скорости прессования и задавать их необходимые значения (до 5—7,5 м/с). Машины также должны быть снабжены индивидуальным гидропроводом и обладать малым временем холостого хода для обеспечения стабильных температурных условий работы пресс-формы, что имеет решающее значение для производства качественных отливок из магниевых сплавов.

Внедрение технологического процесса литья в производство сопровождается организацией экспериментальных и промышленных участков литья под давлением магниевых сплавов. В зависимости от номенклатуры деталей и их серийности выбирается плавильное оборудование, типы и количество машин литья под давлением, оборудование для термической обработки и защитно-декоративных покрытий.

Общие характерные черты для организованных участков:

а) расположение участков литья под давлением магниевых сплавов на площадях цехов литья алюминиевых сплавов;

б) машины литья под давлением на магниевых участках периодически используются для производства отливок из алюминиевых сплавов;

в) плавильные отделения изолированы от плавильных печей для алюминиевых сплавов;

г) машины литья под давлением и плавильные агрегаты снабжены вентиляцией повышенной мощности.

В качестве плавильных агрегатов используются печи сопротивления со стальными тиглями или индукционные печи. Для рафинирования, выстаивания сплава и промывки литейного инструмента используются тигельные печи сопротивления.

Ввиду того что магниевые сплавы затвердевают быстрее алюминиевых, для получения качественных отливок необходима более высокая скорость прессования (до 5—7,5 м/с) и меньшая продолжительность цикла работы машины литья под давлением.

Экономические показатели действующих в настоящее время участков показывают целесообразность создания крупных специализированных комплексных участков, включая участки нанесения защитно-декоративных покрытий и механообработки для производства отливок крупносерийного и массового производства.

Однако для обеспечения многономенклатурных изделий малых серий (в основном для деталей специзделий и оптических приборов) рационально организовать небольшие плавильные отделения для сплавки магниевых сплавов при участках литья под давлением алюминиевых сплавов с использованием машин литья под давлением как для алюминиевых, так и для магниевых сплавов.

Внедрение магниевых сплавов в производство требует анализа технико-экономических показателей техпроцесса, окупаемости затрат на их разработку и освоение. Стоимость производства деталей (отливок) методом литья под давлением из магниевых сплавов сравнивается со стоимостью производства отливок из алюминиевых сплавов, так как эти сплавы близки по своим характеристикам.

Анализ зарубежных данных по литью под давлением магниевых сплавов показывает экономическую целесообразность замены ими алюминиевых сплавов при изготовлении аналогичной номенклатуры деталей, так как достигается снижение стоимости единицы объема отливки на 20%, снижение трудоемкости заливки магниевых сплавов на 30—50% за счет уменьшения времени выдержки отливки в пресс-форме, увеличение времени эксплуатации тиглей, плавильного инструмента и пресс-форм на 30%, так как расплавленные магниевые сплавы не реагируют с железом; повышение производительности труда механообработки в среднем на 35%; увеличение стойкости режущего инструмента в 1,5—2 раза. Кроме того, в связи с уменьшением веса изделий сокращаются транспортные расходы.

В то же время следует отметить, что перевод на изготовление отливок из магниевых сплавов взамен алюминиевых имеет ряд отрицательных особенностей, ведущих к увеличению отдельных статей расхода:

1) техпроцесс плавки и разливки усложняется в связи с необходимостью защиты сплавов от окисления;

2) потери угара в процессе плавки возрастают до 7 % и увеличивается расход флюсов;

3) требуется более тщательное соблюдение технологических параметров литья (температура заливаемого металла, скорость прессования, время выдержки отливки в пресс-форме);

4) флюсовые включения в металлическую основу и появление горячих трещин приводит к повышенному проценту брака;

5) из-за низкой коррозионной стойкости отливок из магниевых сплавов они нуждаются в защитном покрытии;

6) склонность магниевых сплавов к возгоранию и взрывоопасность их требует специальных мер по противопожарной безопасности.

Проведены расчеты ожидаемой технико-экономической эффективности от замены алюминиевых сплавов на магниевые при изготовлении литьем под давлением деталей мотопроизводства.

Основная доля экономического эффекта приходится на технологическую себестоимость по изменяющимся статьям затрат.

Новые капитальные вложения при переходе на магниевые сплавы, идущие главным образом на приобретение специализированного оборудования, компенсируются в основном уменьшением числа металлорежущих станков и площадей под них в цехах механической обработки (в среднем в 1,6—1,8 раза).

Экономия на технологической себестоимости достигается за счет уменьшения затрат на материалы (основные) с транспортно-заготовительными расходами, зарплату с начислениями, электроэнергию и газ, инструмент, тигли и ковш, текущий ремонт, содержание оборудования и площадей.

Однако, как показал практический опыт изготовления малых серий деталей из магниевых сплавов на ряде предприятий, прямой экономии по себестоимости изготовления деталей из магниевых сплавов в сравнении с алюминиевыми не наблюдается. Все технологические расходы, отнесенные к 1 т магниевого литья, выше, чем соответствующие расходы для алюминиевого литья.

Более того, стоимость литья из магниевых сплавов, эквивалентного по количеству отлитых деталей 1 т алюминиевого литья, также получается выше примерно в 1,5 раза. Это объясняется отсутствием на предприятиях специализированного оборудования как литейного, зачистного, так и оборудования для механической обработки, что не позволяет получить экономические преимущества на операциях плавки, заливки, механической обработки; недостаточной освоенностью технологического процесса литья и защиты магниевых сплавов и отсутствием квалифицированных рабочих на этих операциях, что приводит к увеличению трудоемкости изготовления деталей и повышению затрат на брак; относительно высокой стоимостью защитно-декоративных покрытий.

Тогда же, когда при переходе на магниевые сплавы снижение веса деталей позволяет значительно улучшить другие технико-эксплуатационные характеристики, эффект от замены алюминиевых сплавов магниевыми получается весьма заметным.

В настоящее время замена конструкционных материалов, в частности на основе алюминия, на магниевые сплавы целесообразна только в том случае, когда снижение веса изделия имеет преобладающее значение при оценке его технико-экономических характеристик, например для оптических изделий и электропилы.

В перспективе при создании комплексного специализированного производства применение магниевых сплавов, кроме функциональных преимуществ, будет экономически целесообразно.

В современных металлических мостах применяют несколько типов безбалластного мостового полотна.
В свое время было широко распространено мостовое полотно на деревянных поперечинах в силу его относительной простоты устройства и малого собственного веса (рис. 3.2). В ряде случаев (например, на разводных мостах) вместо деревянных укладывают металлические поперечины, но вследствие повышенной металлоемкости, коррозии и других недостатков их применяют редко.
Из-за низкой долговечности и значительных расходов на содержание мостовое полотно на деревянных поперечинах все более вытесняется безбалластным полотном на железобетонных плитах (рис. 3.3). Плиты изготавливают из обычного или предварительно напряженного железобетона в виде сборных блоков, прикрепляемых к верхним поясам балок высокопрочными шпильками; в совместную работу с главными балками плиты не включаются. Поперечные швы между блоками заделывают гидроизоляционными мастиками. Промежуточные скрепления рельсов здесь те же, что и в обычном пути на железобетонных шпалах.

В ряде зарубежных стран считают эффективным мостовое полотно с укладкой рельсов непосредственно на несущие металлические конструкции. Расстояние между главными балками принимают равным расстоянию между осями рельсов (по нашим нормам 1,6 м). Достоинства: минимальные масса и строительная высота, доступность всех элементов для осмотра. Вместе с тем конструкции полотна присущи серьезные недостатки: возрастание уровня динамических процессов в системе «мост—поезд», повышенный шум, сложность устройства пути на кривых, электроизоляции и автоблокировки, худшие условия работы бесстыкового пути.

Основными несущими элементами классического пролетного строения являются двутавровые главные балки, объединяемые в пространственную конструкцию системой продольных и поперечных связей (см. рис. 3.1, б). Двутавровые главные балки изготавливают из отдельных стальных листов клепкой или сваркой. Высота двутавра может быть назначена различной, от этого зависит площадь поясных листов. При недостаточной площади одного листа может быть устроен пояс в виде пакета листов, соединенных друг с другом. С увеличением высоты балки повышается ее жесткость и уменьшается площадь поясов, но возрастает площадь стенки.
Поперечное сечение главной балки, подобранное по максимальному изгибающему моменту в середине пролета, естественно, излишне в его остальных частях. В этой связи сечения поясов и стенки рационализируют, уменьшая их от середины к краям балки. Чтобы обеспечить усталостную прочность конструкции, в местах обрыва и изменения сечений поясных листов следует выполнить плавные переходы: уклоном 1:8 для растянутого пояса и 1:4 — для сжатого (рис. 3.4).

Связи имеют вид плоских ферм. Элементарная ячейка фермы называется панелью связей. Фермы связей обычно выполняют с треугольной или крестовой решеткой, т.е. в панели фермы располагают соответственно один или два диагональных элемента.
Верхние и нижние продольные связи (расположенные горизонтально в уровнях верхних и нижних поясов главных балок), помимо обеспечения пространственной неизменяемости конструкции, воспринимают горизонтальные поперечные нагрузки: давление ветра, поперечные удары колес временной нагрузки, центробежные силы (при расположении моста на кривой в плане). Отметим, что при езде поверху на нижние продольные связи передается только часть поперечных нагрузок, действующих на главные балки. Следовательно, их роль в работе пролетного строения несколько меньшая, чем верхних связей.
Промежуточные поперечные связи способствуют равномерному распределению усилий от подвижной нагрузки между главными балками пролетного строения (для этого расстояние между связями вдоль пролета назначают не более двух высот балки). В состав опорных поперечных связей, выполняющих также функции опор ферм верхних и нижних продольных связей, входят домкратные балки. Они предназначены для восприятия усилий домкратов при подъеме и опускании пролетного строения на монтаже и при ремонте.
После того, как вертикальная нагрузка, приложенная в плоскости изгиба двутавровой главной балки, достигнет определенного предела Ркр (зачастую намного меньшего предельной силы по прочности конструкции), возможна потеря устойчивости балки по изгибно-крутильной форме (общей устойчивости). Балка выпучивается в плане из плоскости изгиба и скручивается (рис. 3.5, а). На общую устойчивость влияют расстояния между местами закрепления сжатого верхнего пояса балки и изгибная жесткость пояса относительно вертикальной оси. Следовательно, размер панели продольных связей и шаг поперечных связей лимитируются допустимой по устойчивости свободной длиной сжатого верхнего пояса главной балки.

Балочные пролетные строения железнодорожных мостов устраивают, как правило, под один путь. В поперечном сечении многопутного моста устанавливают несколько отдельных пролетных строений. В однопутном пролетном строении обычно достаточно двух главных балок. Расстояние между их осями поперек моста определяется местом расположения езды, конструкцией мостового полотна, поперечной устойчивостью пролетного строения, его горизонтальной жесткостью, экономическими и другими соображениями.
Здесь мы рассматриваем пролетные строения с ездой поверху. Главные балки в железнодорожных мостах имеют довольно большую высоту — Н = (1/12 — 1/15)lp, но при этом обеспечивается минимально возможное расстояние В между осями главных балок, приводящее к экономии материала проезжей части и связей.
Строительной высотой пролетного строения hстр называется расстояние от наинизшей точки конструкции до уровня подошвы рельса на железнодорожных мостах либо до уровня верха проезжей части на автодорожных мостах (рис. 3.6, а).

При компоновке схемы мостового сооружения (см. рис. 3.1, а) строительная высота пролетных строений hстр может влиять на назначение генеральных размеров и отметок двояко:
• если отметки насыпи на подходах не заданы, из соображения экономии на земляных работах отметки подходов следует назначать минимальными, отложив вверх от отметки верха подмостового габарита (либо от минимально возможной отметки низа конструкции в пролете) строительную высоту пролетного строения;
• в случае, когда отметки подходов заданы проектировщиком трассы, необходимо проверить, вмещается ли пролетное строение определенной строительной высоты между заданными уровнем проезда и минимально возможной отметкой низа конструкции в пролете.

Снизить строительную высоту разрезного пролетного строения возможно за счет ее уменьшения в зоне опор (h2 ≤ h1 на рис. 3.6, б). Балки с переменной высотой более экономичны, но сложнее в изготовлении и обладают несколько худшими эстетическими качествами.
Расстояние между осями главных балок В должно удовлетворять условиям поперечной устойчивости пролетного строения против опрокидывания под действием горизонтальных поперечных сил (рис. 3.7):

где Mu, Mz — соответственно момент опрокидывающих и удерживающих сил;
Wi — ветровая нагрузка на пролетное строение и подвижной состав;
Qпоп — нагрузка поперечных ударов подвижного состава;
(hcтp + hp) — строительная высота пролетного строения с учетом высоты рельса;
Pv, Pпр — вертикальные нагрузки: временная и от веса пролетного строения;
m — коэффициент условий работы, равен 1;
В — расстояние между осями главных балок;
γn — коэффициент надежности по назначению, равен 1,1.
Bce нагрузки расчетные с введением коэффициентов их сочетания.
При назначении расстояния В между осями главных балок необходимо также обеспечить требуемую жесткость поперечного сечения пролетного строения относительно вертикальной оси, при которой расчетный период собственных поперечных горизонтальных колебаний не должен превышать 0,01lp (в секундах) и 1,5 с, что определяется динамическим расчетом пролетного строения.
Двутавровая форма сечения главных балок продиктована возможностью их изготовления из плоских листов. Ho известно, что двутавровое сечение изгибаемой балки нерационально с позиции полноты использования прочностных свойств материала: максимальные нормальные напряжения действуют только в крайних фибрах поясов, тогда как в средней части стенки уровень нормальных напряжений низок. Поэтому для экономии металла толщину вертикальной стенки стремятся делать возможно меньшей, лишь бы она удовлетворяла ограничению по минимальной толщине элемента (в железнодорожных мостах — 12 мм) и условию прочности по касательным напряжениям у опорных сечений балки.
Однако при тонкой стенке возникает необходимость обеспечить ее местную устойчивость. Потеря устойчивости стенки выражается в выпучивании ее из своей плоскости в локальных зонах под действием в общем случае трех компонентов плоского напряженно-деформированного состояния стенки: продольных нормальных σx, поперечных нормальных σy и касательных τxy напряжений.
Основное влияние на потерю местной устойчивость стенки, помимо уровня нормальных сжимающих напряжений σx, оказывают ее относительная толщина t/hs, соотношение размеров a/hs, степень защемления стенки в поясах, характер распределения напряжений σx по высоте стенки (рис. 3.5, б). Чтобы обеспечить местную устойчивость, стенку разделяют на прямоугольные отсеки шириной а и пластинки высотой hi поперечными и продольными ребрами жесткости. Кроме поперечных ребер, играющих роль жесткого контура пластинок стенки, в балке должны быть устроены опорные ребра жесткости, воспринимающие сосредоточенные опорные давления R и выполняемые большего сечения, чем промежуточные (рис. 3.5, в).
При действии касательных напряжений τxy по контуру пластинки потерять устойчивость стенка может от того, что при сдвиге в пластинке по одной из диагоналей возникают растягивающие, а по другой — сжимающие напряжения, которые и могут вызвать выпучивание стенки по волнообразным поверхностям, разделенным линиями перегиба (см. рис. 3.5, в).
Кроме того, выпучивание стенки может произойти и от поперечных сжимающих напряжений σу, передающихся ей верхним поясом при действии местного давления колес подвижного состава (рис. 3.5, г). Аналогично передается на стенку нижним поясом сила давления накаточных устройств при продольной надвижке пролетного строения.
Компоненты напряженного состояния σx, σy и τxy оказывают совместное воздействие на потерю устойчивости стенки, причем различное в разных зонах по ее длине и высоте. Ho из соображений унификации поперечные ребра жесткости размещают с одинаковым шагом вдоль пролета, увязывая шаг ребер с длиной панели ферм связей. Поперечные связи, как правило, размещают в плоскости поперечных ребер жесткости. При малой высоте балок (до 1,2…1,5 м) необходимости в продольных ребрах жесткости может и не возникать, при большей высоте может потребоваться установка нескольких продольных ребер, что определяется расчетом на местную устойчивость стенки.
Устройство тонкой подребренной стенки — решение оптимальное, поскольку масса конструкции минимальна. Вместе с тем трудозатраты и стоимость изготовления такой ребристой конструкции могут оказаться выше, чем при более толстой стенке (20…40 мм), но не имеющей ребер жесткости. В настоящее время подобное решение считается рациональным во многих зарубежных фирмах, где его широко используют в мостах любого типа, получая пусть и более металлоемкие, но простые в изготовлении балки.
В 1930-е—1950-е гг. в бывш. СССР были распространены клепаные пролетные строения со сплошной стенкой. Серия таких балок включала пролеты расчетной длиной 18,2,23, 27 и 33,6 м. В качестве примера на рис. 3.8 показаны фрагменты конструкции пролетного строения расчетным пролетом 18,2 м по типовому проекту Лентрансмостпроекта 1950-х гг. под нагрузку Н8.
Клепаные пролетные строения применяли с мостовым полотном на деревянных поперечинах, уложенных непосредственно на верхние пояса главных балок (см. рис. 3.2). Последние состояли из сплошного вертикального листа толщиной 10…12 мм, поясных уголков и набора горизонтальных листов толщиной не более 20 мм каждый, число которых увеличивалось к середине пролета в соответствии с эпюрой изгибающих моментов. Материалом пролетных строений была малоуглеродистая сталь марки Ст.3 с пределом текучести 230…240 МПа.

Недостатки клепаных конструкций — большой объем сверления отверстий, кузнечных и клепальных работ, дополнительные затраты металла на элементы скрепления деталей (поясные уголки, прокладки и др.). Сейчас металлоконструкции изготавливают на заводах преимущественно не на заклепках, а при помощи электросварки, что позволяет снизить расход металла и трудозатраты изготовления. Один из типовых проектов заводских сварных пролетных строений был выпущен институтом Ленгипротрансмост в 1971 г. К настоящему времени по нему изготовлены и эксплуатируются на сети железных дорог сотни таких пролетных строений.
Конструкции расчетным пролетом 18,2…33,6 м под нагрузку C14 одинаковы для обычных и северных климатических условий, но для северных условий оговаривают дополнительные требования к маркам сталей и окраске пролетных строений.
Все пролетные строения серии — цельно перевозимые, со сварными главными балками (рис. 3.9). Главные балки состоят из вертикальных стенок толщиной 12 мм и поясов из одного или двух листов. Высота главных балок определяется требованиями к вертикальной жесткости пролетных строений и условиями их транспортировки и монтажа консольным краном ГЭПК-130У. Ho приоритет ограничения жесткости над прочностью конструкции привел к тому, что максимальные нормальные напряжения в середине пролета балок не превышают 194 МПа (при расчетном сопротивлении 280 МПа для стали 15ХСНД).

Для всех пролетов серии принята унифицированная решетка связей (рис. 3.10). Заводские соединения связей из уголков 90х90х9 мм с ребрами жесткости и на фасонках с главными балками выполнены на заклепках диаметром 23 мм. Применение в сварной конструкции заклепочных соединений продиктовано желанием заводов-изготовителей устранить большое число мелких, но в то же время весьма ответственных, узлов сварных соединений. Верхние и нижние продольные связи смещены по высоте относительно поясов, что вызвано стремлением избежать ослабления поясов отверстиями для заклепок и исключить соприкасание со связями деревянных мостовых брусьев, прирубаемых к верхнему поясу.

Обследование многих пролетных строений данного типового проекта выявило в них разрушения, снижающие несущую способность конструкции — горизонтальные трещины стенок главных балок в местах обрывов сварных швов прикрепления поперечных ребер жесткости. Причинами появления трещин, имеющих усталостный характер, являются поперечный изгиб стенки за счет кручения поясов при смещении связей относительно поясов, высокие остаточные сварочные напряжения в местах обрыва ребер жесткости и др. Отметим, что аналогичные повреждения имеют массовый характер и в сплошных балках стальных железнодорожных мостов во многих зарубежных странах.
В откорректированном типовом проекте 1991 г. (шифр 821К, табл. 3.1) листовые ребра жесткости, привариваемые к стенке, заменены уголковыми ребрами жесткости сечением 200х125х12 мм, прикрепляемыми к стенке высокопрочными болтами диаметром 22 мм. Чтобы исключить кручение поясов, их жестко соединяют болтами с выступающими полками ребер жесткости уголковыми коротышами сечением 125х125х12 мм (рис. 3.11). Уголковые ребра жесткости ставят с внутренней стороны балок (по расчету устойчивости стенки) и дополнительно — с внешней стороны в местах установки тротуарных консолей.

Итак, в последнем типовом проекте сплошностенчатых пролетных строений с безбалластным полотном существенно отступили от цельносварных конструкций — сварными остались только главные балки. Возросла металлоемкость и трудоемкость заводского изготовления конструкций, но внесенные изменения повысили усталостную прочность, долговечность и надежность пролетных строений. И все же типовой проект 1991 г. следует рассматривать как временный, пока не будут найдены рациональные и надежные решения цельносварной конструкции.
Из-за того, что основной причиной образования усталостных трещин в стенках балок является изгиб стенки вследствие кручения поясов, совершенствование конструкции ведется в следующих направлениях: ликвидация кручения поясов, обеспечение свободы кручения поясов независимо от стенки и др. Примером первого направления является устройство стенок из гофрированного металла, второго — балки со «свободными» поясами, к которым не крепят ребра жесткости.

Традиционная форма цельноперевозимых пролетных строений из двух двутавровых главных балок, объединенных уголковыми связями, наряду с относительной простотой конструкции имеет и ряд недостатков. Помимо отмеченных выше к их числу следует отнести: многоэлементность, необходимость устройства раздельного мостового полотна, недостаточную защищенность несущих элементов от коррозии и др. Поэтому в мировой и отечественной практике постоянно совершенствуют существующие конструкции и создают новые формы.
Одно из направлений состоит в применении коробчатых пролетных строений с верхним поясом в виде ребристого настила, непосредственно к которому крепят рельсы. Отечественными специалистами предложен ряд решений, в одном из которых коробка состоит из двух двутавровых балок, к поясам которых на высокопрочных болтах или сварке присоединены горизонтальные ребристые плиты (рис. 3.12). Верхняя опирается двумя тавровыми ребрами на поперечные двутавровые балки, прикрепляемые ВПБ к поперечным ребрам жесткости стенок с шагом 2…2,5 м. Листовые продольные ребра верхней и нижней плит необходимы для набора рассчитанной площади поясов коробки, а также для обеспечения общей устойчивости листа верхнего сжатого пояса. В опорных сечениях коробка закрывается торцевыми сплошными листами с монтажными люками. Она полностью изготавливается в заводских условиях, на монтаже только требуется прикрепить к ней тротуары. Перечислим достоинства коробчатых пролетных строений: максимальная заводская готовность, высокая вертикальная, горизонтальная и крутильная жесткость, защита внутренней полости коробки от коррозии, повышение долговечности и снижение эксплуатационных расходов. Применение таких пролетных строений особенно целесообразно при строительстве в труднодоступных районах с холодным климатом.

При создании отечественных сварных коробчатых конструкций учли опыт зарубежных стран, прежде всего Германии, где еще в 1960-е гг. было построено большое число сооружений данного типа. В качестве интересного примера приведем разрезное балочное пролетное строение моста через реку Эммер у Бад Пирмонт (рис. 3.13). Пролетное строение под два железнодорожных пути выполнено в виде одной сварной коробки с наклонными стенками при непосредственном прикреплении рельсов пути к листу верхнего пояса. Для опирания рельсов внутри нее устроены две вспомогательные треугольные коробки. Вся конструкция укреплена штампованными продольными ребрами и поперечными диафрагмами. Коробчатая балка высотой 3,5 м (1/15,4 пролета) на концах уменьшается до высоты вспомогательных треугольных коробок — 1,72 м. Полная масса конструкции — 245 т (350 кг/м2). Интересным приемом использования материала является применение так называемой бистальной конструкции: устройство верхней (менее напряженной) части балки из менее прочной стали St37, а нижней (более напряженной) — из низколегированной стали повышенной прочности St52.
Вместе с тем отметим, что применение сталей повышенной и высокой прочности в коробчатых конструкциях, призванное экономить металл, может быть малоэффективным, поскольку в железнодорожных мостах сечения главных несущих элементов часто лимитируются условием жесткости конструкции f ≤ flim. В этом случае конструкция оказывается существенно «недонапряжена».

Крахмально-нефтяная эмульсия (КНЭ). В состав КНЭ входит 80—85% крахмального реагента (5%-ной концентрации) и 20—15% нефти. Перед вскрытием соленосных отложений заготавливают крахмальный реагент с концентрацией 5—6% крахмала и вводят в него 15—20% нефти. Такая эмульсия имеет следующие параметры: у = 1,12—1,16 гс/см3; Т = 30—40 с; В = 2—4 см3; CHC = 0. После насыщения солью и тонкодисперсными частицами выбуренной породы удельный вес КНЭ повышается до 1,22—1,26 гс/см3. Если необходимо утяжелить КНЭ до большего удельного веса, то предварительно повышают CHC введением вязкого глинистого раствора, приготовленного па пресной воде. Обычно для создания структуры в КНЭ требуется ввести 10—12% глины. Если в фильтрате КНЭ содержатся катионы Ca2+ и Mg2+, то полезны небольшие добавки ССБ (2—3%).

КНЭ имеет следующие недостатки: большой расход крахмала; чрезвычайно высокая щелочность; низкая термостойкость (до 100°С).

Из-за высокой щелочности КНЭ нецелесообразно применять для разбурнвания глинистых пород или для разбуривании соленосных пород, если вышележащие отложения не перекрыты обсадной колонной. Термостойкость КНЭ не превышает 100° С, что также ограничивает ее применение.

Облегченная промывочная жидкость на основе водных растворов полиакриламида (ПАА). Полиакриламид трудно растворяется в холодной воде, но при подогреве до 60—80° С при тщательном перемешивании порошкообразного или гелеобразного ПАА в воде его растворение не вызывает особых затруднений. Водные растворы ПАА, не содержащие каких-либо других компонентов, имеют высокую водоотдачу и недостаточную удерживающую способность, Например, 0,5%-ный раствор ПАА в воде имеет водоотдачу 25 см3 и не удерживает твердых частиц выбуренной породы во взвешенном состоянии. Однако при введении в раствор ПАА тонкодисперсного мела и насыщении солями NaCl, MgCl2 и другими водоотдача снижается до 1—5 см3 и создается удерживающая способность. По данным В.П. Белова, 1%-ный водный раствор ПАА, содержащий 25% NaCl, имеет водоотдачу 6 см3. При введении 30% порошкообразного мела или известняка удельный вес повышается до 1,15 гс/см3, водоотдача снижается до 2—3 см3, раствор приобретает стабильность. Введение магниевых солей еще больше снижает водоотдачу и позволяет снизить концентрацию ПАА до 0,25—0,20%. Уменьшение водоотдачи водных растворов ПАА с увеличением минерализации создает предпосылки применения их для разбуривании соленосных пород.

Особенностью водных растворов ПАА является их способность резко уменьшать набухание глинистых пород, что способствует повышению устойчивости стенок скважин и резкому уменьшению диспергирования в промывочной жидкости частиц выбуренной породы.

Среди недостатков водных растворов ПАА как промывочных жидкостей следует отметить их способность резко уменьшать проницаемость продуктивных пластов. Этот недостаток не позволяет использовать водные растворы ПАА при вскрытии продуктивных пластов. Другим недостатком ПАА является возможность их гидролиза в скважинах, где температура достигает 80—100° С и выше. Образующийся при этом гидролизованный ПАА при наличии в промывочной жидкости катионов поливалентных металлов вступает с ними в реакцию и выпадает в осадок.

Исходя из перечисленных особенностей водных растворов ПАА, их можно рекомендовать для разбуривания глинистых и соленосных пород при температурах на забое не выше 80° С при условии насыщения их солями. Применение водных растворов ПАА для вскрытия продуктивных пластов недопустимо.

Безглинистая промывочная жидкость на основе бурого угля, каустической соды и извести или алебастра (БУКА) предложена П.Г. Кулагиным. Кроме указанных компонентов и воды, при бурении в состав БУКА переходят тонкодисперсные частицы выбуренной породы, а при разбуривании соленосных отложений — водорастворимые соли. Свойства БУКА зависят в первую очередь от следующих химических процессов, происходящих в этой промывочной жидкости.

Структура в БУКА создается благодаря образованию нерастворимых комплексов гуматов кальция, которые в этой промывочной жидкости выполняют роль дисперсной фазы. В состав дисперсной фазы входят также недиссоциированные частицы сульфатов кальция, частицы выбуренной породы и утяжелитель. Присутствие гуматов натрия обеспечивает низкую водоотдачу.

Таким образом, свойства БУКА зависят от количества гуматов и соотношения между гуматами натрия и гуматами кальция. Увеличение концентрации каустической соды вызывает перевод части гуматов кальция в гуматы натрия, что приводит к уменьшению водоотдачи, вязкости и CНC. Дальнейшее увеличение концентрации щелочи может привести к коагуляции гуматов и вследствие этого к повышению водоотдачи и потере стабильности.

Концентрация извести или сульфата кальция, который вводится в форме алебастра (CaSO4*0,5Н2О) или гипса (CaSO4*2Н2О) должна быть всегда выше их растворимости (0,2%), но для сокращения частоты обработок необходимо вводить их не менее 5—8%. П.Г. Кулагин отдает предпочтение использованию извести вместо алебастра.

Приготовление БУКА можно осуществить непосредственно в скважине после спуска кондуктора. Для этого необходимо заменить применявшуюся ранее промывочную жидкость водой, растворить в этой воде 1,5—2% каустической соды и 5—8% извести. Пропускам всю циркулирующую жидкость через гидравлическую или механическую мешалку, ввести 20—25% порошкообразного бурого угля. После нескольких циклов циркуляции, осуществляемой для выравнивания свойств БУКА можно приступать к разбуриванию цемента.

Как показали исследования, при использовании щелочных гуматных глинистых растворов для разбуривании майкопских глин в Краснодарском крае возникают непреодолимые осложнения, препятствующие бурению скважин. В то же время опыт применения растворов БУКА, имеющих высокое содержание щелочи, а также сульфата кальция или извести, показал, что эти растворы обладают определенным крепящим действием. Чем же объяснить, что повышение щелочности в одних случаях вызывает осложнения при бурении в глинистых породах, а в других случаях препятствует им? Ответ на этот вопрос могут дать следующие исследования: в глинистые суспензии из саригюхского бентонита вводилось определенное количество сульфата кальция и щелочи или хлористого кальция и щелочи и определялась адсорбция Ca2+ глиной в зависимости от равновесной концентрации NaOH. Установлено, что при повышении равновесной концентрации NaOH в глинистых суспензиях до pH=12 адсорбция катионов Ca2+ саригюхским бентонитом уменьшается (рис. 54). При дальнейшем повышении pH в интервале pH=12—14 адсорбция катионов Ca2+ резко возрастает и достигает максимума при pH = 14, что соответствует концентрации щелочи в суспензии, равной 4%. Таким образом, при низкой концентрации NaOH адсорбция Ca2+ уменьшается, а при увеличении равновесной концентрации NaOH выше 0,4% резко возрастает, что приводит к упрочнению глины.

В процессе бурения свойства БУКА могут изменяться из-за уменьшения концентрации компонентов, изменения соотношения между ними, а также обогащения выбуренной породой. Быстрее других уменьшается концентрация NaOH, затем извести и гуматов. Поэтому повторные обработки каустической содой и известью осуществляют через 3—4 дня. Бурый уголь добавляют один раз в 10—15 дней в зависимости от изменения концентрации гуматов в промывочной жидкости.

Если БУКА применяется в течение длительного времени, то постепенно в промывочной жидкости накапливаются соединения кальция с гуматами, глинистыми и другими частицами выбуренной породы, а также свободные катионы кальция. В этом случае концентрация NaOH не может оказать заметного влияния на вязкость и CHC и в качестве понизителя вязкости используют ССБ. Так же, как и для многих других промывочных жидкостей, введение 5— 15% нефти улучшает свойства БУКА. Утяжеление БУКА осуществляют мелом, но если необходимо получить более высокий удельный вес, используют барит или железистый утяжелитель.

Несколько неожиданной оказалась высокая солестойкость БУКА, которая проявляется в том, что при насыщении солью сохраняется низкая водоотдача, хорошая удерживающая способность, необходимые значения вязкости и СНС. Промышленные испытания показали, что БУКА обладает также определенным крепящим действием, т. е. способностью повышать устойчивость глинистых пород.

Хорошие результаты были получены при промышленном испытании БУКА в различных районах Украины и Белоруссии. В тресте Белнефтегазразведка вместо бурого угля для приготовления БУКА был использован торф (фрезерный или полубрикет), что способствовало снижению водоотдачи промывочной жидкости. В нормальных условиях БУКА имеет следующие параметры: у=1,25—1,35 гс/см3; T=60—120 с; B = 6—12 см3; K=1—3 мм.

При бурении высокотемпературной скважины на площади Ky-жерская использование БУКА не дало положительного результата. Поэтому до более полного исследования термостойкости этой промывочной жидкости необходимо ограничить область ее применения температурами 120—140° С.

Непродуктивные и эксплуатационные скважины — как морские, так и расположенные на суше, на которых произошло истощение коллектора, — требуется тампонировать и ликвидировать. Эта процедура необходима по закону для предотвращения загрязнения солеными промысловыми водами пресных грунтовых вод. Она заключается в цементировании ствола скважины.

Во-первых, из скважины требуется, по возможности, извлечь обсадную колонну, которую можно использовать впоследствии. Во-вторых, все истощенные пласты должны быть изолированы с помощью установки на их уровнях цементных пробок (см. рис. 27.8). Коллекторы пресных вод, располагающиеся близко к поверхности, также необходимо защитить с помощью цемента. На определенной глубине ствол скважины перекрывают искусственной пробкой, которая регулирует уровень цемента. Затем проводят цементирование верхней части скважины, где выходят коллекторы с пресной водой. Этот процесс может представлять собой просто цементирование скважины сверху до глубины 100 фут. (30 м). Более сложный вид наряду с цементированием верхней части скважины включает также цементирование всех зон высокого давления и проницаемых зон.

Обсадную колонну обрезают на глубине 6 фут. (2 м) ниже поверхности и к верхней части приваривают стальной лист. После этого скважину заполняют землей и устанавливают репер.

На морских скважинах тампонирование и ликвидация происходят так же, как на суше: сначала извлекают из скважины все оборудование. Любая часть оборудования, поднимающаяся над морским дном, например обсадная колонна, обрезается, чтобы не создавать угрозы навигации. При ликвидации морской буровой платформы обычно сохраняют только палубное оборудование, например модули. Самоходное основание обычно опускают на морское дно либо обрезают ниже уровня моря, чтобы оно не стало препятствием при навигации. Ликвидированная структура на морском дне становится прекрасным убежищем для рыб.

По результатам исследований применения арматуры в конструкциях из песчаного бетона можно сделать следующие выводы:
1. О длине зоны передачи напряжений предварительно напряженной арматурой в песчаных бетонах разных марок, изготовленных по разным технологиям:
— величина lp в песчаных бетонах слитной структуры практически не зависит от технологии изготовления материала и может быть принята равной длине зоны передачи напряжений в равнопрочных тяжелых бетонах.
2. Об особенностях образования и раскрытия трещин в изгибаемых конструкциях из песчаного бетона:
— значение коэффициента ψa (отношение напряжений в арматуре в середине участка между трещинами и в месте раскрытия трещины) практически не зависит от технологии изготовления песчаного бетона и равно величине ψа для тяжелого бетона;
— шаг lT и раскрытие трещин aT в изгибаемых конструкциях из песчаного бетона группы В меньше, чем в аналогичных конструкциях из тяжелого бетона на 5-10 Для песчаных бетонов групп А и Б эти величины меньше на 15-20 %;
— относительные прогибы (отношение фактического прогиба к расчетному) в изделиях из песчаного бетона в среднем на 10 % меньше, чем в аналогичных изделиях из тяжелого бетона.
3. Рекомендации по армированию конструкций, изготавливаемых роликовым формованием:
— предпочтительно использование способов армирования, обеспечивающих минимальные деформации арматурных элементов в процессе уплотнения: предварительно напряженная арматура, плавающие сетки и т.д.;
— целесообразно применение арматурных элементов из стержней большего диаметра как менее деформируемых нагрузкой, приложенной в процессе уплотнения;
— предпочтительно применять пространственные каркасы с «нежесткой» связью между элементами, например, вязаные вместо сварных;
— не допускается использование стандартных пластмассовых фиксаторов как не обеспечивающих требований к защитному слою в процессе формования;
— прочность бетонных фиксаторов не должна быть менее 150 кг/см2;
— способ установки фиксаторов должен учитывать наличие горизонтальных сил, действующих на арматуру в процессе формования и обеспечить восприятие этих сил;
— расстояние между фиксаторами для каркасов, включающих стержни рабочей арматуры диаметром 16-20 мм, должно составлять не более 50 см, для диаметра 8-10 мм — не более 30 см;
— способ фиксации должен обеспечивать величину перемещения арматурных элементов в любой плоскости не более чем на 1 мм, а для стержней, расположенных вблизи торцевых граней, не более чем на 0,5 мм.
4. Рекомендуется способ фиксации арматурных элементов при формовании изделий из особо жестких цементно-песчаных смесей, включающий
— установку каркаса (сетки) в матрицу на предварительно уплотненный вибрацией без пригруза слой цементно-песчаной смеси;
— засыпку и предварительную вибрацию недостающего объема бетонной смеси;
— вибропрессование,
и позволяющий получать качественные железобетонные изделия с проектным расположением арматуры.